tìng biãn tâp hîi ½ëng khoa hÑc pgs.ts.kts. lã quÝn

Tìng biãn tâp PGS.TS.KTS. Lã QuÝn

PhÍ Tìng biãn tâp GS.TS.KTS. Nguyçn Tê L×ng

Hîi ½ëng khoa hÑc

PGS.TS.KTS. Lã QuÝn ChÔ tÌch Hîi ½ëng

GS.TS.KTS. Nguyçn Tê L×ng PhÍ chÔ tÌch Hîi ½ëng

PGS.TS.KTS. PhÂm TrÑng Thuât TS.KTS. Ngé ThÌ Kim Dung PGS.TS. Lã Anh DÕng

TS.KTS. VÕ An Kh¾nh Thõñng trúc Hîi ½ëng

Biãn tâp v¿ TrÌ sú TS.KTS. VÕ An Kh¾nh Trõòng Ban Biãn tâp

CN. VÕ Anh TuÞn Trõòng Ban TrÌ sú

TrÉnh b¿y - Chä bÀn ThS.KTS. Trßn Hõïng Tr¿

To¿ soÂnPhÎng Khoa hÑc Céng nghè Trõñng Âi hÑc Kiän trÒc H¿ NîiKm10, ½õñng Nguyçn TrÁi, Thanh XuÝn, H¿ NîiT: (84-4) 3854 2521 Fax: (84-4) 3854 1616Email: [email protected]

GiÞy phÃp sê 651/GP-BTTTT ng¿y 19.11.2015 cÔa Bî Théng tin v¿ Truyån ThéngChä bÀn tÂi: Trõñng Âi hÑc Kiän trÒc H¿ Nîi In tÂi Céng ty TNHH In Þn a SØcNîp lõu chiæu: 10.2017

2 T„P CHŠ KHOA H“C KI¦N TR”C - XŸY D¼NG

KHOA H“C & C«NG NGHªMÖc lÖcSê 28/2017 - TÂp chÈ Khoa hÑc Kiän trÒc - XÝy dúng

Khoa hÑc v¿ céng nghè

4 Mô hình và tính toán quá trình dịch chuyển nước trong bê tông

Nguyễn Duy Hiếu, Trương Thị Kim Xuân7 Lựa chọn phụ gia khoáng cho bê tông chất lượng cao

Inozemtcev Aleksandr Sergeevich, Korolev Evgenij Valerjevich, Dương Thanh Qui

10 Nghiên cứu ảnh hưởng cốt liệu lớn đến mô đun đàn hồi của bê tông

Chu Nưu Tơn, Phạm Thanh Hùng, Nguyễn Việt Cường

14 Ảnh hưởng của độ mịn của bột đá vôi đến một số tính chất của bê tông hạt mịn

Lê Xuân Hậu

17 Ảnh hưởng của mô đun độ lớn của cát và thành phần vật liệu đến tính chất của vữa xây dựng

Nguyễn Duy Hiếu, Trương Thị Kim Xuân

21 Phân tích dẻo lan truyền dầm liên hợp thép - bê tông chịu tải trọng tĩnh sử dụng siêu phần tử thanh

Hoàng Hiếu Nghĩa, Nghiêm Mạnh Hiến, Vũ Quốc Anh26 Xác định ứng suất do phá hoại kéo trong bê tông bằng

sóng phát xạNguyễn Tất Tâm, Narintsoa Ranaivomanana,

Jean-Paul Balayssac

32 Xác định chiều dày thép tấm đáy bể chứa trụ đứngNguyễn Lệ Thủy, Nguyễn Hồng Sơn

37 Nghiên cứu thành phần động của tải trọng gió cho các công trình tháp, trụ thép

Đoàn Tuyết Ngọc, Vũ Lệ Quyên40 Phân tích một số tham số ảnh hưởng đến hiệu ứng

màng trong sàn bê tông cốt thépĐỗ Kim Anh, Nguyễn Ngọc Tân,

Phạm Xuân Đạt, Nguyễn Trung Hiếu44 Khảo sát quan hệ M-Φ trên tiết diện dầm bê tông cốt

thép khi sử dụng các mô hình vật liệu khác nhauTrần Trung Hiếu, Lê Anh Tuấn, Lê Thanh Tuấn, Đặng Vũ Hiệp

49 Ảnh hưởng của tường chèn tới phản ứng của hệ kết cấu khung bê tông cốt thép chịu động đất theo quan niệm hiện đại

Nguyễn Lê Ninh, Phan Văn Huệ56 Nghiên cứu thực nghiệm sự phá hoại và biến dạng các

nút khung bê tông cốt thép chịu động đấtNguyễn Lê Ninh, Võ Mạnh Tùng

62 Sử dụng phương pháp ma trận chuyển cải tiến để phân tích thanh cong elip có gối tựa đàn hồi chịu tải trọng tĩnh tổng quát

Lê Dũng Bảo Trung67 Tính toán thanh cánh tháp thép tiết diện thép góc đơn

có kể đến giảm yếu và độ lệch trục tại vị trí nútPhạm Thanh Hùng

71 Xác định tải trọng do tác động nổ của bom đạn thông thường lên tầng hầm phòng không

Phạm Minh Hà, Vũ Huy Hoàng75 Các loại tổ hợp khi thiết kế công trình chịu động đất

theo TCVN 9386:2012Nguyễn Thị Ngọc Loan

79 Quan trắc hiện trường móng bè cọc chịu áp lực đất không đối xứng

J. Hamada, K. Yamashita

83 Xác định độ bền chống cắt của đất phong hóa granite Hong Kong dưới ảnh hưởng của mưa

Bùi Đức Tùng, Zhou Chao, Charles W. W. Ng

89 Thiết kế kết cấu công trình ngầm hài hòa với không gian ngầm chất lượng cao

Shunji Ito, Tran Kim Khoa, Tatsuo Yamada, Masayuki Muraki

93 Phân tích ảnh hưởng của đài cọc đến tương tác động học giữa cọc và đất theo phương pháp không lưới

Vương Văn Thành, Nghiêm Mạnh Hiến, Lê Đỗ Kiên

97 Mô hình móng bè cọc kích thước lớn bằng phần mềm Plaxis 3D

Trần Huy Hùng, Nguyễn Trung Hiếu

101 Khái niệm cải tiến năng suất xây dựng 4.0 dựa trên hệ thống thực ảo

Hande Ünlü, Norihiko Goto

105 Giải pháp lắp đặt hệ tường kính công trình siêu cao tầng tại Việt Nam

Nguyễn Văn Đức, Trương Kỳ Khôi

108 Định hướng vai trò của mô hình thông tin công trình BIM trong ngành xây dựng tại Việt Nam

Lê Anh Dũng, Phạm Thành

113 Đổi mới, tăng cường công tác quản lý an toàn lao động trong công tác thi công xây dựng công trình

Phạm Minh Hà, Ngô Lâm, Nguyễn Tuấn Ngọc Tú

117 Kiểm tra chất lượng số liệu đo GPS trong đo đạc phục vụ cho việc xây dựng công trình

Bùi Thị Hồng Thắm

122 Khảo sát khả năng ứng dụng của phương pháp Pelzer để đánh giá độ ổn định của các điểm khống chế cơ sở trong quan trắc biến dạng công trình

Lê Thị Nhung, Vũ Ngọc Quang126 Những yếu tố cơ bản tạo nên sự sống động của phố đi

bộ ở trung tâm đô thịVũ An Khánh

130 Xây dựng kế hoạch marketing của doanh nghiệp xây dựng trong xu hướng hội nhập quốc tế

Đặng Thế Hiến

133 Ứng dụng hệ thống thông tin địa lý (GIS) trong quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì thành phố Hà Nội

Vũ Lê Ánh, Lê Thị Minh Phương

137 Công nghệ thích hợp đảm bảo chất lượng và tiến độ thi công kết cấu nhà cao tầng tại Việt Nam

Vũ Hải Nam

141 Hồ đô thị và vai trò điều tiết nước mưa trong hệ thống thoát nước đô thị

Chu Mạnh Hà

3 S¬ 28 - 2017

KHOA H“C & C«NG NGHª ContentsNumber 28/2017 - Science Journal of Architecture & Construction

Science and technology

4 Modeling and calculation for moving process of water in concrete

Nguyễn Duy Hiếu, Trương Thị Kim Xuân7 Selection of mineral aditives for high-perfomance

concreteInozemtcev Aleksandr Sergeevich,

Korolev Evgenij Valerjevich, Dương Thanh Qui10 Studying the influence of large aggregate on the elastic

modulus of concrete Chu Nưu Tơn, Phạm Thanh Hùng, Nguyễn Việt Cường

14 Effect of fineness of limestone powder on some properties of fine concrete

Lê Xuân Hậu

17 Effect of modulus of sand and material composition to properties of mortar


21 The spread of plasticity analysis of steel-concrete composite beam under static load using super element

Hoàng Hiếu Nghĩa, Nghiêm Mạnh Hiến, Vũ Quốc Anh26 Identification of tensile damage in concrete by Acoustic

EmissionNguyễn Tất Tâm, Narintsoa Ranaivomanana,

Jean-Paul Balayssac

32 Determination of thickness of vertical cylindrical tanks steel base plate

Nguyễn Lệ Thủy, Nguyễn Hồng Sơn37 Research of the dynamic component of the wind load for

high-rise steel structuresĐoàn Tuyết Ngọc, Vũ Lệ Quyên

40 Analysis of some parameters effecting membrane action in the reinforced concrete slabs

Đỗ Kim Anh, Nguyễn Ngọc Tân, Phạm Xuân Đạt, Nguyễn Trung Hiếu

44 Investigating the M-Φ relation in section of reinforced concrete beams using various material models

Trần Trung Hiếu, Lê Anh Tuấn, Lê Thanh Tuấn, Đặng Vũ Hiệp

49 The influence of masonry infills on the seismic response of reinforced concrete frame structures according to modern conception

Nguyễn Lê Ninh, Phan Văn Huệ56 Experimental study the failure and deformation of beam-

column joint under earthquake loadNguyễn Lê Ninh, Võ Mạnh Tùng

62 Using modified transfer method to analyse ellips curve frame with springs supports under genera static l load Lê Dũng Bảo Trung

67 Calculation of single equal leg angle members of steel tower that includes the weakening cross section and the eccentricity at the node position

Phạm Thanh Hùng71 Determining static load equivalent to the explosive effect

of conventional bomb on the basementPhạm Minh Hà, Vũ Huy Hoàng

75 Combinations in designing of structures for earthquake resistance, according to TCVN 9386:2012

Nguyễn Thị Ngọc Loan79 Field monitoring on piled raft foundation subjected to

unsymmetrical earth pressureJ. Hamada, K. Yamashita

83 Determination of shear strength of completely decomposed granite (CDG) in hong kong subjected to rainfall infiltration

Bùi Đức Tùng, Zhou Chao, Charles W. W. Ng

89 Underground structural design harmonized with high quality urban underground space

Shunji Ito, Tran Kim Khoa, T atsuo Yamada, Masayuki Muraki

93 Affect analysis of foundation to dynamic interaction between pile and soil by meshless method


97 Modeling of a large pile raft with Plaxis 3D softwareTrần Huy Hùng, Nguyễn Trung Hiếu

101 Cyber-physical system based productivity improvement concept of construction 4.0

Hande Ünlü, Norihiko Goto

105 Solutions for installing the glass curtain wall system of skyscrapers in Vietnam


108 Defining Building Information Modeling - BIM role in Vietnam construction industry


113 Innovation, strengthen of labor safety management in construction works

Phạm Minh Hà, Ngô Lâm, Nguyễn Tuấn Ngọc Tú

117 Testing the quality of GPS data for building worksBùi Thị Hồng Thắm

122 Investigating the application of pelzer method to analyse the stability of control points in deformation monitoring of constructions

Lê Thị Nhung, Vũ Ngọc Quang126 Creating the Exciting Pedestrian Street in Urban Center -

The Main IssuesVũ An Khánh

130 Creating the marketing plan for construction enterprises in the trend of international integration


133 Application of GIS on tourism places planning in Ba Vi district, Hanoi city


137 Appropriate technology and quality assurance structure and progress for high-rise building in Vietnam

Vũ Hải Nam

141 Urban lakes and the role of rainwater regulation in urban drainage system

Chu Mạnh Hà


KHOA H“C & C«NG NGHª

Mô hình và tính toán quá trình dịch chuyển nước trong bê tôngModeling and calculation for moving process of water in concrete


Tóm tắtHiện nay ở nước ta, công tác bảo dưỡng ẩm bê tông xi măng được thực hiện theo tiêu chuẩn TCVN 8828:

2011. Tuy nhiên trong nhiều trường hợp công tác này khó thực hiện và hiệu quả thấp, ví dụ đối với bê tông cường độ cao, kết cấu dạng đứng, kết cấu trên

cao… Để đảm bảo chất lượng cho bê tông trong những trường hợp đó, giải pháp nội bảo dưỡng (IC) đã được đề xuất. Theo đó một lượng nước ban đầu,

không phải là nước trộn trong cấp phối, được đưa vào bê tông thông qua cốt liệu rỗng (CLR) bão hòa trước khi trộn hỗn hợp. Bài báo này trình bày mô hình và tính toán về sự chuyển dịch của nước trong bê tông

khi thực hiện nội bảo dưỡng. Kết quả nghiên cứu cho thấy, sự chuyển dịch của nước từ trong CLR vào

hệ lỗ rỗng của nền đá xi măng phụ thuộc độ rỗng, bán kính mao quản trong các pha, độ nhớt của pha

lỏng… Sự chuyển dịch nước bên trong tạo điều kiện tốt để thủy hóa chất kết dính, nâng cao độ đặc chắc

và tính đồng nhất vi mô của bê tông.Từ khóa: Cốt liệu rỗng; nội bảo dưỡng (IC); nước mao quản;

nước thấm nhập

AbstractCurrently in our country, the curing of cement concrete is

performed accordance with TCVN 8828: 2011. However, in many cases this is difficult to implement and low efficiency,

for example for high-strength concrete, vertical concrete structures, overhead structures… To ensure the quality of

the concrete in the cases, that the ordinary curing is not feasible for example for high-strength or high performance

concrete, internal curing solution (IC) has been proposed. Accordingly lighweight aggregates should use saturated

with water before mixing the concrete mixture. This paper presents some results of theoretical calculating about

moving of water in the concrete. These analyzes showed that effect of IC is feasible.

Keywords: Lightweight aggregate; internal curing; capillary water; migration of water

PGS.TS. Nguyễn Duy Hiếu Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]. Trương Thị Kim Xuân Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Tổng quan Bản chất của bảo dưỡng từ bên trong cho bê tông hay còn gọi là nội

bảo dưỡng – Internal Curing (IC) là đưa vào bê tông một lượng nước dự trữ thông qua các vật liệu có khả năng ngậm nước ở mức độ phù hợp (thường dùng là các hạt cốt liệu rỗng nhân tạo (CLR)), lượng nước này không tham gia vào nước trộn bê tông. Hệ lỗ rỗng của CLR chứa đầy nước đóng vai trò như những “vi giếng” cấp nước khi cần, duy trì sự bão hòa ẩm trong mao quản đá xi măng. Hiệu quả của IC phụ thuộc các yếu tố: lượng nước dự trữ trong CLR, khả năng giữ nước và sự phân bố của CLR; khoảng cách thấm nhập của nước dự trữ vào nền cho đá xi măng; nhiệt độ của hệ… [2]. Nếu bê tông, mà trong đó nội bảo dưỡng phát huy tác dụng tốt, nhờ đó giảm nhẹ hoặc không cần thực hiện công tác bảo dưỡng thông thường, có thể gọi là bê tông tự bảo dưỡng.

Hình 1 là mô hình mô tả sự trao đổi nước giữa bê tông chỉ chứa cốt liệu đặc và bê tông có chứa cốt liệu rỗng ngâm nước trước khi trộn. Đối với bê tông sử dụng toàn bộ cốt liệu đặc, trong quá trình thi công nước bay hơi làm giảm thể tích bê tông và để lại cấu trúc rỗng trong cấu trúc của nó; đối với bê tông áp dụng IC, một lượng CLR (đã tiền xử lí bão hòa nước) thay thế một phần cốt liệu đặc, nước từ mao quản của CLR sẽ tự chuyển dịch ra bù đắp và duy trì độ ẩm bão hòa trong hệ mao quản của đá xi măng trong quá trình đống kết và rắn chắc của bê tông. Dễ thấy rằng, kích thước của hệ mao quản trong CLR gần như bất biến theo thời gian và lớn hơn nhiều so với kích thước mao quản trong đá xi măng ngày càng nhỏ lại do sự hydrat tiếp tục của nó. Do đó, khi nền đá xi măng đã khô tương đối so với cốt liệu, dưới tác dụng của sức hút mao quản, nước sẽ từ các mao quản lớn của CLR chuyển dịch về các mao quản nhỏ hơn trong đá xi măng và xi măng tiếp tục thuỷ hoá. Quá trình này sẽ tắt dần theo thời gian khi cần bằng áp lực trong hệ các mao quản được thiết lập. Nếu biết cách khai thác, rõ ràng đây là một đặc điểm tích cực của CLR, tăng cường quá trình tự bảo dưỡng cho bê tông giàu xi măng. Dĩ nhiên, tùy thuộc tính chất và hàm lượng của CLR thay cho cốt liệu đặc mà tính chất cơ học của bê tông có thể bị ảnh hưởng, điều đó đòi hỏi việc lựa chọn loại CLR, tính toán kiểm tra và đánh giá hiệu quả khi áp dụng IC.

2. Trao đổi nước giữa các pha trong bê tông2.1. Động lực chuyển dịch nước trong bê tông

Khi đưa một lượng CLR ngậm nước nhất định vào trong bê tông, sự trao đổi nước giữa CLR và nền vữa xảy ra ngay khi trộn hỗn hợp, chiều và mức độ của quá trình này phụ thuộc chênh lệc sức hút mao quản trong các lỗ rỗng của CLR và nền xi măng. Nếu CLR trước khi trộn ở trạng thái khô hoặc chưa bão hòa, có thể nó sẽ hút pha lỏng trong nền theo chiều hạ thấp chênh lệch hàm ẩm. Trong điều kiện ngược lại, nước từ hệ mao quản của CLR sẽ chuyển dịch cho nền đá xi măng. Hình 2 mô tả sự trao đổi nước khi có chênh lệch dương về sức hút mao quản giữa lỗ rỗng của nền đá xi măng và CLR.

Hệ thống lỗ rỗng trong đá xi măng có kích thước bé hơn và giảm dần theo thời gian so với hệ lỗ rỗng lớn hơn và gần như bất biến trong cốt liệu rỗng. Xét mao quản hoặc lỗ rỗng gel trong đá xi măng, bán kính tương đương r = r(t) (có thể xác định từ đường cong thực nghiệm mô tả phân bố thể tích lỗ rỗng theo bán kính của nó: dV/d(lnr) = f(lnr)), nối thông với mao quản có bán kính tương đương Ra của CLR. Sức hút giữa mao quản giữa hai hệ lỗ rỗng sẽ là [1, 2]

2. .cos 2. .cos( ) ( ) ( ) 0r(t)

∆ = − = − = >>m mP t Pa P m f tRa

σ ϕ σ ϕ

(2.1)

5 S¬ 28 - 2017


Trong đó:Pa và P(m) – Áp suất hơi bão hòa tương ứng trên mặt

cong chất lỏng trong lỗ rỗng của CLR và đá xi măng;σm và σ – Sức căng bề mặt tương ứng của dung dịch

lỏng (trong nền xi măng) và nước (trong CLR);φm và φ – Góc thấm ướt tương ứng của dung dịch lỏng

trong mao quản đá xi măng và nước trong CLR; r(t) và Ra – Bán kính mao quản tương ứng của đá xi

măng và của CLR.

Có thể coi σm = σ và φm = φ (và không đổi theo tuổi của bê tông), khi đó ∆P(t)=f(r(t))>0, do vậy nước trong cốt liệu rỗng sẽ chuyển cho đá xi măng với hệ lỗ rỗng có độ ẩm và kích thước giảm dần do quá trình hydrat của các khoáng trong xi măng.2.2. Tính toán khoảng cách chuyển dịch của nước nội bảo dưỡng

Lưu lượng dòng chảy của nước cấp từ CLR cân bằng với lượng nước cần thiết để giữ trạng thái bão hoà trong các lỗ rỗng của đá xi măng bao quanh nó. Có thể cho rằng sự vận chuyển của chất lỏng trong hệ đang xét tuân theo quy luật chảy dòng. Gọi chiều sâu thấm nhập nước là L (m), theo lý thuyết thuỷ lực áp dụng cho chất lỏng chảy dòng trong ống trụ nhỏ, lưu lượng dòng chảy Q (m3/s) được mô tả theo phương trình Hagen – Poiseuille:

4 22 . ( ). ( ) . ( ). . ( ). . ( )

8 . .∂ ∆ ∆

= = = =∂ sV r t P t r t k P tQ r tt L L

π πυ πµ µ (2.2)

Trong đó:V – Thể tích chuyển dịch của chất lỏng (m3);υs – Vận tốc chảy trung bình của chất lỏng trong ống;

2 ( )8

=r tk – Đại lượng mô tả tính thấm của vữa xi măng;

μ - độ nhớt của chất lỏng trong lỗ rỗng (Pa.s).Để ý rằng, lưu lượng nước cấp từ CLR vào hồ xi măng

là để cân bằng với thể tích nước cần thiết bù đắp co hoá học diễn ra trong bê tông [2]. Từ đó có thể mô tả thể tích nước Vn cần thiết bù co hóa học của chất kết dính, phụ thuộc quá trình hydrat theo thời gian t, bằng phương trình:

. . /nn

VCS CKD

t t∂ ∂

=∂ ∂

α ρ (2.3)

Trong đó:CS - Độ co hóa học của chất kết dinh; CKD - Lượng chất

kết dính trong bê tông, kg; ρn - Tỷ khối của nước;α - Hệ số mô tả mức độ hydrat của chất kết dính;

t∂α∂

- Biến thiên mức hydrat của chất kết dính theo thời gian;

Gọi Φ là phần độ rỗng trong vữa xi măng cần giữ trạng thái bão hoà. Biến thiên thể tích nước theo thời gian, nV t∂ ∂ tính cho một đơn vị độ rỗng Φ, chính là tốc độ thấm nhập nước trong mao quản (ký hiệu là L t∂ε ∂ ):

. .

. .nL

n

CS CKDV tt t

∂∂∂ ∂≡ =

∂ ∂ Φ Φ

αε

ρ (2.4)Và lưu lượng dòng chảy Q sẽ được xác định:

2. ( ). . LQ r t Lt

∂=

∂ε

π (2.5)

Cân bằng phương trình (2.2) và (2.5) ta có:

. ( )

. L

k P tL

t

∆=

∂∂εµ

(2.6)Phương trình 2.6 cho phép tính gần đúng chiều sâu thấm

nhập L của nước từ CLR vào nền kết dính ở các độ tuổi khác nhau của bê tông, nếu biết t∂α ∂ (đạo hàm mức độ hydrat của chất kết dính theo thời gian), bán kính tương đương Ra và r(t), lượng CKD và độ co CS của nó, độ rỗng Φ của bê

Hình 1. Mô hình về vai trò bù nước của IC (a): Bê tông mới trộn; (b): Bê tông sau đông kết và rắn chắc

Hình 2. Mô hình chuyển dịch nước IC trong bê tông, với r(t)< Ra

Hình 3. Quan hệ mức thủy hóa của xi măng theo thời gian



tông, coi góc thấm ướt φm = φ = 0. Trị số t∂α ∂ có thể xác định trên cơ sở khảo sát nhiệt thuỷ hoá của chất kết dính theo thời gian. Bảng 1 trình bày nhiệt hydrat của các khoáng trong clinker xi măng theo logarit cơ số tự nhiên của tuổi bê tông (ngày).

Từ 2.1 và thành phần khoáng, ta xác định gần đúng nhiệt thủy hóa của xi măng theo tuổi của nó. Gần đúng, có thể giả thiết, sau 90 ngày (ln90 = 4,5) xi măng thủy hóa đạt 80%, từ đó tìm được hệ số thủy hóa tương đối α(t) (Bảng 2).

Từ số liệu trong Bảng 2, có thể xây dựng đồ thị (Hình 3) Quan hệ hàm thực nghiệm α(t) của các loại xi măng gần

đúng theo dạng:

( ) ( )≅ +α 0,08ln 0,45t t (2.7)

0,08α∂⇒ =

∂t t (2.8)Trị số Φ trong công thức (2.4) có thể được xác định gần

đúng theo tỷ lệ nước-chất kết dính và hệ số thủy hóa [3]:Φ = [N/CKD - 0,21.α(t)] / [N/CKD + 0,32] (2.9)Bằng thực nghiệm hiện đại có thể xác định được bán kính

tương đương Ra và r(t) từ phổ phân bố thể tích rỗng, hoặc có thể gán cho Ra và r(t) các trị số trong phổ lỗ rỗng của nó (điển hình khoảng 10μm – 1 mm đối với CLR; 1 - 100nm đối với đá xi măng, từ đó tính toán được trị số L.

Nếu coi chất lỏng trong hệ lỗ rỗng là nước (ở 20oC) thì độ nhớt μ=0.001002 Pa.s và sức căng bề mặt σ=0.07275 Pa.m. Bảng 3 trình bày kết quả tính toán khoảng cách L khi bê tông có N/XM=0,36, xi măng X=500 kg/m3BT, ở các tuổi 3, 14, 28 và 56 ngày, với bán kính mao quản điển hình của CLR lấy bằng 0,1mm và của đá xi măng từ 1 – 100 nm.

3. Kết luận- Lượng nước chứa sẵn trong các hạt CLR bão hòa trước

sẽ chuyển dịch cho nền đá chất kết dính trong bê tông, phát huy vai trò bù co, duy trì độ ẩm bão hòa trong hệ lỗ rỗng của đá xi măng, thúc đẩy sự hydrat của chất kết dịnh… nghĩa là sẽ phát huy hiệu quả của nội bảo dưỡng.

- Việc tính toán khoảng cách thấm nhập của nước dự trữ trong CLR vào nền đá xi măng có giá trị minh chứng và định hướng trong chọn vật liệu, thiết kế và đồng nhất hỗn hợp cũng như công nghệ thực hiện nội bảo dưỡng cho bê tông./.

Tài liệu tham khảo1. Nguyễn Đình Huề, Giáo trình hóa lí - Tập 2: Nhiệt động lực học

hóa học, Nhà xuất bản Giáo dục, 2009.2. Nguyễn Duy Hiếu, Cơ ở khoa học về “Nội bảo dưỡng” cho bê

tông, Tạp chí Xây dựng,, tháng 3, 2016. 3. IU. M. Bazenov, Bạch Đình Thiên, Trần Ngọc Tính, Công nghệ

bê tông, Nxb Xây dựng, 2004.4. T. C. Powers, The Nonevaporable Water Content of Hardened

Portland-Cement Paste – Its Significance for Concrete Reseach

and Its Method of Determination, ASTM Bulletin No. 158, 1949, pp 68-76.

5. D.P. Bentz, E.A.B. Koenders, S. Monnig, H.W. Reinhardt, K.van Breugel, and G. Ye, Materials Science-Based Models in Support of Internal Curing, To be published as part of a RILEM state-of-the-art report, 2006.

6. S. Zhutovsky, K. Kovler, and A. Bentur, Assessment of Water Migration Distance in Internal Curing of Hight-Strength Concrete, Special Pulication, March 1, 2004.

Bảng 1. Nhiệt thủy hóa các khoáng [3]

Nhiệt thủy hóa theo thời gian của các khoáng, Cal/g

Loại khoáng

Thời gian thủy hóa, ngày3 7 28 90

Ln(t)1.10 1.95 3.33 4.50

C3S 96.6 100.6 116.2 124.3C2S 15.1 24.8 39.6 43.9C3A 141 157.6 208.6 221.7

C4AF 42.3 59.6 90.3 99.4

Bảng 2. Hệ số thủy hóa theo ln(t)

Hệ số thủy hóa tương đối, α(t)

Loại xi măng

Thời gian thủy hóa, t, ngày3 7 28 90

Ln(t)1.10 1.95 3.33 4.50

Nghi Sơn (XM NS) 0.54 0.60 0.74 0.80Chinfon (XM CF) 0.54 0.60 0.74 0.80Hoàng Thạch (XM HT) 0.55 0.60 0.75 0.80

Bảng 3. Kết quả tính toán khoảng cách thấm nhập L

X, kg N, kg r(t), m Ra, m t, ngày ε∂∂

L

t , s-1 L, mm

500 180 10-7 10-4 3 0.0022020 28.7

500 180 10-8 10-4 14 0.0005271 18.6

500 180 10-9 10-4 28 0.0002782 8.1

500 180 10-10 10-4 56 0.0001473 3.5

7 S¬ 28 - 2017


Lựa chọn phụ gia khoáng cho bê tông chất lượng cao Selection of mineral aditives for high-perfomance concrete

Inozemtcev Aleksandr Sergeevich, Korolev Evgenij Valerjevich, Dương Thanh Qui

Tóm tắtTro bay hoạt tính và bột đá vôi nghiền

mịn, diatomit là những vật liệu có thể khai thác, sản xuất tại Việt Nam, chúng có thể sử dụng như những loại phụ gia khoáng,

dùng để điều chỉnh độ lưu động cũng như giảm tỉ lệ N/X. Bài báo trình bày về nghiên

cứu ảnh hưởng của tro bay hoạt tính, bột đá vôi nghiền mịn và bột diatomit tới tính lưu biến và tính chất cơ lí trên các mẫu thí

nghiệm (vữa xi măng), trên cơ sở đó lựa chọn phụ gia khoáng phù hợp và có hiệu

quả tốt nhất dành cho bê tông chất lượng cao.

Từ khóa: Bê tông chất lượng cao, phụ gia khoáng, tro bay, bột đá vôi, diatomit, độ lưu động, cường

độ

AbstractFly-ash, limestone powder and diatomite are

materials that can be produced and used in Vietnam, it can be used as a mineral additive

for controlling the mobility of cement mortars and reducing the W/C ratio. The paper presents

the results of a study of the influence of thermally activated fly-ash, limestone powder and diatomite on the rheological and physico-

mechanical properties of the model system (cement mortar) to select the most effective

mineral additives for high-perfomance concrete.Keywords: high-perfomance concrete, mineral additive, fly-ash, limestone powder, diatomite,

flowability of concrete, strength

TS. Inozemtcev Aleksandr Sergeevich Trung tâm khoa học và giáo dục “Nanomaterials and nanotechnology” Đại học nghiên cứu quốc gia xây dựng Moscow Email: <[email protected]> GS.TSKH. Korolev Evgenij Valerjevich Trung tâm khoa học và giáo dục “Nanomaterials and nanotechnology” Đại học nghiên cứu quốc gia xây dựng Moscow Email: <[email protected]>NCS. Dương Thanh Qui Trung tâm khoa học và giáo dục “Nanomaterials and nanotechnology” Đại học nghiên cứu quốc gia xây dựng Moscow Email: <[email protected]>

1. Giới thiệuTừ những năm 90 của thế kỷ 20 bê tông chất lượng cao có cường độ lớn đã

được sử dụng trong xây dựng và ngày càng trở nên phổ biến, được sử dụng ở nhiều quốc gia trên thế giới. Loại bê tông này dùng để chế tạo các cấu kiện bê tông đúc sẵn như: tấm sàn, cột, dầm... [1, 2].

Điểm đặc biệt của bê tông chất lượng cao có cường độ lớn so với bê tông thường là trong thành phần của chúng có sử dụng phụ gia khoáng mịn, những phụ gia này giúp điều chỉnh độ lưu động của hỗn hợp đồng thời ảnh hưởng đến độ đặc chắc cũng như cường độ của bê tông thành phẩm [3-5]. Việc sử dụng phụ gia siêu dẻo và phụ gia khoáng sẽ làm giảm tỉ lệ N/X mà vẫn giữ được độ chảy cần thiết, đảm bảo được tính công tác của hỗn hợp bê tông [5, 6], những bê tông này được gọi là bê tông thế hệ mới [3]. Từ những điểm khác biệt về thành phần khoáng-hóa và độ phân tán của phụ gia khoáng làm cho bê tông có khả năng phản ứng và tính lưu biến đa dạng, không chỉ giúp nâng cao khả năng thi công của hỗn hợp mà còn cải thiện tính chất cơ lý và giảm lượng xi măng.

Trong số những phụ gia khoáng thường dùng để chế tạo bê tông chất lượng cao, có thể kể đến tro bay, silicafume và bột đá vôi [7-11]. Đặc biệt các thành phần khoáng này (tro bay, bột đá vôi, đá diatomit) đều là những vật liệu có thể dễ dàng khai thác sản xuất tại Việt Nam.Theo các nghiên cứu [3, 7-9], cho thấy việc sử dụng những phụ gia này thay thế xi măng một lượng 10-20% có thể sản xuất được bê tông với cường độ nén tới hơn 150 Mpa.

Với các ưu điểm trên, việc nghiên cứu về ảnh hưởng của thành phần khoáng lên cấu trúc, đặc tính của vữa xi măng để sản xuất bê tông chất lượng cao có cường độ lớn là vô cùng cấp thiết. Bài báo trình bày kết quả thí nghiệm, nghiên cứu về khả năng sử dụng bột đá vôi nghiền mịn, tro bay hoạt tính và bột diatomit như phụ gia khoáng cho bê tông.

2. Nguyên liệu sử dụng và phương pháp nghiên cứuBài báo này nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia khoáng tới tính lưu biến và tính

chất cơ lý của bê tông. Thành phần cơ bản của vữa xi măng bao gồm: chất kết dính - 500 kg, cốt liệu - 1690 kg, nước - 200 kg (N/X = 0,4) và phụ gia siêu dẻo - 5,0 kg. Trong quá trình thí nghiệm phụ gia khoáng được dùng để thay thế một phần cốt liệu.

Vật liệu được sử dụng trong nghiên cứu bao gồm: - Xi măng CEM I 42.5- Cát thạch anh với module độ lớn Mđl = 2,78 được sử dụng làm cốt liệu.- Phụ gia siêu dẻo dòng polycarbonate Melflux F1681- Phụ gia khoáng: Tro bay với đường kính hạt trung bình 19 μm, thành phần bao gồm SiO2 – 50,0

%, Al2O3 – 39,3 %. Tro bay được sử dụng trong vữa dao động từ 8 đến 34% so với khối lượng xi măng.

Bột đá vôi nghiền mịn (Vùng Crimea) – đường kính hạt trung bình 5,6μm. Đươc sử dụng với mục đích thay thế cốt liệu (đến 44 %), tương ứng là 149 % so với khối lượng xi măng.

Diatomit với kích thước hạt trung bình – 12,4 μm, thành phần bao gồm SiO2 - 76,6 %, Al2O3 - 7,5 %, sản xuất ở vùng Ulyanov- Liên bang Nga. Số lượng Diatomit sử dụng trong nghiên cứu lên đến 29 % so với khối lượng xi măng.

Xác định cường độ mẫu được thực hiên theo tiêu chuẩn EN196-1:2016 với mẫu bê tông 28 ngày tuổi, dưỡng hộ trong điều kiện tiêu chuẩn, kích thước 40x40x160 mm bằng máy ép thủy lực “Advantest 9”.

3. Kết quả và phân tíchMục đích của việc nghiên cứu là xác định tính lưu biến và phản ứng hoạt tính của



phụ gia khoáng nói trên xét theo đường kính chảy xòe của hỗn hợp, cường độ chịu uốn và cường độ nén tương ứng. Kết quả thí nghiệm mẫu xi măng với phụ gia khoáng được trình bày ở bảng 1-3.

Kết quả nghiên cứu thay thế cát thạch anh bằng tro bay được trình bày ở bảng 1, qua đó có thể thấy khi thay thế cốt liệu nhỏ trong hỗn hợp bằng thành phần có kích thước siêu nhỏ sẽ xuất hiện hiệu ứng lưu biến và cải thiện tính đàn hồi dẻo. Bên cạnh đó cũng thấy rằng hỗn hợp có 7,5 % cốt liệu thay thế bằng tro bay có độ chảy tốt nhất 207,8 mm tốt hơn so với mẫu đối chứng (ký hiệu ĐC trong bảng 1, 2, 3). Trong đó lượng tro bay bằng 25,3 % khối lượng của xi măng, tương ứng tổng tỉ lệ chất kết dính trên 1m3 hỗn hợp là 26,2 %. Ảnh hưởng cụ thể của tro bay liên quan đến sự đồng nhất và phân bố của hệ cấu hỗn hợp (topology of concrete mixture), có đặc điểm làm tăng mật độ các hạt được bao phủ, phân bố đều nước trên bề mặt hạt từ đó tăng khả năng dịch chuyển tự do của chúng. Điều này được gọi là hiệu ứng “ổ bi”, khi những hạt phụ gia khoáng mịn hình thành trên bề mặt những hạt cát thô một lớp bao phủ đồng đều, làm giảm sự ma sát giải thích cho việc tăng độ lưu động của hỗn hợp.

Khi xem xét bảng 1 cho thấy độ chảy xòe của vữa theo hàm lượng tro bay có sự phụ thuộc như sau: khi tăng thành phần tro bay trên 25,3 % so với khối lượng xi măng thì độ chảy giảm xuống, điều này liên quan đến việc tăng hàm lượng hạt mịn trong hỗn hợp trong khi lượng nước không thay đổi. Sau khi tiếp tục tăng thành phần của tro bay đến 33,8% so với khối lượng xi măng sẽ dẫn đến việc độ dày của lớp nước trên bề mặt các hạt rắn bị giảm đi và từ đó làm giảm tính lưu biến của hỗn hợp.

Việc cải thiện độ lưu động của hỗn hợp - hiển nhiên sẽ ảnh hưởng đến đặc tính cường độ của mẫu thử. Có thể thấy rằng sự thay đổi về tính chất cơ lý có tương quan đến sự thay đổi tính công tác: hỗn hợp có độ lưu động tốt nhất Z-7,5 và Z-8,5 có cường độ uốn và nén tốt hơn các mẫu thử còn lại lần lượt là 6,44; 7,25 và 88,2; 92,0 MPa. Trong trường hợp này cường độ chịu uốn tăng lên 45,9 %, và cường độ nén – tăng lên đến 47,9 %. Sự ảnh hưởng này được giải thích bởi hai yếu tố:

+ Hỗn hợp được tạo ra có cấu trúc đặc (giảm độ rỗng) có độ lưu động cao.

+ Tác dộng của tro bay với thành phần chứa đến 50% SiO2, cùng với Ca(OH)2 trong quá trình thủy hóa xi măng tạo nên thêm một lượng Canxi hydrosillicat (CSH).

Ảnh hưởng của bột đá vôi lên độ lưu động và cường độ của hỗn hợp được trình bày ở bảng 2. Có thể thấy rằng việc sử dụng bột đá vôi như một loại phụ gia khoáng cho vữa xi măng giúp lấp đầy những khoảng trống bằng những hạt mịn hơn, ảnh hưởng trực tiếp đến tính lưu biến. Khi tăng tỉ lệ những hạt mịn lên 29,4 % (mẫu BĐV-12) tức là 40,6 % lượng bột đá vôi so với khối lượng xi măng sẽ tạo thành hỗn hợp có độ lưu động cao tương đương với hỗn hợp tự đầm. Điều này cho thấy rằng phụ gia được sử dụng có hiệu quả trong việc điều chỉnh độ lưu đông của vữa xi măng. Trong đó sự tham gia của các liên kết Canxi và Sillicat trong bột đá vôi trong quá trình thủy hóa sẽ gây ra ảnh hưởng đồng thời làm cải thiện tính năng kỹ thuật của hỗn hợp, với cấu trúc đặc và cứng hơn làm tăng các thông số về cường độ.

Từ bảng 2 có thế thấy rằng, hỗn hợp đạt được cường độ

Bảng 1. Tính lưu biến và tính chất cơ lý của vữa xi măng khi thay thế một phần cốt liệu bằng tro bay hoạt tính

Mẫu PGK/C, % PGK/X, % CKD % Dx, mm ρ, •103 kg/m3 Rf, MPa Rcom, MPa

1 ĐC 0,0% 0% 20,9 138,3 2,20 4,97 62,2

2 Z-2,5 2,5 8,4 22,7 151,3 2,23 6,14 74,9

3 Z-5,0 5,0 16,9 24,5 165,8 2,24 6,89 85,1

4 Z-7,5 7,5 25,3 26,2 207,8 2,27 7,25 92,0

5 Z-8,5 8,5 28,7 26,9 194,3 2,26 6,44 88,2

6 Z-10 10,0 33,8 28,0 177,1 2,19 5,22 70,3

Ghi chú: PGK/C – tỉ lệ về khối lượng của phụ gia khoáng so với khối lượng cát trong mẫu đối chứng; PGK/X – tỉ lệ về khối lượng của phụ gia khoáng so với xi măng; CKD – tổng hàm lượng của chất kết dính trên 1m3 bê tông; Dx – đường kính mẫu vữa sau khi dằn trên bàn dằn sau 30 lần dằn; ρ – khối lượng thể tích của hỗn hợp bê tông; Rf – cường độ chịu kéo khi uốn; Rcom – cường độ chịu nén của bê tông ở tuổi 28 ngày.

Bảng 2. Tính lưu biến và tính chất cơ lý của vữa xi măng khi thay thế một phần cốt liệu bằng bột đá vôi nghiền mịn


1 ĐC 0,0 0,0 20,9 138,3 2,20 4,97 62,2

2 BĐV-12 12,0 40,6 29,4 255,0* 2,33 5,65 80,1

3 BĐV-20 20,0 67,6 35,1 255,0* 2,31 7,70 91,1

4 BĐV-28 28,0 94,6 40,7 255,0* 2,30 8,89 89,3

5 BĐV-36 36,0 121,7 46,4 255,0* 2,29 8,61 80,0

6 BĐV-44 44,0 148,7 52,0 255,0* 2,27 5,65 69,9

Ghi chú: * – hỗn hợp vữa bê tông tự đầm, có đường kính mẫu vữa trên bàn dằn lớn hơn 255 mm sau 0 lần dằn.

9 S¬ 28 - 2017


lớn nhất khi tỉ lệ cát giảm đi 20 – 28 %. Hàm lượng của bột đá vôi trong những hỗn hợp này nằm trong khoảng từ 67,6 – 94,6 %, khi đó cường độ chịu kéo khi uốn có thể đạt đến 8,89 MPa và khi nén là 91,1 MPa, có nghĩa là cao hơn 78,8 % và 46,5 % so với mẫu đối chứng.

Phân tích ảnh hưởng của bột diatomit lên tính chất lưu biến và cơ lý của vữa xi măng (bảng 3) cho thấy loại hỗn hợp này đòi hỏi sử dụng nhiều nước hơn. Độ chảy xòe của hỗn hợp khi sử dụng diatomit trong hỗn hợp D-4 bằng 187,0 mm,khi tăng tỉ lệ thành phần khoáng lên 4,0% làm giảm độ lưu động của vữa D=130,5mm (30 %). Khi tăng tổng hàm lượng chất kết dính lên từ 20,9 đến 23,7 % trên 1 m3 hỗn hợp, trong trường hợp này tính công tác của hỗn hợp đạt được là tốt nhất, đồng thời cường độ chịu kéo khi uốn cũng tăng lên từ 4,97 đến 7,25 MPa tương ứng với cường độ nén là 66,5 đến 70,2 MPa.

Việc phân tích, so sánh hiệu quả sự thay đổi độ lưu động và cường độ của bê tông khi sử dụng những thành phần khoáng nêu trên chứng tỏ rằng, tro bay hoạt tính và bột đá vôi nghiền mịn không những làm tăng độ chảy xòe của hỗn hợp lên hơn 200 mm mà còn làm tăng cường độ kéo khi chịu uốn lên trên 7,0 MPa và cường độ nén lên hơn 90 MPa. Qua các thí nghiệm cho thấy bột diatomit ít ảnh hưởng hơn đến tính chất lưu biến và cơ lý của hỗn hợp. Độ lưu động của những hỗn hợp này đều nhỏ hơn 187 mm và cường độ nén đạt được là 70 MPa.

Bên cạnh đó, có thể thấy là hàm lượng sử dụng tro bay hoạt tính và bột đá vôi là khác nhau, hiệu quả đạt được tốt nhất khi sử dụng tro bay hoạt tính với tỉ lệ nhỏ hơn 8 % còn với bột đá vôi là 20 %, tương ứng tỉ lệ chất kết dính trên 1m3 bê tông là 26,2 % và 35,1 %. Sở dĩ như vậy là do lượng Sillicat hoạt tính có trong tro bay lớn hơn trong bột đá vôi.

Không xét đến việc phải sử dụng lượng bột đá vôi lớn hơn, sử dụng loại phụ gia khoáng với thành phần SiO2 nhỏ hơn này cũng giúp chế tạo được hỗn hợp bê tông với độ lưu động và cường độ tương tự so với tro bay hoạt tính.

Việc sử dụng tro bay hoạt tính cho kết quả tốt phụ thuộc vào mối tương quan với đặc điểm của hỗn hợp cũng như hàm lượng phụ gia cần thiết để đạt được những hiệu quả đã nêu. Bột đá vôi cải thiện tính lưu biến có thể sử dụng như một loại phụ gia giảm nước cho phép giảm tỉ lệ N/X và lượng xi măng cần dùng. Bột diatomit khi đưa vào vữa xi măng mà không được xử lý thêm sẽ không có nhiều cải thiện đáng kể về tính chất của hỗn hợp.

4. Kết luậnSau khi phân tích kết quả thực nghiệm nghiên cứu về

sự ảnh hưởng của tro bay hoạt tính, bột đá vôi mịn và bột diatomit có thể đưa ra những kết luận sau:

1. Bột mịn tro bay hoạt tính và bột đá vôi có thể sử dụng với vai trò làm phụ gia khoáng dùng để điểu chỉnh độ lưu động của vữa xi măng cũng như làm giảm tỉ lệ N/X. Trong đó khối lượng tro bay hoạt tính cần dùng để đạt được những đặc tính tương tự ít hơn so với lượng bột đá vôi cần thiết.

2. Trên cơ sở những kết quả thu được trong quá trình nghiên cứu, có thể thấy rằng:

- Khi sử dụng tro bay hoạt tính với hàm lượng nhỏ hơn 25% so với khối lượng xi măng có thể sản xuất được bê tông chất lượng cao với cường độ lên đến 92 MPa.

- Khi sử dụng bột đá vôi nghiền mịn với tổng tỉ lệ chất kết dính trên 1m3 hỗn hợp không vượt quá 40,7% có thể giúp điều chỉnh được được độ lưu động của hỗn hợp.

- Việc sử dụng vật liệu Diatomit có thể khả quan sau khi có những đánh giá thêm về hiệu quả kinh tế./.

Bảng 3. Tính lưu biến và tính chất cơ lý của vữa xi măng khi thay thế một phần cốt liệu bằng bột diatomit


1 ĐC 0,0 0,0 20,9 138,3 2,20 4,97 62,2

2 D-2 2,0 6,8 22,3 160,8 2,28 5,92 64,9

3 D-4 4,0 13,5 23,7 187,0 2,24 7,25 68,2

4 D-6 6,0 20,3 25,2 130,5 2,25 7,34 69,7

5 D-8 8,0 26,5 26,8 104,0 2,14 4,64 34,9

6 D-9 9,0 29,2 27,8 102,0 1,84 2,82 20,4

Tài liệu tham khảo1. Yu. M. Bazhenov, Technology of concrete. ASV Publ., Moscow, 2003.2. P.-C. Aitcin, High-Performance Concrete, E&FN Spon, London, 1998.3. O. V. Tarakanov and V. I. Kalashnikov, Perspektivy primeneniya

kompleksnykh dobavok v betonakh novogo pokoleniya, proceedings of Kazan state University of architecture and construction, No 1 (39), 223-229, 2017.

4. J.F. Burroughs, J. Shannon, T.S. Rushing, K. Yi and D.W. Harrelson, Potential of finely ground limestone powder to benefit ultra-high performance concrete mixtures, Construction and Building Materials, Vol. 141, 335-342, 2017.

5. G. I. Berdov, N. And. Nikonenko, L. V. Ilyina, Vliyanie vysokodispersnykh mineral’nykh dobavok na mekhanicheskuyu prochnost’ cementnogo kamnya, News of higher educational institutions. Contruction, No 12, 25-30, 2011.

6. D.P. Bentz, C.F. Ferraris, S.Z. Jones, D. Lootens and F. Zunino, Limestone and silica powder replacements for cement: Early-age performance, Cement and Concrete Composites, Vol. 78, 43-56, 2017.

7. Nguyễn Công Thắng, Nguyễn Văn Tuấn, Phạm Hữu Hanh, Nguyễn

Trọng Lâm, Nghiên cứu chế tạo bê tông chất lượng siêu cao sử dụng hỗn hợp phụ gia khoáng silica fume và tro bay sẵn có ở Việt nam, Trường Đại học Xây dựng,Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng số 2, 21-29, 2013.

8. M. O. Korovkin, V. I. Kalashnikov, N.. Eroshkina Vliyanie vysokokal’tsievoi zoly-unosa na svoistva samouplotnyayushiesya betona, architecture and construction, No 1, 49-53, 2015.

9. B. Mahalingam, K. Nagamani, L.S. Kannan, K.M. Haneefa and A. Bahurudeen, Assessment of hardened characteristics of raw fly ash blended self-compacting concrete, Perspectives in Science, Vol. 8, 709-711, 2016.

10. V. L. Tang, B. I. Bulgakov, O. V. Aleksandrova, O. A. Larsen, Vozmozhnost’ ispol’zovaniya zol’nykh ostatkov dlya proizvodstva materialov stroitel’nogo naznacheniya vo Vietname. Vestnik of Belgorod state technological University n. a. V. G. Shukhov, No. 6, 6-12, 2017.

11. A. Ergün, Effects of the usage of diatomite and waste marble powder as partial replacement of cement on the mechanical properties of concrete, Construction and Building Materials, Vol. 25, No 2, 806-812, 2011.



Nghiên cứu ảnh hưởng cốt liệu lớn đến mô đun đàn hồi của bê tôngStudying the influence of large aggregate on the elastic modulus of concrete

Chu Nưu Tơn, Phạm Thanh Hùng, Nguyễn Việt Cường

Tóm tắtNghiên cứu này giới thiệu ảnh hưởng của hàm lượng cốt liệu lớn đến mô đun đàn hồi của vật liệu bê tông.

Một số kết quả lý thuyết được tính toán từ một số phương pháp đồng chất hóa như phương pháp của

Mori-Tanaka, self-consistent, Hashin-Strikman được so sánh đối chiếu với các kết quả thực nghiệm. Sự

tương thích của các kết quả thực nghiệm xác nhận các lý thuyết sử dụng cho nghiên cứu bê tông. Các

cấp phối bê tông nghiên cứu sử dụng tỉ lệ nước/chất kết dính không đổi và hàm lượng thể tích cốt liệu đá

dăm thay đổi (0-50%) được dùng trong thí nghiệm nén xác định mô đun đàn hồi ở 28 ngày tuổi.

Nghiên cứu nhằm mở ra hướng phát triển phương pháp dự báo mô đun đàn hồi của bê tông và các loại

vật liệu composite khác như bê tông nhẹ, bê tông đay hay các loại bê tông khác.

Từ khóa: Bê tông, Mô đun đàn hồi, Đồng chất hóa, biến dạng

AbstractThis study introduces the influence of large aggregate on the elastic modulus of the concrete material. Some of the theoretical results computed from some homogenization

methods such as Mori-Tanaka, self-consistent, Hashin-Strikman are compared against the experimental results.

Correlation of the experiment results confirms the theories used for the study of concrete. Different mix proportions of

concrete were studied with a constant water/binder ratio and coarse aggregate content (0-50%) was investigated

in the compression strength test to recognize 28 days old modulus of elasticity.

The research aims to open the way to develop modulus of elastic modulus of concrete and other composite materials

such as lightweight concrete, hemp concrete or other concrete.

Keywords: Concrete, Modulus of elasticity, Homogenization, deformation

Ths. Chu Nưu Tơn Khoa xây dựng, Trường CĐXD Nam Định Email: [email protected]. Phạm Thanh Hùng Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]. Nguyễn Việt Cường Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Đặt vấn đềBê tông là một loại vật liệu xây dựng đã và đang được sử dụng phổ biến

trong xây dựng. Mô đun đàn hồi là một trong những đặc trưng quan trọng của bê tông, nó ảnh hưởng trực tiếp đến biến dạng, chuyển vị của công trình. Việc dự báo mô đun đàn hồi của bê tông có ý nghĩa rất lớn cho công tác tính toán, thiết kế công trình sử dụng loại vật liệu này.

Trong bê tông thì cốt liệu lớn đón vai trò lài bộ khung chịu lực, cốt liệu nhỏ cũng như một phần chất kết dính đóng vai trò lấp đầy lỗ rỗng, tăng độ đặc chắc cho hỗn hợp bê tông. Để đơn giản hóa có thể coi bê tông gồm 2 thành phần chính là pha cốt (cốt liệu lớn), pha nền (hồ chất kết dinh + cốt liệu nhỏ). Nhằm đánh giá ảnh hưởng của hàm lượng cốt liệu lớn đến mô đun đàn hồi của bê tông, nghiên cứu này cố định tỷ lệ thành phần xi, cát nước của pha nền và điều chỉnh thay đổi hàm lượng thể tích đá (pha cốt)... Các kết quả thực nghiệm được so sánh đối chiếu với các phương pháp tính toán lý thuyết khác để xác định phương pháp phù hợp dự báo mô đun đàn hồi của bê tông.

2. Thực nghiệm2.1. Chế tạo mẫu thí nghiệm

a) Vật liệu Trong nghiên cứu đã sử dụng xi măng PCB30 của Vicem Bút Sơn, tính

chất kỹthuật thỏa mãn tiêu chuẩn TCVN 6026: 2009 [1]. Cát vàng có mô đun

độ lớn 2,5mm, khối lượng riêng 2500kg/m3 và khối lượng thể tích xốp 1480kg/m3. Đá dăm có mô đun độ lớn 20mm, khối lượng riêng 2610kg/m3 và khối lượng thể tích xốp 1500kg/m3. Các chỉ tiêu cơ lý cơ bản của cát, đá thỏa mãn yêu cầu kỹ thuật theo tiêu chuẩn TCVN 7570: 2006 [3]. Nước sử dụng là nước sạch sinh hoạt thỏa mãn yêu cầu kỹ thuật cho bê tông và vữa theo TCVN 4506: 2012 [2].

b) Mẫu thí nghiệmTiến hành đúc các mẫu bê tông có cấp phối khác nhau với thành phần

pha nền giống như bê tông có cấp bền B20 (tỷ lệ hàm lượng xi, cốt liệu

Bảng 1. Cấp phối vật liệu cho các tổ mẫu bê tông

Tổ mẫu Hàm lượng thể tích cốt liệu

Cấp phối thành phần cho 1m3 bê tôngXi (kg) Cát (kg) Đá (kg) Nước (lít)

MC 47% 487,0 446,7 1214,5 208,7M0 0% 910,8 835,5 0,00 390,3M1 10% 819,8 751,9 261,0 351,3M2 20% 728,0 668,4 522,0 312,3M3 30% 637,6 584,8 783,0 273,2M4 40% 546,5 501,3 1044,0 234,2M5 50% 455,4 417,7 1305,0 195,2

Bảng 2. Các đặc trưng cơ học của các tổ mẫu

Tổ mẫu M0 M1 M3 M4 MC M5μ (%) 0,00 10,00 30,00 40,00 47,00 50,00

E (kG/mm2) 1574,2 2030,2 3181,0 3269,2 3408,2 3623,4

σmax (kG/mm2) 3,34 3,48 3,49 3,52 3,52 3,60

11 S¬ 28 - 2017


nhỏ và nước là không đổi) nhưng hàm lượng đá thay đổi từ 0÷50% (Bảng 1).

Với mỗi cấp phối ta đúc 06 mẫu bê tông hình trụ 15cmx30cm, bảo dưỡng 28 ngày ở điều kiện tiêu chuẩn (nhiệt độ phòng 270C, độ ẩm 95÷100%). Trước khi nén mẫu được cân và đo kích thước để xác định khối lượng riêng (Hình 1) sau đó gia công bề mặt 2 đầu của mẫu để có được sự tiếp xúc tốt giữa mẫu và thiết bị nén nhằm tạo ra ứng suất đồng đều trong mẫu khi nén (Hình 2). 2.2. Ứng xử cơ học khi nén của bê tông

Để xác định các đặc trưng cơ học của bê tông, các mẫu được nén bởi máy nén thủy lực 200 tấn DHR2000 (Hình 3a). Biến dạng dọc được đo bởi thiết bị gắn đồng hồ đo chuyển vị (Hình 3b).

Hình 4 giới thiệu hình ảnh mẫu bị phá hoại, dạng phá hoại của các mẫu trụ đúng với lý thuyết (vỡ hình côn; vỡ hình côn và chẻ; vỡ hình côn và cắt).

Biến dạng dọc tỉ đối được xác định bởi công thức: ε=∆L/L (1)trong đó ∆L là biến dạng dài tuyệt đối xác định từ đồng hồ đo

biến dạng (Hình 3b) và L là chiều dài khu vực đo biến dạng trên mẫu.

Ứng suất trong mẫu bê tông được xác định bởi công thức: σ=P/A (2)trong đó P là lực nén tác dụng lên mẫu bê tông và A là diện tích

tiết diện ngang của mẫu.Mô đun đàn hồi bê tông xác định theo định luật Hooke:

E = σ/ε (3)Từ kết quả thí nghiệm, các đặc trưng cơ học của bê tông được

xác định theo (1), (2) và (3), kết quả tính toán được giới thiệu trong Bảng 2.

Kết quả thí nghiệm cho thấy cường độ nén phá hoại các mẫu trụ phù hợp với cường độ của bê tông đang nghiên cứu (B20).

Mối quan hệ của hàm lượng thể tích cốt liệu đá và gới hạn bền σmax của bê tông được thể hiện trên biểu đồ Hình 5. Khi hàm lượng cốt liệu tăng thì cường độ chịu nén của bê tông tăng nhưng không nhiều, cường độ chịu nén của bê tông tăng từ 3,34 đến 3,6 (kG/mm2) khi hàm lượng thể tích cốt liệu tăng từ 0÷50%.

Ảnh hưởng của hàm lượng cốt liệu đá đến mô đun đàn hồi E của bê tông được thể hiện trên biểu đồ Hình 6. Thấy rằng trong khoảng nghiên cứu (μ=0÷50%), mô đun đàn hồi của bê tông tăng nhanh khi hàm lượng cốt liệu tăng, mô đun đàn hồi của bê tông tăng từ 1574,2 đến 3623,4 (kG/mm2) khi hàm lượng thể tích cốt liệu tăng từ 0÷50%, mô đun đàn hồi của bê tông phụ thuộc gần như tuyến tính vào hàm lượng cốt liệu.

3. Các phương pháp đồng chất hóaCó rất nhiều phương pháp đồng chất hóa có thể dùng được

để dự đoán mô đun đàn hồi của vật liệu composite [10,12]. Trong nghiên cứu này sử dụng các phương pháp của Mori-Tanaka (MT), “self-consistent” và của Hashin-Strikman (HS), các phương pháp này giải bài toán tổng quát có các hạt cốt liệu dạng elipxoit (Hình 7a). Để tính mô đun đàn hồi của bê tông nghiên cứu này sử dụng các phương pháp trên với giả thiết rằng cốt liệu đá được xem như có dạng hình cầu (Hình 7b).

Mối quan hệ giữa mô đun đàn hồi (E), mô đun nén (K), mô đun cắt (G) và hệ số Poát xông (ν) của vật liệu bê tông (coi như đồng chất và đẳng hướng) xác định theo các biểu thức sau:

( ) ( )K = G = E =

E E 9KG; ;3 1- 2 2 1+ 3K Gν ν +

(4)

3.1. Phương pháp của Mori-Tanaka

Hình 1. Kiểm tra thông số ban đầu của mẫu bê tông

a. Máy nén thủy lực 200 tấn DHR2000

Hình 2. Mẫu được làm phẳng mặt trước khi thí nghiệm

b. Thiết bị đo biến dạngHình 3. Thiết bị thí nghiệm



Phương pháp này được phát triển bởi Mori-Tanaka [11], với giả thiết rằng, composiste có cùng tính chất với chất kết dính, và có mật độ cốt liệu là trung bình. Phương pháp này được nhiều nhà nghiên cứu sử dụng để tính toán độ cứng hiệu dụng của vật liệu composite và kết quả được đánh giá cao. Với trường hợp cốt liệu có dạng cầu, mô đun nén (KMT) và mô đun cắt (GMT) của vật liệu xác định theo các biểu thức sau [10]:

( )( ) ( )

1 2 1MT 1

2 1 1 1

K K KK = K

K K K

-1 -

⋅+ µ ⋅

− µ ⋅ ⋅ α + (5)

( )( ) ( )

1 2 1MT 1

2 1 1 1

G G GG = G

G G G

-1 -

⋅+ µ ⋅

− µ ⋅ ⋅β + (6)

trong đó: K1, K2 - là mô đun nén tương ứng với pha nền, pha cốt;G1, G2 - là mô đun cắt tương ứng với pha nền, pha cốt;α1, β1 - các hệ số xác định như sau:

1 1 11 1

1 1 1 1

= =3 K K + 2 G5; .

3 K + 4 G 6 3 K + 4 Gα

⋅ ⋅β ⋅

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ (7)

3.2. Phương pháp “self – consistent”Phương pháp này được Hill phát triển dựa trên bài toán

của Eshelby [13]. Giả thiết của phương pháp này là coi các hạt cốt liệu được bao bọc bởi một môi trường liên tục có độ cứng bằng độ cứng tương đương của vật liệu chưa biết. Phương pháp này thường cho kết quả tốt khi mật độ các hạt cốt liệu là khá lớn. Với trường hợp cốt liệu có dạng cầu, mô đun nén (KSC) và mô đun cắt (GSC) của vật liệu xác định theo các biểu thức sau [10]:

( ) ( )( )

SC SC 2 1SC 1

2 SC

3 K 4 G K KK = K

3 K 4 G

+ -+

⋅ ⋅

⋅ ⋅

⋅+ µ ⋅

(8)

( ) ( )( ) ( )

SC 2 1SC 1

SC SC SC 2

15 G GG = G

G G

1- -7 5 2 4 5

⋅ ν ⋅+ µ ⋅

− ν ⋅ + ⋅ − ν ⋅(9)

trong đó: νSC - hệ số xác định như sau:

SC =

3K - 2 G .6 K + 2 G

ν⋅

⋅ ⋅ (10)

3.3. Khảo sát ảnh hưởng của độ lệch tâm do nối chồng thanh cánh đến ổn định của thanh

Hashin và Strikman [7,8] đưa ra các dự báo dựa trên kết quả bài toán của Eshelby với giả thiết môi trường đồng chất bao quanh các hạt cốt liệu là các thành phần khác nhau của composiste. Với trường hợp cốt liệu có dạng cầu, các biên của Hashin và Strikman được viết dưới dạng sau:

HS HS HS HSmin HS max min HS maxK K K G G G;≤ ≤ ≤ ≤ (11)

trong đó:

( )( ) ( )

1 2 1SCmin 1

2 1 1 1

K K KK = K

K K K

-1 -

⋅+ µ ⋅

− µ ⋅ ⋅ α + (12)

( ) ( )( )

2 1 2SCmax 2

1 2 2 2

K K KK = K

K K K

-1

-⋅

+ − µ ⋅ µ ⋅ ⋅ α +

(13)

Hình 4. Hình dạng mẫu bị phá hoại của các cấp phối

Hình 5. Biểu đồ quan hệ giới hạn bền σmax của bê tông và hàm lượng thể tích đá μ

Hình 6. Biểu đồ quan hệ mô đun đàn hồi E của bê tông và hàm lượng thể tích đá μ

13 S¬ 28 - 2017


Tài liệu tham khảo1. Tiêu chuẩn quốc gia, TCVN 6026:2009 xi măng pooc lăng hỗn

hợp. Yêu cầu kỹ thuật.2. Tiêu chuẩn quốc gia, TCVN 4506:2012 Nước cho bê tông và

vữa. Yêu cầu kỹ thuật.3. Tiêu chuẩn quốc gia, TCVN 7570:2006 Cốt liệu cho bê tông và

vữa. Yêu cầu kỹ thuật.4. Tiêu chuẩn quốc gia, TCVN 3105-1993 hỗn hợp bê tông và bê

tông nặng. Lấy mẫu, chế tạo và bảo dưỡng mẫu thử.5. Tiêu chuẩn quốc gia, TCVN 3118:1993 Bê tông nặng – phương

pháp xác định cường độ chịu nén.6. Tiêu chuẩn quốc gia, TCVN 5276:1993 Bê tông nặng – phương

pháp xác định cường độ lăng trụ và mô đun đàn hồi khi nén tĩnh.7. Hashin Z., Shtrikman S., Note on a variational approach to the

theory of composite elastic materials, Journal of the Franklin Institute 271, 336-341, 1961.

8. Hashin Z., Shtrikman S., A variational approach to the theory of the elastic behaviour of multiphase materials, Journal of the Mechanics and and Physics of Solids 11, 127-140, 1963.

9. Hill R., A self-consistent mechanics of composite materials, Journal of the Mechanics and Physics of Solids 13, 213-222, 1965.

10. Nguyen Huy Gia, Approche micromécanique pour la modélisation du comportement élastoplastique des composites: application aux mortiers de résine, 29/9/2008.

11. Mori T., Tanaka K., Average stress in matrix and average elastic energy of materials with misfitting inclusions, Acta Metallurgica 21, 571-574, 1973.

12. Thanh Hung Pham, Modélisation multi-échelles des propriétés thermiques et élastiques de composites chaux-chanvre, 2014.

( )( ) ( )

1 2 1SCmin 1

2 1 1 1

G G GG = G

G G G

-1 -

⋅+ µ ⋅

− µ ⋅ ⋅β + (14)

( ) ( )( )

2 1 2SCmax 2

1 2 2 2

G G GG = G

G G G

-1

-⋅

+ − µ ⋅ µ ⋅ ⋅β +

(15)

với: αi, βi - các hệ số xác định như sau:

i i ii i

i i i i

= =3 K K + 2 G5; .

3 K + 4 G 6 3 K + 4 Gα

⋅ ⋅β ⋅

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ (16)

4. Dự báo mô đun đàn hồi bê tông theo hàm lượng thể tích cốt liệu lớn

Các kết quả thí nghiệm ở mục 2 được sử dụng trong phần này để đối chiếu và xác nhận các phương pháp tính toán. Các hạt cốt liệu được xem là có hình dạng cầu (Hình 8b) và các thông số sử dụng để tính toán được liệt kê trong Bảng 3, các quá trình tính toán theo các phương pháp đồng chất hóa được tính theo cá công thức từ (4) đến (16). Kết quả tính toán được giới thiệu trên đồ thị Hình 8.Bảng 3. Đặc trưng cơ học của đá và chất kết dính

Thành phần Mô đun đàn hồi E Hệ số Poát xông νĐá dăm 7870 kG/mm2 0,25

Chất kết dính 1574 kG/mm2 0,20

Trên Hình 8, các kết quả thực nghiệm được so sánh với các kết quả tính toán theo các phương pháp đồng chất hóa khác nhau. Các kết quả của Mori-Tanaka (MT) cho trùng với biên dưới của Hashin-Strikman và nhỏ hơn so với kết quả thực nghiệm. Biên trên của phương pháp Hashin-Strickman cho kết quả gần với thực nghiệm nhất.

5. Kết luận và hướng phát triểnNghiên cứu này giới thiệu thí nghiệm đo mô dun dàn

hồi của bê tông với hàm lượng thể thích cốt liệu lớn trong khoảng từ 0 đến 50%. Ta thấy rằng khi tăng hàm lượng cốt liệu thì mô đun đàn hồi của vật liệu tăng nhanh.

Các phương pháp đồng chất hóa khác nhau (Mori-Tanaka, “self-consistent” và Hashin-Strikman) được sử để dự báo mô đun đàn hồi của bê tông. Các kết quả của Mori-Tanaka (MT) cho trùng với biên dưới của Hashin-Strikman và nhỏ hơn so với kết quả thực nghiệm. Biên trên của phương

pháp Hashin-Strickman cho kết quả gần với thực nghiệm nhất, do đó, phương pháp này thích hợp nhất để tính toán mô đun đàn hồi của bê tông.

Nghiên cứu này mở ra hướng phát triển phương pháp “micromechanics” để dự báo mô đun đàn hồi của bê tông. Chúng ta có thể nghiên cứu thêm các phương pháp đồng chất hóa khác nữa để có thêm kết quả so sánh đối chiếu với kết quả của nghiên cứu này. Trong phạm vi nghiên cứu này, chúng tôi chỉ xét đến vật liệu có 2 pha (chất kết dính và cốt liệu), coi như các lỗ rỗng với chất kết dính là 1 pha đồng nhất, để chính xác hơn chúng ta có thể xét bê tông đay như là vật liệu 3 pha (chất kết dính, cốt liệu và không khí). Ngoài ra, chúng ta có thể áp dụng các phương pháp trên để nghiên cứu các loại bê tông côt liệu nhẹ hay các loại bê tông cốt liệu khác.../.

Hình 7. Mô hình của hạt cốt liệu

a. Mô hình cốt liệu dạng elipxoit

b. Mô hình cốt liệu dạng cầu

Hình 8. Biểu đồ mối quan hệ E - μ theo thực nghiệm và lý thuyết



Ảnh hưởng của độ mịn của bột đá vôi đến một số tính chất của bê tông hạt mịnEffect of fineness of limestone powder on some properties of fine concrete

Lê Xuân Hậu

Tóm tắtBê tông hạt mịn đang ngày càng được sử dụng rộng rãi trong xây

dựng với một số đặc tính tốt như là cấu trúc hạt nhỏ đồng nhất, chất lượng cao, tính công nghệ cao… Tuy nhiên nhược điểm là sử dụng

lượng xi măng lớn, lên đến khoảng 700 – 800 kg/m3 và thiếu hụt thành

phần hạt mịn. Do đó việc cần thiết là sử dụng cốt liệu mịn, vừa thay

thế cho xi măng, lại vừa có thể giúp cải thiện thành phần hạt cho bê

tông. Bài báo trình bày ảnh hưởng của độ mịn bột đá vôi đến độ chảy

của hỗn hợp bê tông hạt mịn và cường độ bê tông hạt mịn.

Từ khóa: bê tông hạt mịn, bột đá vôi, cốt liệu mịn, độ mịn

AbstractFine concrete is increasingly used

in construction because of its good characteristics such as homogeneous

fine particle structure, high quality, high workability... However there are

disadvantages that the cement content is high (about 700 – 800 kg per m3 of

concrete) and it has no fine aggregate. Therefore, the use of fine aggregate is necessary because it replaces cement

and improves particle size distribution of concrete. This paper presents the

effect of fineness of limestone powder on the flow of fresh fine concrete and

compressive strength of fine concrete.Keywords: fine concrete, limestone

powder, fine aggregate, fineness

Ths. Lê Xuân Hậu Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Giới thiệuTrong những năm gần đây, bê tông (BT) hạt mịn ngày càng được sử dụng rộng rãi hơn

trong xây dựng, ví dụ: BT chống thấm, BT trang trí, BT cách điện, BT dẫn điện… Ngoài ra, chúng cũng đã được nghiên cứu để sử dụng trong các công trình nhà cao tầng, các công trình đường cao tốc, mặt đường sân bay [1] hay các công trình biển [2].

Trước kia, loại BT này bị hạn chế áp dụng do một số nhược điểm về cấu trúc và tính chất của nó. Chỉ sử dụng cát làm cốt liệu đã làm tăng đáng kể bề mặt riêng của cốt liệu và độ rỗng của chúng. Để thu được hỗn hợp bê tông (HHBT) có cùng độ lưu động cần tăng đáng kể lượng nước và xi măng (XM) so với BT cốt liệu lớn. Việc sử dụng nhiều XM cũng làm tăng độ co ngót của BT. Ngoài ra nó còn tác động lớn đến chi phí cho loại BT hạt mịn này cũng như là làm tăng chất thải ô nhiễm môi trường.

Tuy nhiên những thay đổi về kỹ thuật và kinh tế là tiền đề làm cho việc sử dụng loại BT hạt mịn này trong xây dựng. Cấu trúc và tính chất của BT được thay đổi đáng kể khi đưa vào một số thành phần như các chất kết dính composite, phụ gia siêu dẻo, các phụ gia khoáng mịn và siêu mịn… Việc đưa vào trong BT các loại phụ gia khác nhau đã giúp làm giảm được lượng dùng nước và XM khi chế tạo BT hạt mịn, do đó khắc phục được đáng kể sự co ngót của nó [3].

Sử dụng bột đá vôi (BĐV) làm phụ gia mịn cho BT và XM đã được phổ biến ở nhiều nước phát triển như Mỹ, Canada, Nhật, các nước châu Âu … Có nhiều lợi ích khi sử dụng BĐV trong XM và BT là: (1) lợi ích sinh thái, là kết quả việc giảm lượng khí thải CO2 vào khí quyển, (2) lợi ích kinh tế, do giảm lượng clinker, dẫn đến giảm giá XM và (3) lợi ích khoa học công nghệ, cải thiện chất lượng XM và BT.

Thêm BĐV tác động tích cực lên tính chất của HHBT do: tăng lượng hồ chất kết dính, hiệu ứng tăng cường tiếp xúc “điểm”, giảm ma sát, tăng độ chảy [4]. BĐV cũng có thể tăng cường độ BT do tác dụng kéo dài cấp phối hạt, tăng độ đặc chắc của BT, cải thiện vùng chuyển tiếp giữa đá XM và cốt liệu (do tăng độ đặc chắc [5] và có hiệu ứng hóa học [6]). Một số ảnh hưởng khác của BĐV cũng làm tăng cường độ XM và BT như: tạo mầm kết tinh [5, 7], thúc đẩy sự thủy hóa ở tuổi sớm của XM, hình thành nhiều hơn ettringit ở tuổi sớm [6, 8].

Nội dung bài báo trình bày một số kết quả về ảnh hưởng của độ mịn bột đá vôi đến độ chảy của HHBT và cường độ BT.

2. Vật liệu - phương pháp nghiên cứu2.1. Vật liệu chế tạo

XM sử dụng trong đề tài được nghiền từ hỗn hợp gồm 96% clinker Bút Sơn và 4% thạch cao. Các tính chất của XM cho trong bảng 1, phù hợp với TCVN 2682:2009. Cát được sử dụng là cát thô, với thành phần hạt và một số tính chất được nêu ở bảng 2, bảng 3 (phù hợp với TCVN 7570:2006). Các tính chất của cát được xác định theo TCVN 7572:2006.

BĐV được công ty Nam Trung khai thác từ đồi con Trâu – Tân Xuân – Tân Kỳ – Nghệ An, có thành phần hóa và thành phần hạt như trong bảng 4, bảng 5. Khối lượng riêng của BĐV là 2.73 gam/cm3. Loại BĐV B44, B47 có thành phần hạt tương tự như XM nên có thể sử dụng thay thế một phần XM. BĐV B13, B15, mịn hơn XM, giúp bổ sung thêm thành phần hạt mịn cho BT. Ngoài ra B13, B15 còn có lượng lớn hạt nhỏ hơn 10 µm, là những hạt có hoạt tính hóa học lớn [9].2.2. Phương pháp nghiên cứu

Độ chảy của HHBT được xác định trên bàn dằn theo TCVN 3121-3:2003. Mẫu xác định cường độ của BT được chế tạo theo quy trình tạo mẫu xác định cường độ xi măng (TCVN 6016:1995) nhưng với các tỷ lệ cấp phối của BT.2.3. Quy trình thí nghiệm

Ban đầu chế tạo các mẫu BT chưa có BĐV, bao gồm XM, cát và nước. Sau đó kiểm tra và lựa chọn mẫu BT gốc có độ chảy cao, không bị phân tầng, tách lớp. Dựa vào kết

15 S¬ 28 - 2017


quả thu được lựa chọn mẫu BT gốc có tỷ lệ N/X = 0.44, C/X = 1.6. Sau đó đưa lần lượt đưa thêm BĐV B15 và B47 vào mẫu BT gốc với tỷ lệ ĐV/C từ 0% đến 10%. Cấp phối BT cho trong bảng 6.

3. Kết quả nghiên cứu và thảo luận3.1. Ảnh hưởng của bột đá vôi đến độ chảy của hỗn hợp bê tông

Theo hình 1, các mẫu đá vôi ở các độ mịn khác nhau có ảnh hưởng khác nhau tới độ chảy của HHBT. Khi thêm 5% BĐV (M5) chỉ có loại B13 là giữ được độ chảy tương đương với mẫu gốc (M0), còn các loại BĐV khác đều làm giảm độ chảy giảm đáng kể so với mẫu gốc. Khi thêm 10% BĐV (M10) độ chảy đều giảm đáng kể so với mẫu gốc. Cũng có thể thấy rằng loại BĐV càng thô hơn thì độ chảy của HHBT càng giảm nhiều.

Trong hệ BT, các hạt cốt liệu thô tiếp xúc với nhau theo các mặt, chính sự ma sát giữa các hạt cốt liệu thô là nguyên nhân chính làm giảm độ chảy của nó. Khi đưa cốt liệu mịn vào hệ, cốt liệu mịn sẽ nằm xen giữa các hạt cốt liệu thô, làm giảm tiếp xúc mặt, thay thế/tăng cường bằng tiếp xúc “điểm”, từ đó làm giảm nội ma sát của hệ. Các hạt càng nhỏ, tiếp xúc càng gần đến “điểm”, ma sát của hệ sẽ càng giảm. Khi số lượng các hạt tăng (tăng hàm lượng), mức thay thế tiếp

xúc mặt bằng tiếp xúc “điểm” tăng làm ma sát giảm, độ chảy tăng. Khi giảm kích thước hạt, tiết diện tiếp xúc giảm, làm ma sát cũng giảm, độ chảy tăng. Tuy nhiên, nước cũng đóng vai trò rất lớn trong việc giảm ma sát, việc tăng hàm lượng hạt mịn đồng nghĩa tăng nhu cầu nước thấm ướt bề mặt để giảm ma sát. Trong thí nghiệm này nước không tăng tương ứng, do vậy khi tăng hàm lượng hạt mịn đồng nghĩa giảm tương đối tỷ lệ nước, dẫn tới tăng ma sát. Khi mức giảm nước đủ lớn, việc tăng hàm lượng hạt mịn sẽ làm giảm độ chảy của hệ [10].

Bảng 1. Các tính chất của XM

Tính chất Đơn vị Giá trị Quy phạm Phương pháp thí nghiệmCường độ o 3 ngày o 28 ngày

MPa25.8745.52

≥ 21≥ 40

TCVN 6016:1995

Độ dẻo tiêu chuẩn % 29Thời gian bắt đầu đông kếtThời gian kết thúc đông kết

phút 149229

≥ 45≤ 375

TCVN 6016:1995

Bề mặt riêng, phương pháp Blaine cm2/g 3400 ≥ 2800 TCVN 4030:2003Khối lượng riêng gam/cm3 3.10

Bảng 2. Thành phần hạt của cát

Đường kính sàng, mm 2.5 1.25 0.63 0.315 0.14 < 0.14Lượng sót sàng tích lũy, % 17.5 38.0 49.0 65.5 94.0 6.0

Bảng 3. Một số tính chất của cát

Modul độ lớn Khối lượng riêng, gam/cm3 Khối lượng thể tích trạng thái khô, gam/cm3

Khối lượng thể tích trạng thái bão hòa nước, gam/cm3

2.64 2.67 2.61 2.63

Bảng 4. Thành phần hóa của BĐV

Thành phần CaCO3 CaO MgO Al2O3 Fe2O3 SiO2 MKN% khối lượng 99.21 55.58 0.05 0.12 0.03 0.07 43.57

Bảng 5. Thành phần hạt của BĐV và XM

Vật liệuĐường kính hạt, µm, ứng với tỉ lệ % lọt sàng

D10 D25 D50 D75 D97BĐV B13 2.36 3.83 5.32 7.41 13.31BĐV B15 2.80 4.03 5.88 8.77 14.93BĐV B44 3.67 5.92 12.74 21.97 44.38BĐV B47 3.68 6.07 13.13 22.78 47.33

XM 4.19 7.82 15.19 24.25 45.02

Hình 1. Độ chảy của hỗn hợp bê tông



3.2. Ảnh hưởng của bột đá vôi đến cường độ bê tôngẢnh hưởng của hàm lượng và loại BĐV đến cường độ

BT ở các tuổi 1, 3, 7, 28 ngày được thể hiện trong bảng 7 và hình 2.

Các kết quả trong bảng 7 và 8 (tương ứng hình 3 và 4) cho thấy khi thêm BĐV thì cường độ BT đều được cải thiện (ngoại trừ cường độ tuổi 1 và 3 ngày khi thêm B44 hoặc B47). Tuy vậy mức độ cải thiện tùy thuộc vào độ mịn của BĐV và độ tuổi của BT.

Với cùng hàm lượng BĐV mịn B13 và B15 cải thiện tốt cường độ sớm (1, 3, 7 ngày) tốt hơn BĐV thô B44, B47, còn B44 và B47 cho cải thiện cường độ muộn (28 ngày) tốt hơn so với B13, B15.

Ảnh hưởng của BĐV tới cường độ bê tông có thể do khả năng giảm nội ma sát bê tông tươi, nâng cao độ đặc chắc cho cấu trúc BT. Loại BĐV có kích thước mịn có thể thúc đẩy quá trình thủy hóa của XM tốt hơn so với hạt thô [5, 6], gây ra ảnh hưởng tích cực lên cường độ tuổi sớm.

Bảng 6. Cấp phối của các mẫu BT sử dụng BĐV

Tỷ lệ N/X Tỷ lệ C/X Tỷ lệ ĐV/CLượng dùng vật liệu cho 1 m3 bê tông

Xi măng, kg Nước, kg Cát, kg Đá vôi, kg

0.44 1.60% 734.3 323.1 1174.9 0.05% 718.8 316.3 1150.1 57.5

10% 704.0 309.8 1126.4 112.6

Bảng 7. Ảnh hưởng của hàm lượng BĐV B15 đến cường độ BT

Tỷ lệ ĐV/C Loại đá vôi R1, MPa R3, MPa R7, MPa R28, MPa Biến đổi R1, %

Biến đổi R3, %

Biến đổi R7, %

Biến đổi R28, %

0% 10.47 32.87 45.89 52.50 0.00 0.00 0.00 0.00

5%

B47 9.34 37.38 47.36 59.99 -10.83 13.72 3.20 14.27B44 9.78 33.21 46.88 60.66 -6.59 1.03 2.16 15.55B15 11.28 38.24 49.70 53.29 7.69 16.35 8.30 1.51B13 12.20 35.47 51.35 52.57 16.56 7.91 11.90 0.13

10%

B47 10.00 35.26 47.79 56.34 -4.46 7.28 4.14 7.32B44 9.22 36.73 48.07 60.73 -11.98 11.73 4.75 15.67B15 11.28 41.14 50.35 55.14 7.69 25.16 9.73 5.04B13 13.20 37.94 51.75 54.90 26.11 15.42 12.77 4.58

Hình 2. Biến đổi cường độ BT ở các ngày tuổi khác nhau

(xem tiếp trang 20)

17 S¬ 28 - 2017


Ảnh hưởng của mô đun độ lớn của cát và thành phần vật liệu đến tính chất của vữa xây dựngEffect of modulus of sand and material composition to properties of mortar


Tóm tắtTính chất của vữa xây dựng không chỉ phụ thuộc cấp phối của nó mà

còn chịu ảnh hưởng của mô đun độ lớn của cát. Theo đó, khi tính toán

và chọn cấp phối vữa để đạt độ dẻo của hỗn hợp và cường độ thiết kế cần

quan tâm đến mô đun của cát. Bài báo này trình bày kết quả nghiên cứu

thực nghiệm xác định quan hệ toán học giữa mô đun của cát và cấp phối đến độ dẻo của hỗn hợp và cường độ

đặc trưng của vữa đóng rắn, từ đó xác định được mức độ ảnh hưởng của các

biến và định hướng thành phần tối ưu cho vữa theo yêu cầu thiết kế.

Từ khóa: Cường độ (Rn); Độ dẻo (D); Mô đun độ lớn của cát (Mđl); Tỷ lệ nước–xi

măng (N/X); Tỷ lệ xi măng-cát (X/C)

AbstractThe properties of mortar not only depend

on its material composition but also on the modulus of sand, accordingly when

calculating and selecting motar aggregate to achieve the plasticity of the mixture

and the designed strength of the mortar should pay attention to the modulus of sand. This paper presents the results of

empirical studies that determine the mathematical relationship between

component, modulus of sand, the plasticity of the mixtures and the strength of the harded mortar, thus identifying the

degree of the influence of the variables and the optimum component orientation

for the mortar according to the design requirements.

Keywords: Compressive strength; Plasticity; Fine modulus of sand; Ratio of water to

cement; Ratio of sand to cement

PGS.TS. Nguyễn Duy Hiếu Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]. Trương Thị Kim Xuân Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Đặt vấn đề Hỗn hợp vữa là một hệ đa phân tán nhiều cấu tử nhận được sau khi trộn hỗn hợp xi

măng và cốt liệu nhỏ với nước, có thể xem hỗn hợp vữa như một hệ gồm hai pha là hồ xi măng và cốt liệu; tính chất của vữa phụ thuộc vào cấu trúc và tính chất của vật liệu thành phần [2]. Việc cho cốt liệu nhỏ (cát) vào hồ xi măng gây ảnh hưởng quan trọng đến tính chất của vữa, mô đun độ lớn của cát ảnh hưởng quyết định đến bề mặt riêng của nó, qua đó gây tác động đến những lớp hồ xi măng gần nhất.

Việc lựa chọn được vật liệu và cấp phối vữa phù hợp, độ lưu động và cường độ của vữa đạt yêu cầu ở mức cao, tạo tiền đề để đảm bảo tốt nhất các tính năng làm việc của vữa trên kết cấu công trình là rất quan trọng. Mô tả được những tính chất của hỗn hợp vữa, cường độ của vữa và sự phụ thuộc của chúng vào các yếu tố khác nhau, điều khiển được quá trình chế tạo, phương pháp thi công và cứng rắn của vữa là một vấn đề rất quan trọng. Đã có nhiều nghiên cứu về ảnh hưởng của vật liệu và cấp phối đến các tính chất của vữa xây dựng [2], và trên cơ sở đó đã hình thành các tiêu chuẩn khác nhau về

Bảng 1. Thành phần hạt của các loại cát sử dụng.

Kích thước lỗ sàng, mm

Cát vàng, C1 Cát vàng, C2Lượng sót

riêng biệt, %Lượng sót tích lũy, %

Lượng sót riêng biệt, %

Lượng sót tích lũy, %

ai Ai ai Ai2.5 0 0 9.5 9.5

1.25 0 0 18.6 28.10.63 8.3 8.3 29.8 57.9

0.315 34.5 42.8 30.5 88.40.14 26 68.8 8.0 96.4

<0.14 31.2 100 3.6 100

Bảng 2. Tính chất cơ lý của các loại cát sử dụng.

Chỉ tiêu Đơn vịGiá trị Phương pháp thí

nghiệmCát C1 Cát C2

Khối lượng riêng g/cm3 2.67 2.67 TCVN 7572-4:2006Khối lượng thể tích xốp kg/m3 1484 1526 TCVN 7572-6:2006Độ hút nước % 0.5 0.83 TCVN 7572-4:2006Mô đun độ lớn, Mđl - 1.20 2.80 TCVN 7572-2:2006Hàm lượng bùn, sét % 0.4 1.07 TCVN 7572-8:2006

Bảng 3. Tính chất cơ lý của xi măng Vicem Bút Sơn PCB30.

TT Chỉ tiêu Đơn vị Giá trị1 Khối lượng thể tích kg/m3 10052 Khối lượng riêng g/cm3 3,093 Lượng sót sàng trên sàng No009 % 4,24 Nước tiêu chuẩn % 285 Thời gian bắt đầu đông kết Phút 125

Thời gian kết thúc đông kết 2206 Cường độ chịu nén tuổi 3 ngày MPa 22,8

Cường độ chịu nén tuổi 28 ngày 39,0



vữa xây dựng [5], [9], [10]; Tuy nhiên những công trình này có hạn chế là chỉ được thực hiện bằng phương pháp thực nghiệm cổ điển, dĩ nhiên không thể mô tả đầy đủ và định lượng đủ độ tin cậy các mối tương quan trong hệ. Bởi vậy, hiện nay việc lựa chọn cấp phối vữa xi măng - cát chủ yếu là tra theo bẳng có sẵn, hoặc tính toán sơ bộ lượng dùng xi măng sau đó tra bảng tìm cốt liệu [1], [2]. Những bảng tra này được tổng kết từ các thực nghiệm chỉ có ý nghĩa nhất định khi điều kiện thực tế gần với điều kiện thí nghiệm, do đó để tối ưu được cấp phối vữa từ bảng tra là khó thực hiện, mặt khác trong các bảng tra thường không đưa ra lượng dùng nước.

Những hạn chế nêu trên có thể được giải quyết nhờ xây dựng hàm hồi quy toán học mô tả sự phụ thuộc của tính chất vữa theo các biến cơ bản phản ánh bản chất cốt liệu và cấp phối vữa. Bằng phương pháp quy hoạch thực nghiệm, có thể thiết lập các hàm hồi quy mô tả mức độ và quy luật ảnh hưởng của cấp phối (qua tỷ lệ X/C và N/X) và tính chất của cốt liệu (qua mô đun độ lớn của cát Mđl) đến độ lưu động và cường độ đặc trưng của vữa.

2. Chương trình thực nghiệm2.1. Vật liệu sử dụng

- Xi măng PCB30 Vicem Bút Sơn, tính chất cơ lý như bảng 3, thỏa mãn TCVN 6260: 2009 [7].

- Nước sạch dùng cho sinh hoạt, thỏa mãn tiêu chuẩn TCVN 4506: 2012 [8].

- Cát tự nhiên (cát vàng) thỏa mãn yêu tiêu chuẩn TCVN 7570:2006 [6], mô đun độ lớn và tính chất cơ lý như bảng 1 và bảng 2.

Từ hai loại cát này tính toán và chế tạo được hỗn hợp cát có Mđl trong khoảng 1.2 – 2.8.

2.2. Thiết lập ma trận thực nghiệmTrên cơ sở các nghiên cứu đã có, định hướng sử dụng

phương pháp toán quy hoạch thực nghiệm bậc hai tâm xoay [3]. Bằng lý thuyết và khảo sát thăm dò, đã lựa chọn các biến độc lập và xác định được khoảng biến thiên phù hợp của chúng. Ba biến thực là: tỷ lệ xi măng - cát theo thể tích xốp (Z1=Vox/Voc) khoảng biến thiên: 0,25 – 0,33; tỷ lệ nước - xi măng theo khối lượng (Z2=N/X) khoảng biến thiên 0,9 - 1,0; mô đun độ lớn của cát (Z3= Mdl) khoảng biến thiên là 1,50 - 2,50. Các hàm hồi quy thực nghiệm quan tâm gồm: độ lưu động của hỗn hợp vữa (độ chảy D); cường độ nén tuổi 28 ngày (Rn28). Các cấp phối vữa được tính toán trên cơ sở các biến thực và phương trình thể tích tuyệt đối của vữa, trình bày trong bảng 4.

3. Kết quả nghiên cứu và luận bànKết quả thí nghiệm độ chảy và cường độ vữa được tập

hợp trong bảng 5.Sử dụng phần mềm Maple 11.0 đã xác định được các

hàm hồi quy tương hợp theo biến mã (chỉ bao gồm các hệ số có nghĩa):

Hàm hồi quy về độ chảy của hỗn hợp vữa:D = 142 + 21,61x1 + 15,72x2 + 31,08x3 + 14,14x3

2 (1)Hàm hồi quy về cường độ nén của vữa:Rn28 = 7,8 + 1,48x1 +1,29x3 - 0,51x1

2 - 0,65x22 (2)

Trong đó, quan hệ giữa biến mã và biến thực như sau:Z1 = 0,04x1 + 0,29; Z2 = 0,1x2 + 1,0; Z3 = 0,5x3 + 2,0Trên cơ sở hàm (1) và (2) xây dựng được các bề mặt

biểu hiện quan hệ giữa hàm mục tiêu và các cặp biến khác nhau như hình 1 và hình 2. Theo đó biến x3 (hay Mđl) có ảnh

Bảng 4. Ma trận quy hoạch thực nghiệm và cấp phối vữa

NBiến mã Biến thực Cấp phối vữa, (kg)

x1 x2 x3 Z1 Z2 Z3 XM C N1 1 1 1 0,33 1.10 2.50 351 1330 3862 -1 1 1 0,25 1.10 2.50 301 1520 3313 1 -1 1 0,33 0.90 2.50 378 1431 3404 -1 -1 1 0,25 0.90 2.50 320 1618 2885 1 1 -1 0,33 1.10 1.50 374 1243 4126 -1 1 -1 0,25 1.10 1.50 324 1434 3567 1 -1 -1 0,33 0.90 1.50 405 1344 3648 -1 -1 -1 0,25 0.90 1.50 346 1533 3129 1.682 0 0 0,36 1.00 2.00 389 1292 389

10 -1.682 0 0 0,22 1.00 2.00 298 1612 29811 0 1.682 0 0,29 1.17 2.00 331 1356 38312 0 -1.682 0 0,29 0.83 2.00 371 1522 30813 0 0 1.682 0,29 1.00 2.84 335 1480 33514 0 0 -1.682 0,29 1.00 1.16 372 1350 37215 0 0 0 0,29 1.00 2.00 349 1432 34916 0 0 0 0,29 1.00 2.00 349 1432 34917 0 0 0 0,29 1.00 2.00 349 1432 34918 0 0 0 0,29 1.00 2.00 349 1432 34919 0 0 0 0,29 1.09 2.00 349 1432 34920 1.44 0 0 0,29 1.00 2.00 349 1432 349

19 S¬ 28 - 2017

hưởng đồng biến (phi tuyến) lớn đến độ chảy của vữa, còn biến x1 (hay Vox/Voc) và x2 (hay N/X) ảnh hưởng tuyến tính đồng biến đến hàm mục tiêu ở mức độ thấp hơn biến x3; cường độ nén của vữa đồng biến với x3 hay Z3, và có cực trị so với các biến x1, x2 (hay Z1, Z2).

Căn cứ kết quả này còn có thể tối ưu cấp phối vữa theo các mục tiêu độ chảy hoặc cường độ, cũng như có thể tính toán hay lựa chọn được sơ bộ Z1 và Z2 theo Z3 (mô đun độ lớn của cát) và cường độ vữa, từ đó xác định cấp phối sơ bộ theo mô đun độ lớn của cát và mác vữa thiết kế. Bảng 6 thể hiện các giá trị thích hợp của Z1 và Z2 theo Z3 đối với các mác vữa từ M5 đến M10.

4. Kết luậnMô đun độ lớn của cát (trong phạm vi nghiên cứu) ảnh

hưởng đồng biến và phi tuyến đến độ lưu động của hỗn hợp vữa, ảnh hưởng đồng biến và bậc nhất đến cường độ của vữa, trong đó mô đun độ lớn của cát có ảnh hưởng lớn hơn so với tỷ lệ nước – xi măng và tỷ lệ xi măng – cát; trong miền biến thiên của các biến, không tồn tại ảnh hưởng chéo giữa các biến đến hàm mục tiêu.

Bằng kết quả này có thể lựa chọn thành phần hợp lý của vữa xây dựng theo yêu cầu thiết kế về độ lưu động và cường độ nén (hay mác vữa), trong đó có kể đến mô đun độ lớn của cát.

Bảng 5. Kết quả thí nghiệm độ chảy của hỗn hợp vữa và cường độ vữa

N x1 x2 x3 Z1 Z2 Z3Độ chảy, D

(mm)Cường độ nén,

Rn28 (MPa)1 1 1 1 0,33 1,10 2,50 239 9,82 -1 1 1 0,25 1,10 2,50 179 5,13 1 -1 1 0,33 0,90 2,50 200 10,24 -1 -1 1 0,25 0,90 2,50 138 6,35 1 1 -1 0,33 1,10 1,50 161 5,66 -1 1 -1 0,25 1,10 1,50 120 3,87 1 -1 -1 0,33 0,90 1,50 116 7,08 -1 -1 -1 0,25 0,90 1,50 108 2,99 1,682 0 0 0,36 1,00 2,00 178 8,1

10 -1,682 0 0 0,22 1,00 2,00 122 4,711 0 1,682 0 0,29 1,17 2,00 176 5,512 0 -1,682 0 0,29 0,83 2,00 112 6,513 0 0 1,682 0,29 1,00 2,84 241 8,614 0 0 -1,682 0,29 1,00 1,16 120 5,315 0 0 0 0,29 1,00 2,00 131 7,616 0 0 0 0,29 1,00 2,00 135 7,517 0 0 0 0,29 1,00 2,00 155 7,818 0 0 0 0,29 1,00 2,00 138 8,219 0 0 0 0,29 1,09 2,00 160 9,120 0 0 0 0,29 1,09 2,00 142 6,8

Bảng 6. Định hướng cấp phối vữa theo mác vữa và mô đun độ lớn của cát

NBiến thực Tính chất của vữa

Z1 Z2 Z3 D, mm Rn28, MPa Mác vữa1 0,35 1,09 - 1,17 1,16 175 - 187 6,2 M52 0,35 1,11 - 1,17 1,25 175 - 185 6,2 M53 0,35 1,12 - 1,17 1,50 175 - 182 6,7 M54 0,35 1,09 - 1,17 1,75 175 - 187 7,7 M7.55 0,35 1,01 - 1,17 2,00 175 - 199 8,9 M7.56 0,35 0,89 - 1,17 2,25 175 - 205 9,6 M7.57 0,35 0,83 - 1,17 2,50 175 - 205 9,7 M7.58 0,35 0,83 - 0,90 2,75 175 - 205 10,8 M109 0,35 0,83 - 0,90 2,84 175 - 205 11,1 M10

10 0,222 1,0 - 1,17 2,84 175 - 198 6,1 M511 0,362 1,0 - 1,17 2,84 175 - 205 10,4 M1012 0,352 1,0 - 1,17 1,16 165 - 195 6,7 M5



Hình 1. Bề mặt biểu hiện độ chảy của hỗn hợp vữa theo các biến

Hình 2. Bề mặt biểu hiện cường độ nén của vữa theo các biến

Tài liệu tham khảo1. Nguyễn Bá Đỗ, Nguyễn Thọ Linh, Sổ tay dùng vữa, Nhà xuất bản

khoa học và kỹ thuật, Hà Nội – 2009.2. Phùng Văn Lự, Vật liệu và sản phẩm trong xây dựng, NXB Xây

dựng, 2004.3. Nguyễn Minh Tuyển, Quy hoạch thực nghiệm, NXB khoa học và

kỹ thuật, 2011.4. TCVN 3121: 2003, Vữa xây dựng – phương pháp thử.5. TCVN 4314: 2003, Vữa xây dựng – yêu cầu kỹ thuật.

6. TCVN 7570-2006, Cốt liệu cho bê tông và vữa xây dựng – Yêu cầu kỹ thuật.

7. TCVN 6260: 2009, Xi măng pooc lăng hỗn hợp - Yêu cầu kỹ thuật.

8. TCVN 4506: 2012, Nước dùng cho bê tông và vữa xây dựng.9. ASTM C270, Standard Specification for Mortar for Unit

Masonry.10. EN 998:2003, Specifiction for mortar for masonry.

4. Kết luậnCùng hàm lượng BĐV sử dụng, bê tông dùng BĐV mịn

hơn (B13, B15) có độ chảy lớn hơn khi dùng BĐV thô hơn (B44, B47).

BĐV mịn cải thiện cường độ bê tông, mức cải thiện và tuổi cải thiện phụ thuộc độ mịn BĐV. BĐV B13, B15 cải thiện cường độ sớm (1, 3 ngày) nhiều hơn BĐV B47, nhưng BĐV B44, B47 lại cho hiệu quả cải thiện mác bê tông (tuổi 28 ngày) tốt hơn./.

Tài liệu tham khảo1. Tăng Văn Lâm (2010), Nghiên cứu chế tạo bê tông hạt mịn chất

lượng cao dùng cho mặt đường sân bay, Luận văn Thạc sỹ, Trường Đại học Xây dựng, Hà Nội.

2. Phạm Hữu Hanh, Tống Tôn Kiên (2009), Nghiên cứu chế tạo bê tông hạt mịn sử dụng trong công trình biển, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, Trường Đại học Xây dựng, Hà Nội.

3. Bazenov, Bạch Đình Thiên, Trần Ngọc Tính (2009), Công nghệ Bê tông, Chương 12, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội.

4. Bùi Văn Bội, Vũ Đình Đấu (2000), Vi cốt liệu sử dụng trong xi măng và bê tông, Trường Đại học Xây dựng, Tài liệu giảng dạy Cao học ngành Vật liệu Xây dựng.

5. Gözde İnan Sezer, Oğuzhan Çopuroğlu, Kambiz Ramyar (2010), “Microstructure of 2 and 28-day cured Portland limestone

cement pastes “, Indian Journal of Engineering & Materials Sciences pp. 289-294

6. Daimon, Sakai (1998), Limestone Powder Application, Beijing, China.

7. I. Soroka, N. Setter (1977), “The effect of fillers on strength of cement mortars”, Cement and Concrete Research. 7(4),449-456.

8. Nguyễn Như Quý (2003), Nghiên cứu chế tạo bê tông tự lèn từ vật liệu tại chỗ của Việt Nam.

9. Chen Yilan, Wen Ziyum (1998), Research on Activity of Limestone for Cement Admixture, Beijing, China.

10. Lê Xuân Hậu (2016), Nghiên cứu ảnh hưởng của dải hạt cốt liệu mịn đến tính công tác của bê tông, Luận văn Thạc sỹ, Đại học Bách khoa Hà Nội.

Ảnh hưởng của độ mịn của bột đá vôi...(tiếp theo trang 17)

21 S¬ 28 - 2017

Phân tích dẻo lan truyền dầm liên hợp thép - bê tông chịu tải trọng tĩnh sử dụng siêu phần tử thanhThe spread of plasticity analysis of steel-concrete composite beam under static load using super element

Hoàng Hiếu Nghĩa, Nghiêm Mạnh Hiến, Vũ Quốc Anh

Tóm tắtBài báo trình bày phương pháp phân tích dẻo lan truyền của

dầm liên hợp thép-bê tông chịu tải trọng tĩnh sử dụng siêu phần tử thanh thông qua lý thuyết giải tích, phương pháp dẻo lan

truyền. Xây dựng siêu phần tử thanh 2D với n điểm biến dạng dẻo dọc theo chiều dài phần tử. Tại điểm có biến dạng dẻo, đặc

trưng vật liệu của dầm liên hợp có biến đổi thông qua sự chảy dẻo của mặt cắt tiết diện, điều đó được xác định qua đường quan

hệ mô men - độ cong đơn vị (M-θ), xây dựng được phương trình độ cứng của tiết diện thay đổi dọc theo chiều dài dầm. Ma trận

dẻo được thiết lập trong suốt quá trình phân tích để thể hiện sự lan truyền biến dạng dẻo dọc theo chiều dài phần tử. Thực hiện

phân tích bài toán dầm liên hợp, xác định chuyển vị của dầm liên hợp thép - bê tông ứng với từng cấp tải trọng tác dụng, thể hiện rõ ứng xử đàn dẻo của dầm liên hợp, kết quả nghiên cứu được so

sánh với kết quả thí nghiệm và các kết quả nghiên cứu đã được công bố và cho kết quả đáng tin cậy.

Từ khóa: Chảy dẻo, biến dạng dẻo, dầm liên hợp, lý thuyết giải tích, phương pháp dẻo lan truyền

AbstractThe paper presents the spread of plasticity analysis method of composite

beam under static load using super element by the analytical theory and the spread of plasticity analysis method. To build 2D super element

with n plastic deformation points along the element length. At the plastic deformation points, the material properties of composite beams

vary remarkably by its section yeild, that clearly showned by moment - curvature curve (M-θ). To build the stiffness equation of section vary

remarkably along the element length. Plastic matrix is established while analysis structure to shown the spread of plasticity deformation along the member length. Carry out analysis of the composite beam,

determine the displacement of simply supported composite beam by each load steps, demonstrate the elastic-plastic behavior of the

composite beams, the numerical results obtained by the analysis are reliable, compared well with experimental results and other researching.

Keywords: Yeild, spread of plasticity deformation, composite beam, analytical theory, spread of plasticity method

Ths. Hoàng Hiếu Nghĩa Khoa Xây dựng, Trường Đại học Hải Phòng Email: [email protected]. Nghiêm Mạnh Hiến Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]. Vũ Quốc Anh Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Giới thiệuCác nghiên cứu về ứng xử không đàn hồi và cường độ tải

trọng phá hoại của kết cấu đã tăng nhanh từ khi lý thuyết phân tích trạng thái tới hạn được chấp nhận trong phân tích kết cấu, đặc biệt là kết cấu thép. Hiện nay có hai phương pháp cơ bản phân tích kết cấu khung đàn dẻo: Phương pháp vùng dẻo (Plastic zone – biến dạng dẻo phân bố) [1] và phương pháp khớp dẻo (Plastic hinge – biến dạng dẻo tập trung). Phương pháp khớp dẻo đơn giản không phản ánh sát được với sự làm việc thực tế của kết cấu [2,3]. Phương pháp vùng dẻo phản ánh sát với sự làm việc thực tế nhưng phức tạp và chỉ áp dụng cho các cấu kiện đơn lẻ. Tác giả đã xây dựng siêu phần tử thanh dầm, sử dụng phương pháp PTHH để phân tích dẻo lan truyền dầm liên hợp thép-bê tông chịu tải trọng tĩnh sử dụng siêu phần tử thanh thông qua lý thuyết giải tích, phương pháp dẻo lan truyền.

Mô hình siêu phần tử thanh là phần tử chỉ với hai điểm nút hai đầu phần tử, mặc định có n điểm biến dạng dẻo liên tục bên trong phần tử, mỗi đoạn xi - xi+1 gồm hai điểm biến dạng dẻo liên tiếp và đoạn này có độ cứng EIi thay đổi. Với siêu phần tử này ta không phải chia phần tử thành nhiều phần tử con như một số tác giả đã thực hiện. Sử dụng siêu phần tử có ưu điểm là làm giảm đáng kể kích thước của bài toán phân tích kết cấu, tăng nhanh tốc độ tính toán và cho kết quả sát với thực tế. Do vậy bài viết này giới thiệu phương pháp phần tử hữu hạn với phần tử thanh dầm liên hợp đề xuất, xây dựng ma trận dẻo thay đổi trong suốt quá trình phân tích để thể hiện sự lan truyền biến dạng dẻo dọc theo chiều dài phần tử. Xác định chuyển vị của dầm đơn giản liên hợp thép - bê tông ứng với từng cấp tải trọng tác dụng.

2. Bài toán phân tích dẻo lan truyền kết cấu dầm và các giả thiết2.1. Đặt bài toán phân tích

Xây dựng siêu phần tử mẫu thanh dầm 2D, sử dụng phương pháp PTHH để thiết lập chương trình tính toán nội lực và chuyển vị của dầm liên hợp thép – bê tông ở mọi cấp tải trọng tác dụng.2.2. Giả thiết bài toán

Tất cả các phần tử thanh của hệ khi chưa chịu tải đều thẳng và có diện tích tiết diện ngang không đổi (đối với từng phần tử). Khi phần tử thanh biến dạng, tiết diện ngang vẫn phẳng và trực giao với trục x (hệ tọa độ cục bộ của phần tử). Biến dạng dẻo xuất hiện và phát triển trong các phần tử của kết cấu là các biến dạng dẻo lan truyền, do đó biến dạng dẻo sẽ tồn tại ở tất cả các tiết diện trong suốt quá trình chịu tải. Các tham số hình học của kết cấu là các đại lượng cho trước. Biến dạng và chuyển vị của hệ kết cấu là nhỏ nên bỏ qua phi tuyến hình học. Liên kết giữa sàn bê tông và dầm thép là liên kết hoàn toàn (Hình 2). Bỏ qua chuyển vị do biến dạng cắt. Mô hình vật liệu là đàn dẻo phi tuyến. Khớp dẻo chỉ xoay dẻo mà thôi, bỏ qua củng cố biến dạng.

3. Siêu phần tử thanh dầm liên hợp thép - bê tông Siêu phần tử thanh dầm liên hợp 1-2 (Hình 3) chỉ có 2 nút 1

và 2 ở hai đầu mặc định có n điểm biến dạng dẻo liên tục bên trong phần tử, mỗi đoạn xi - xi+1 gồm hai điểm biến dạng dẻo liên



tiếp và đoạn này có độ cứng EIi thay đổi. Biến dạng dẻo tại đầu từng đoạn i (i-1): 3.1. Xây dựng ma trận dẻo của siêu phần tử thanh khi kể đến sự lan truyền dẻo dọc theo chiều dài phần tử.

Xét phần tử bất kỳ có 2 đầu 1 và 2 có các thành phần nội lực và chuyển vị như Hình 4, mối liên hệ lực nút của thanh dầm như sau:

1 1M V x M= − , 1 2V V= − ; 1 2 2M V L M= − − (1)Tại nút đầu: Năng lượng bù của biến dạng [7]:

( ) ( )1 12 2

1 1 1 1*

1 1

1 12 2

i i

i i

x xn nx

i ix x

M V x MU dx dx

EI EI+ +− −

= =

−= =∑ ∑∫ ∫

(2)Áp dụng định lý Engesser [7] có:

( )i 1 i 1 i 1

i i i

x x x* 2n 1 n 1 n 11 11 1 1

i 1 i 1 i 11 x x x

V x M xdU x xv dx V dx M dxdV EI EI EI

+ + +− − −

= = =

−= = = −∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫

(3)

( )i 1 i 1 i 1

i i i

x x x* n 1 n 1 n 11 11 1 1

i 1 i 1 i 11 x x x

V x MdU x 1dx V dx M dxdM EI EI EI

+ + +− − −

= = =

− −= θ = = − +∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫

(4)Tại nút cuối: Năng lượng bù của biến dạng [7]:

( ) ( )( )1 122

1 1 2 2*

1 1

1 12 2

i i

i i

x xn nx

i ix x

V L x MMU dx dx

EI EI+ +− −

= =

− += =∑ ∑∫ ∫

(5)

( )( )( )i 1

i

x* n 1 2 22

i 12 x

V L x M L xdU v dxdV EI

+−

=

− + −= = ∑ ∫

(6)

( )( )i 1 i 1 i 1

i i i

x x x* n 1 n 1 n 12 22 2 2

i 1 i 1 i 12 x x x

V L x MdU L x 1dx V dx M dxdM EI EI EI

+ + +− − −

= = =

− + −= θ = = +∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫

(7)Từ các phương trình (2,3) (5,6):Sắp xếp các thành phần độ dẻo vào ma trận độ dẻo của siêu phần tử thanh dầm

11 12 13 14

22 23 24

33 34

44

=

p

k k k kk k k

kk k

k (8)

Trong đó:

1

1 1 1 1

1

111 21 1 1 1

1 1 1 1

1

1. .

+

+ + + +

−

=

− − − −

= = = =

=

−

∑ ∫

∑ ∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫ ∫

i

i

i i i i

i i i i

xn

i xx x x xn n n n

i i i ix x x x

dxEI

kx x xdx dx dx dxEI EI EI EI

(9)

1

1 1 1 1

1

112 21 21 1 1 1

1 1 1 1

1. .

+

+ + + +

−

=

− − − −

= = = =

= =

−

∑ ∫

∑ ∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫ ∫

i

i

i i i i

i i i i

xn

i xx x x xn n n n

i i i ix x x x

x dxEI

k kx x xdx dx dx dxEI EI EI EI (10)

Hình 1. Mô hình xuất phát của bài toán dầm và mô hình tính của kết cấu theo phương pháp PTHH: (a) – mô hình thực của hệ kết cấu dầm và tải trọng; (b) – mô hình tính của kết cấu dầm theo phương pháp PTHH

23 S¬ 28 - 2017

1

1 1 1 1

1

113 31 2 21 1 1 1

1 1 1 1

1

2 1. .

+

+ + + +

−

=

− − − −

= = = =

= = −− + − −

−

∑ ∫

∑ ∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫ ∫

i

i

i i i i

i i i i

xn

i xx x x xn n n n

i i i ix x x x

dxEI

k kL Lx x L x L xdx dx dx dx

EI EI EI EI (11)1

1 1 1 1

1

114 41 2 21 1 1 1

1 1 1 1

2 1. .

+

+ + + +

−

=

− − − −

= = = =

−−

= = −− + − −

−

∑ ∫

∑ ∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫ ∫

i

i

i i i i

i i i i

xn

i xx x x xn n n n

i i i ix x x x

L x dxEI


EI EI EI EI

(12)1

1 1 1 1

21

122 21 1 1 1

1 1 1 1

1. .

+

+ + + +

−

=

− − − −

= = = =

=

−

∑ ∫

∑ ∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫ ∫

i

i

i i i i

i i i i

xn

i xx x x xn n n n

i i i ix x x x

x dxEI

kx x xdx dx dx dxEI EI EI EI

(13)1

1 1 1 1

1

123 32 2 21 1 1 1

1 1 1 1

2 1. .

+

+ + + +

−

=

− − − −

= = = =

−

= =− + − −

−

∑ ∫

∑ ∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫ ∫

i

i

i i i i

i i i i

xn

i xx x x xn n n n

i i i ix x x x

x dxEI


EI EI EI EI (14)1

1 1 1 1

21

124 42 2 21 1 1 1

1 1 1 1

2 1. .

+

+ + + +

−

=

− − − −

= = = =

−

= =− + − −

−

∑ ∫

∑ ∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫ ∫

i

i

i i i i

i i i i

xn

i xx x x xn n n n

i i i ix x x x

Lx x dxEI


EI EI EI EI (15)1

1 1 1 1

1

133 2 21 1 1 1

1 1 1 1

1

2 1. .

+

+ + + +

−

=

− − − −

= = = =

=− + − −

−

∑ ∫

∑ ∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫ ∫

i

i

i i i i

i i i i

xn

i xx x x xn n n n

i i i ix x x x

dxEI

kL Lx x L x L xdx dx dx dx

EI EI EI EI

(16)1

1 1 1 1

1

134 43 2 21 1 1 1

1 1 1 1

2 1. .

+

+ + + +

−

=

− − − −

= = = =

−−

= =− + − −

−

∑ ∫

∑ ∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫ ∫

i

i

i i i i

i i i i

xn

i xx x x xn n n n

i i i ix x x x

L x dxEI


EI EI EI EI (17)1

1 1 1 1

2 21

144 2 21 1 1 1

1 1 1 1

2

2 1. .

+

+ + + +

−

=

− − − −

= = = =

− +

=− + − −

−

∑ ∫

∑ ∑ ∑ ∑∫ ∫ ∫ ∫

i

i

i i i i

i i i i

xn

i xx x x xn n n n

i i i ix x x x

L Lx x dxEI

kL Lx x L x L xdx dx dx dx

EI EI EI EI (18)EI: Độ cứng thay đổi trên đoạn có biến dạng dẻo (đoạn xi – xi+1). Tác giả đề xuất độ cứng EI (đoạn xi – xi+1) có dạng phương trình bậc 3:

( )3= +EI E ax b,

3 31+ −

= i iI Ia

L ; 3= ib I

(19)Trong đó: Ii, Ii+1 là mô men quán tính của tiết diện dầm tại đầu i và i+1

4. Mô hình phi tuyến của vật liệu bê tông, thép hình và thép thanh.4.1. Mô hình phi tuyến của vật liệu bê tông



Tác giả sử dụng phương trình đường cong quan hệ ứng suất - biến dạng phi tuyến được đề xuất bởi Kent and Park (1973) [4] cho mô hình vật liệu bê tông chịu nén. Mô hình trên được nhiều tác giả sử dụng để nghiên cứu như: Kent and Park, 1973; Park and Paulay, 1975; Wang and Duan, 1981; Mander et al.1988a; Hoshikuma et al., 1997; Seung-Eock KIM 2012.

Phương trình đường quan hệ ứng suất - biến dạng (σc-εc) khi bê tông chịu nén được thể hiện dưới đây.

2

0 0

. . 2c cK f ε εσε ε

= −

Khi 0ε ε≤ (20)

[ ]0. . 1 .( ) 0, 2 .c c cK f Z K fσ ε ε= − − ≥

Khi 0 uε ε ε≤ ≤ (21)

0,2. .c cK fσ = Khi uε ε> (22)Trong đó: ε: Biến dạng của thớ bê tông chịu nén tương

ứng; σc:Ứng suất của thớ bê tông (MPa); ε0: Biến dạng tương ứng với ứng suất lớn nhất; ε0: Biến dạng cực hạn của bê tông; K: Hệ số xét đến sự tăng cường độ bê tông do hiệu ứng kiềm chế nở hông; Z: Độ dốc của đường biến dạng; fc: Cường độ chịu nén của bê tông mẫu trụ (MPa) 4.2. Mô hình của vật liệu thép hình và thép thanh

Phương trình đường quan hệ ứng suất - biến dạng (σct-εct) của thép được mô hình bằng 2 đoạn thẳng.

.s s sEσ ε= Khi 0 s yε ε≤ ≤ (23)

s yfσ = Khi >s yε ε (24) Trong đó: σs, εs: Ứng suất và

biến dạng của thép; fv, εv: Ứng suất và biến dạng chảy của thép

5. Ví dụ phân tích sốPhương pháp Newton-Raphson

cải tiến [5] được áp dụng để giải bài toán phân tích dẻo lan truyền kết cấu dầm liên hợp.

Khảo sát dầm liên tục liên hợp được thí nghiệm bởi Ansourian (1981) [6] với 06 mẫu dầm từ CTB1 đến CTB6 [6] (Hình 5), nhiều tác giả đã dùng kết quả thí nghiệm này để kiểm chứng với các kết quả nghiên cứu của họ: Yong – Lin Pi, Bradford MA, Uy B (2006), Cuong Ngo-Huu, Seung-Eock Kim (2012) đã dùng phương pháp khớp thớ để phân tích kết cấu dầm và so sánh với kết quả thí nghiệm. Tác giả sử dụng phương pháp PTHH với siêu phần tử thanh để phân tích kết cấu dầm liên tục liên hợp và so sánh với kết quả thí nghiệm và các kết quả

đã được nghiên cứu. Mặt cắt tiết diện dầm liên hợp gồm dầm thép, bản bê tông như Bảng 1 và Hình 5. Cường độ đặc trưng của các mẫu như Bảng 2. Lực tác dụng P =200kN, ε0=0,002, εu=0,004.Bảng 1. Kích thước mặt cắt ngang thép hình trong dầm liên hợp liên tục

Cấu kiện bf (mm) tf (mm) d (mm) tw (mmIPE200 100 8,5 200 5,6IPE240 120 9,8 240 6,2IPBL200 200 10 190 6,5

0M

Hình 2. Mặt cắt tiết diện dầm liên hợp và biểu đồ biến dạng

Hình 3. Siêu phần tử thanh dầm liên hợp thép - bê tông

Hình 4. Lực nút của thanh dầm

Hình 5. Sơ đồ tính và mặt cắt dầm liên hợp liên tục CTB1÷CTB6 (Ansourian 1981)

25 S¬ 28 - 2017

Bảng 2. Cường độ đặc trưng của 6 mẫu CTB1 đến CTB6

Cấu kiện fc’ (Mpa) fv (Mpa) fys (Mpa)CTB1 30 300 430CTB2 50 300 430CTB3 43 223 430CTB4 34 236 430CTB5 29 270 430CTB6 41 299 430

Bảng 3. Bảng so sánh giá trị Mp của dầm liên hợp liên tục CTB1-CTB6

Giá trị Mp CTB1 CTB2 CTB3 CTB4 CTB6TN Ansourian

(1981) 152 164 219 211 242

SPH V1.0 147,44 170,2 220,7 221,6 253,5Eurocode 4 147,4 157,4 208,6 204 230,7

Xây dựng phần mềm SPH V1.0 bằng ngôn ngữ Delphi XE8. Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn với siêu phần tử thanh dầm liên hợp, ma trận dẻo đề xuất và thuật giải phi tuyến Newton-Raphson cải tiến [5] để thực hiện phân tích dẻo lan truyền kết cấu dầm liên hợp ở ví dụ trên. Kết quả thu được như hình 6.

5. Kết luậnTác giả đã xây dựng siêu phần tử thanh dầm, sử dụng

phương pháp PTHH để phân tích dẻo lan truyền dầm liên hợp thép-bê tông chịu tải trọng tĩnh sử dụng siêu phần tử thanh thông qua lý thuyết giải tích, phương pháp dẻo lan truyền.

Hình 6. Biểu đồ quan hệ giữa tải trọng P và chuyển vị giữa dầm liên hợp liên tục




Identification of tensile damage in concrete by Acoustic EmissionXác định ứng suất do phá hoại kéo trong bê tông bằng Sóng phát xạ

Nguyễn Tất Tâm, Narintsoa RANAIVOMANANA, Jean-Paul BALAYSSAC

Tóm tắtPhương pháp Sóng phát xạ (Acoustic Emission) đã được áp dụng để xác

định một số dạng phá hoại điển hình trong kết cấu bê tông. Đề cập đến trong RILEM TC 212-ACD, kĩ thuật xác định dạng phá hoại của bê

tông gây ra do ứng suất kéo hay ứng suất cắt được đặt tên là “phương pháp RA”, tuy nhiên phương pháp này chưa định lượng tỷ lệ phần trăm

các ứng suất nói trên. Đó là hạn chế của phương pháp RA, vốn được dựa theo thí nghiệm uốn dầm bê tông đơn giản chịu hai tải trọng tập

trung và thí nghiệm cắt trực tiếp mẫu bê tông. Trong bài báo này, nhằm mục đích củng cố kĩ thuật phân loại phá hoại, các tác giả đã tiến

hành thí nghiệm kéo mẫu bê tông để xác định các thông số của sóng và dạng sóng cũng như ảnh hưởng của sự không đồng nhất của vật liệu

đến đường truyền sóng phát xạ. Sau khi lọc bỏ các tín hiệu không phù hợp, phương pháp RA được áp dụng và tỷ lệ các dạng ứng suất (Mode

I và Mode II) cũng đã được xác định. Trong biểu đồ RA - AF phân loại ứng suất, các điểm trên biểu đồ được xác định từ hai nguồn khác nhau:

từ các tín hiệu còn lại sau khi hoàn tất quá trình loại bỏ tín hiệu liên quan tiếng ồn, và từ việc xác định giá trị trung bình liên tiếp của 50

tín hiệu. Kết quả cho thấy phá hoại gây ra do hầu hết là ứng suất kéo. Tuy nhiên, việc phân tích sâu hơn về tín hiệu (thông số của sóng, dạng

sóng, tương quan giữa các dạng sóng) cho thấy, các tín hiệu có chung một nguồn gốc phát xạ (event) nhưng các thông số này có giá trị khác

nhau, do vậy phương pháp này cần thảo luận thêm.

AbstractThe existence of typical crack modes in general concrete structure have been

determined thanks to Acoustic Emission (AE) technique. In RILEM TC 212-ACD, the classification namely RA method can determine the tensile and shear which

occurred in concrete damaged objects but the proportion of these stresses are not clarified. These are the limitations of this method which is based on

the four-point bending tests and the direct shear tests of concrete specimens. In this paper, aiming to improve this classification technique, authors have

performed tensile test on concrete specimen in order to determine the signal parameters as well as waveforms and to assess the influence of material to

wave propagation. After filtering the raw data, the usual RA-AF classification process is used to determine the proportion of each type of damage (Mode I

and Mode II). The RA-AF on the classification graph is calculated from filtered hit and from average of 50 continuous hits. The results show dominant

proportion of AE signals are associated with mode I damage. However, a further analysis of the signals (AE parameters, wave forms, Cross-correlation) that generated from the same event to check the relevance of this classification

shows that it needs to be discussed.Keywords: Concrete, Modulus of elasticity, Homogenization, deformation

Nguyen Tat Tam Faculty of Civil Engineering Hanoi Architectural University, Vietnam Email: Narintsoa RANAIVOMANANA Jean-Paul BALAYSSAC LMDC, Université de Toulouse, INSA, UPS, France

1. Introduction1.1. Tensile damage in concrete specimens

In general, concrete is considered to be a brittle material. Especially in the case of tensile loaded concrete a very brittle behaviour is expected, but in some cases, e.g. anchorage and pure bending, tensile loaded concrete exhibits a ductile behaviour [1]. By centric tensile tests of concrete samples, a load-deformation-curve is analysed. As observation by the authors, when loading from 0 to before the peak load, the stress-strain relation is linear elastic. The modulus of elasticity is determined by initial tangential of angle that formed by this stress-strain relation and the horizontal line. Then immediately before the peak load (the round-segment), an accumulation of micro-cracking occurs at the weakest part of the specimen, and this leads to an additional strain over this part. Having passed the peak load, the crack band localizes and the deformation within the crack band increases, and the final failure occurs due to one single crack.

In the notched specimen subjected to traction, the micro-cracks are visible just before loading is reached to the peak, and the cracks are going to concentrate at notch location. Within this notches, material bridges transfer the tensile load, as similar to the crack band at weakest part as indicated in [1]. After the formation of a real single crack, the transferred of stress is possible due to aggregate interlock. In most cases, a crack will run along the interfaces between the aggregate grains and the cement paste and then grains are pulled out of the paste. Due to this, friction forces between grains and paste are occurred. The grains act like friction blocks and transfer friction forces over the crack. In some others cases, e.g. the case of weak cement paste and strong aggregate, the crack runs through the paste and at the interfaces between aggregate and paste. In addition case, when the cement paste reaches the strength of the aggregate, the crack will split most of the aggregates.

In [2], normal weight concrete has been tested under monotonic and cyclic loading. The aim of these tests was to provide an accurate description of the tensile behavior of concrete and simple enough for application to numerical analysis. Looking at the on-going fracture analysis, the authors inferred that there is still a lack of knowledge in field of interaction of Tensile crack (Mode I) and Shear (Mode II), and it is an open field of research. By AE tests, we are partly resolving this field of study.1.2. Acoustic Emission in concrete damage classification

The RA method listed in Recommendation of RILEM TC 212-ACD [3] is one of the crack classification methods which is based on the results that have confirmed under the four-point-bending tests and the direct shear tests of concrete specimens. As definition, the Rise time and the maximum Amplitude are applied to calculate RA value, while the Average Frequency (AF) value is obtained from AE count and the duration time. The RA and AF value are

27 S¬ 28 - 2017

recommended to be calculated from the moving average of more than 50 hits [4]. And in [3], the NDIS 2421 has not defined the criterion to determine the proportion of the RA value and the AF for crack types, as presented by the floating dash-line in Figure 1, that mean the location of this diagonal line will be fixed by the users. In this graph, if the vertical axis is shown in kHz while the horizontal is in ms/V, the ratio K = A/B (ms/V×kHz-1) shall be determined depending on materials and structures. As reviewed by Ono [5] in the RC beam test, this K value was reported as 1/50, while another group gives the value of 1/8 in bending and shear tests of concrete, but further works are needed to develop. In parallel, in some recent researches, Aggelis et al. [6] have proposed method of collecting RA value and to locate the dash-line. The RA method has been widely applied in some papers [7] and the K ratio is also determined following the type of the testing and material, but its variation confirms that there is no rule on this ratio.

2. The experimental, loading machine and AE system setup2.1. Material and specimen set up

Type I Portland cement with 28 days strength of 52.5 MPa is used. Coarse aggregate is gravel, which is composed of unconsolidated rock fragments that have rough surface and general particle size range with maximum value of 16 mm. Fine aggregate is crushed fine sand of maximum size not greater than 4 mm. The mechanical properties of concrete were determined at 28 days on three ϕ118×225 mm cylinders with a compressive strength (fc’) of 51.0 MPa assessed through direct compression tests; the tensile strength (ft) of 3.3 MPa was assessed by splitting tests. The Elastic modulus of 37.5 GPa was determined based on RILEM CPC8 recommendation.

One concrete specimen was subjected to traction test has dimension of 25×10×10 cm and a 10mm notch around the mid-span. The loading system was controlled by two COD1, 2 clip gauges locate across the notches. Due to the expected brittle response, the test was conducted by loading was applied with rate of 5 μm/min and 20 μm/min to the CODs for before and after peak load, respectively.

Loading platens are glued to both ends of the specimen by epoxy. The upper one was glued first and connected to the actuator; whereas the lower one was adjusted its location to the central of the lower platen before it is fixed by the epoxy. This step intends to reduce the eccentricity of loading during the test.2.2. Acoustic emission setup

The AE activity recorded was performed using eight-channel PCI–8 acquisition device of the Physical Acoustic Corporation (PAC). For recording the characteristic parameters an AEwin for SAMOS version 2008 software was used. AE detection was performed by sensors, R15-α series of PAC whose specification: Operating frequency range 50

Figure 1. Damage classify using AF and RA value

Figure 3. Loading (kN) and AE amplitude (dB) vs. time (s) in tensile specimen

Figure 2. Sensors arrangement on Front and right-side (a), and on back and left-side (b) on specimen (Dimensions are in mm)

(a) (b)

Table 1. AE sensors arrangement on specimen

Sensor no. X (cm) Y (cm) Z (cm)1 5 15.7 102 5 9.3 103 5 15.7 04 5 9.3 05 0 8.3 56 10.5 16.7 5



– 400kHz, Resonant frequency 150kHz, Peak sensitivity 80dB. These sensors are mounted on the surface of the specimens with silicon grease as coupling agent, and they were placed close to the expected location of the future cracks path to minimize errors in the AE event localization (Figure 2). These sensors have a coordinate that indicated in Table 1 as 3D analyses perform.

The PAC preamplifiers model 2/4/6 (gain selectable 20/40/60 dB + 5% dB) were fixed a gain of 40 dBs intend to eliminate the background noise. The acquisition system was calibrated before each test using a standard source pencil lead break procedure Hsu-Nielsen and to verify that nothing has changed on sensors sensitivity before and after the test, the Auto Sensor Test was performed. In these tests, the AE events are located by applying the wave velocity of 4,000 m/sec.

3. Crack classification applying RA value3.1. AE raw data filtering

After the time duration of 260s, the testing system stopped as a result of the

Table 2. AE parameters in event 2

Record Channel di (cm) Rise time (μs) Amp (dB) AF (kHz) Counts Duration (μs) RA (ms/V) ABEN (aJ)

0 5 3.34 32 50 117 34 290 1.012 393.681 4 4.32 28 48 90 19 212 1.115 188.032 3 7.04 0 45 49 9 184 0.000 79.453 2 7.76 21 44 59 12 202 1.325 106.064 6 11.03 48 54 92 45 487 0.958 718.985 1 9.54 4 48 59 23 387 0.159 198.01

Table 3. Normalized Cross-correlation (NCC) of signals in selected events

Event Number of records Group name Record

0-1Record

0-2Record

0-3Record

0-4Record

0-51 6 Concentrate -0.08 -0.01 -0.13 -0.08 -0.132 6 Scatter -0.09 -0.01 0.30 0.08 -0.20

Figure 4. Tensile specimen (a) and AE events at notch portion (b)

Figure 5. Damage classification at Peak load

Figure 7. Damage classification at Peak load

Figure 6. Damage classification at failure

Figure 8. Damage classification at failure

29 S¬ 28 - 2017

specimen was completely damaged and the number of AE hits that recorded thanks to six sensors is 30,607. The peak value of loading is 21.23 kN corresponding to the CMOD of 4.8 μm (Figure 3). After this peak point, the curve gradually dropped up to a brittle failure of the specimen. By observing the images (a) and (b) in Figure 4, the location of the crack on specimen is good agreement with the events which are localized by AEwin. The first observed AE signals are on the upper part of the beam and they concentrated beneath the loading-jack possible due to contact damages. The next hits are visible at the lower location and random in fracture process zone.

The number of AE signals obtained in experiment tests is almost large with inconsistent shapes and either their parameters. Filtering work on AE hits may be associated to raw data with surround noise elimination. The hits with low magnitude (Duration less than 10 μs and Count less than 2) could be related to background noise [8]. And it is noteworthy in some studies [9] that the AE energy have a good correlation to the fracture energy. And as the comments

in those papers, users are possible to cite that AE energy can be a feature to determine the fracture energy of concrete. They also confirm in the three-point-bending test with notched concrete beam, the high energy events are located above the tip of the notch.

In addition to above filtering task, signals that have the Duration higher than the Frame-time that definite by AEwin before starting of signal recording will also be discarded. To determine the appropriate Duration value, the Hit Definition Time (HDT, μs) is calculated through the input parameters. According to [10], HDT is defined as follows Eq. 1.

1024 LHDT PS

= × − Eq. 1

Where: L (μs) - Length in k (1 k = 1024 μs) of signal; S – Sample rate in MSPS (Millions of Samples Per Second), 1 MSPS = 106 Hz; P (μs) is Pre-trigger time. In this test, L = 2 k, S = 1 MSPS and P = 96 μs then HDT = 1952 μs.

In this test, AE data filtering work has removed the signals with Count less than 2, zero of PAC energy and Duration higher than 1952 μs. Comparing to the raw data with 30,607 hits, the filtered data remaining 15,121 hits (49.4%), thus, 50.6% of inconsonant signals have been eliminated after filtering work.3.2. Crack classification applying filtered RA value

The result of damage classification performing to 275 hits which are recording from the beginning of the test to peak loading is indicated in Figure 5. It can be seen, the number of hits that resulting damage Mode I is occupied 97.1%, thus, the dominant damage mode is tensile. And at the failure (15,121 hits), Mode I is increased and accounted for 98.4% as shown in Figure 6. AE analysis confirmed that the damage in specimen is caused by tensile stress. The Shear mode exists but it contributes low proportion with 1.6%.3.3. Crack classification applying RA value of average 50 continuous AE hits

As indicated in Subsection 1.2, in NDIS 2421 [3] classification process, the RA and AF value are calculated

(b) (c)

Figure 9. 3D event localization (a), crack classification for six signals of event 1 (b) and event 2 (c)

Figure 10. Signal waveforms of Record 0 to 5 of event 2

(a)



from the moving average of more than 50 hits [4]. In this subsection, RA and AF value of individual hit are determined and then the average value of group 50 continuous hits is created.

At peak load, the plots show 100% tensile crack in the specimen as show in Figure 7. The dots in the graph represent the average value of RA and AF of 50 continuous hits. In the following process after peak, the result on the plot clarifies that 100% damage mode during this process is tensile (Figure 8).

4. AE events source discrimination

The NDIS 2421 damage classification has been applied RA value as well as Average frequency of signals but without considering other independent parameters of those signals such as Amplitude, Count, Duration, Energy and etc. Thus, by generated from one event and having the similar damage mode, but the received signals at individual sensor have the differential shapes and parameters. Figure 9.a) depicts an event with the ranges to the sensors are di (i = 1 - 6). It can be seen, the different in travel distance from source to the sensors possible influence to the waveforms. To verify this, two events are extracted from the 3D event localization then classify by RA value and Cross-correlation. The Cartesian coordinate of event 1 is (2.21; 12.44; 7.18) and event 2 (1.91; 10.09; 2.92) cm.

In Figure 9.b) and c), it is clearly seen that all signals of the event 1 and event 2 are classified in Mode I. Although having the similar mode I but the distribution of records on the RA - AF chart is different to the events and there are two trends of signal grouping. The first is ‘concentrate’, for example the signals in event 1 are closely located on the plot that represents the same RA and AF value. In contrast, the second Group is ‘scatter’ as event 2, the position of signals are varying in larger zone comparing to event 1 with AF from 50-120 kHz, RA from 0-2 ms/V.

In terms of waveform, the Figure 10 presents the waveforms of Record 0 to 5 of event 2. It can be seen, the presence of high AF in the 6 signal waveforms improve that they are tensile mode. As indicated in [11], when the distance from sensors to event increase, the AF and energy decrease while RA increases. By observing the events that defined in the tensile test, authors recognized that these events are incompatible with above attenuation rule in [11]. For example, from Record 0 to 4, the distances from the sensors to the event rise from 3.34 cm (Record 0) to 11.03 cm (Record 4) while the Amplitudes reduce from 50 to 44 dB (in Record 0 to 3) but increase to 54 dB in Record 4. Similarity, the fluctuation of RA and ABEN (Absolute Energy) from Record 0 to 5 clarify that there is no exhaust regulation on these factors (Table 2).

5. Signal waveform Cross-correlationAnother technique for AE sources discrimination

consists in applying Cross-correlation method. Wave Cross-

correlation aims to find the similarity between waveforms, thereby, it could help to evaluate if the received signals by sensor 1 to 6 are compatible or incompatible with each other. The correlation result reaches a peak at the time when the two signals have the best match. When the two signals are identical in terms of shape, this peak is reached at time t = 0 without delay. However, if one of these two signals has delay time and is possibly influenced by the travel distance then correlation is a good method to measure that delay. The Cross-correlation (CC) of discrete signal is defined as Eq. 2.

( ) [ ] [ ]1

0,

N

n nn

CC x y X Y−

== ∑

Eq. 2Where: N is number samples in the signal. In the AE

signal acquirement system, N is determined by a rate of 1 point per μs. In this test, AE signals are recorded with N = 2048 samples (equivalent to 2048 μs) and it will stop at point which is zero Amplitude. And X[n] and Y[n] are function of physical quantity varies over time or spacy.

In general, the CC is a measure of how similar signals are and the high CC indicates that the signals are quite the same. However, if two events that have high energy (or high amplitude) at some samples at different time, the CC value could be comparatively high but actually the signals are not quite similar. Thus, the CC value may cause the misleading to the users. Then the normalized of Cross-correlation (NCC) is necessary apply to the two signals to conclude that they are identical or not, as defined in Eq. 3.

( ) [ ] [ ]

[ ] [ ]

10

1 12 20 0

,N

n nn

N Nn nn n

X YNCC x y

X Y

−=

− −= =

=∑

∑ ∑ Eq. 3

To evaluate the correlation between signals in the two groups named ‘concentrate’ and ‘scatter’ that mentioned above, signals in some events will be selected to calculate the correlation and normalized value. The events in Group one is event 1 and Group two is event 2. The results of the

Figure 11. Correlation Record 0 - Record 2 with NCC = -0.01, event 2

Figure 12. Correlation Record 0 - Record 3 with NCC = 0.3, event 2

31 S¬ 28 - 2017

Tài liệu tham khảo1. Gert Konig and Herbert Duda, “Basic concept for using

concrete tensile strength,” ETH Zür. Rämistrasse 101 8092 Zür. Schweiz Wwwlibraryethzch, 1991.

2. Hans W. Reinhardt, Hans A. W. Cornelissen, and Dirk A. Hordijk, “Tensile tests and failure analysis of Concrete,” Univ. Neb.-Linc. 060613, 2013.

3. Kentaro Ohno and Masayasu Ohtsu, “Crack classification in concrete based on acoustic emission,” Constr. Build. Mater., vol. 24, no. 12, pp. 2339–2346, Dec. 2010.

4. RILEM Technical Committee, “Recommendation of RILEM TC 212-ACD: acoustic emission and related NDE techniques for crack detection and damage evaluation in concrete: Test method for classification of active cracks in concrete structures by acoustic emission,” Mater. Struct., vol. 43, no. 9, pp. 1187–1189, Nov. 2010.

5. Kanji Ono, “Application of acoustic emission for structure diagnosis,” Diagn. ISSN 1641-6414, pp. 3–18, 2011.

6. D.G. Aggelis, “Classification of cracking mode in concrete by

acoustic emission parameters,” Mech. Res. Commun., vol. 38, no. 3, pp. 153–157, Apr. 2011.

7. Arash Behnia, Hwa Kian Chai, and Tomoki Shiotani, “Advanced structural health monitoring of concrete structures with the aid of acoustic emission,” Constr. Build. Mater., vol. 65, pp. 282–302, Aug. 2014.

8. L. Calabrese, G. Campanella, and E. Proverbio, “Noise removal by cluster analysis after long time AE corrosion monitoring of steel reinforcement in concrete,” Constr. Build. Mater., vol. 34, pp. 362–371, Sep. 2012.

9. R. Vidya Sagar and B. K. Raghu Prasad, “An experimental study on acoustic emission energy as a quantitative measure of size independent specific fracture energy of concrete beams,” Constr. Build. Mater., vol. 25, no. 5, pp. 2349–2357, May 2011.

10. MISTRAS Group, Inc, SAMOS AE system User’s Manual, Rev. 3. 2011.

11. D. Polyzos, A. Papacharalampopoulos, T. Shiotani, and D. G. Aggelis, “Dependence of AE parameters on the propagation distance,” J Acoust Emiss, vol. 29, pp. 57–67, 2011.

calculation are shown in Table 3. It can be seen that event 2 gives higher NCC value than event 1. For example, by assess the Record 0 and 3, the NCC value in event 2 is 0.30 while in event 1 has NCC = -0.13.

Figure 11 presents the waveform of Record 0 and Record 2 of event 2 with the normalized cross-correlation between the two records is NCC = -0.01. Similarity, Figure 12 demonstrates the waveform of Record 0 and Record 3 in event 2 with NCC = 0.3.

6. Comments and conclusionsThe filtering plays an important role in eliminating the

signals that could be related to surrounding noise (low of count, duration and energy). It is about 50% of the raw signals have been removed from the classification processes.

On the crack classification chart, signals concentrated in high AF areas exhibit damage mode I, which is consistent with RILEM TC 212-ACD. By observing the crack shape and also section in Figure 13, it is identified that the almost mode I cracks have pulled out the gravels and divided them in to two parts. The occurrence of shear stress (1.6%) when

determining RA-AF from individual hits can be caused by damage at the interface between the aggregate and mortar (de-bonding), slip damage between the two materials is possible to generate shear mode. However, by determining the RA-AF from the mean value of 50 continuous hits, mode II is noticeably dissipated. The possible reason is that the number of mode I is negligible compared to mode II, thus by applying the average, mode II was filtered out.

There are significant differences when comparing the waveforms of the signals that generate from the similar event. Although the signals share the same damage zone (mode I or mode II) but the correlation between waveforms and parameters varies considerably. This could be due to the influence of the transmission distance and the heterogeneous of material to the waveform. In [11], when the distance between the sensor and the event increases, the RA value increase while the AF, Amplitude and Energy decrease. However, this attenuation rule was not observed in the signals that received from tensile experiment; instead, these values fluctuate without identify the trend./.

Figure 13. Crack shape at the notch (a) and plan view (b)



Xác định chiều dày thép tấm đáy bể chứa trụ đứng Determination of thickness of vertical cylindrical tanks steel base plate

Nguyễn Lệ Thủy, Nguyễn Hồng Sơn

Tóm tắtBài báo trình bày yêu cầu cấu tạo và

bố trí các tấm thép định hình của phần đáy bể chứa trụ đứng và cách xác định chiều dày tấm thép cho trường hợp bể

đặt trên nền đàn hồi và nền bê tông cốt thép. Ví dụ minh họa làm sáng tỏ lý

thuyết tính toán.Từ khóa: Bể trụ đứng, đáy bể

AbstractThis article presents the structure

requirements and design of vertical cylindrical tank’s steel base plate. Besides,

the authors introduce how to detemine the thickness of steel base plate in the case

of that the tank on elastic and reinforced concrete foundation. Examples in this article

will illustrate the given theory.Keywords: Vertical cylindrical tank, base

plate

ThS. Nguyễn Lệ Thủy Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]. Nguyễn Hồng Sơn Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Đặt vấn đềBể chứa trụ đứng bằng thép được sử dụng rộng rãi trong các ngành công nghiệp,

chúng dùng để chứa các chất lỏng, chất khí và các vật liệu khác. Bộ phận chịu lực chính của bể gồm có: đáy (tank base plate), thành (tank shell) và mái bể (roof). Đáy bể có vai trò hết sức quan trọng, vừa là bộ phận chịu lực, vừa là bộ phận tiếp xúc trực tiếp với nền và truyền tải trọng của bể xuống móng. Tại vị trí liên kết thành và đáy sẽ xuất hiện ứng suất cục bộ, gọi là hiệu ứng biên. Các tài liệu về thiết kế bể chứa hiện nay ở Việt Nam đã đề cập đến việc tính toán mô men uốn cục bộ, nhưng không quy định việc tính toán chiều dày tấm đáy bể và cho rằng, chiều dày tấm đáy bể chỉ cần chọn theo yêu cầu cấu tạo, tối thiểu là 4 mm khi thể tích bể V≤1000m3, khi thể tích V>1000m3 dùng tấm có chiều dày 5mm hoặc 6mm và quy định tấm biên cần dày hơn các tấm giữa từ 1÷2 mm. Có thể thấy rằng, các khuyến nghị này không làm rõ được cơ sở của việc lựa chọn, các yếu tố ảnh hưởng đến chiều dày tấm đáy cũng chưa được xét đến, ví dụ như ảnh hưởng của độ ẩm (han gỉ), biến dạng của vành biên đáy, cũng như chiều dày của tấm khoang thành liên kết với đáy... Đặc biệt với các bể có thể tích lớn, chiều dày đáy bể phụ thuộc khá nhiều vào chiều dày tấm khoang thành. Chính vì vậy, cần có nghiên cứu đầy đủ hơn nhằm đề xuất việc lựa chọn chiều dày đáy bể, cũng như việc tính toán chúng, để từ đó giúp các nhà chuyên môn trong việc tính toán thực hành kết cấu đáy bể chứa, đây là vấn đề cần thiết và có ý nghĩa thực tiễn.

2. Cấu tạo và tính toán tấm đáy bể2.1. Cấu tạo

Đáy bể chứa gồm hai phần: phần trung tâm và phần biên (vùng biên, có cấu tạo vành khăn). Chúng có thể có dạng hình tròn phẳng hoặc hình nón với góc nghiêng từ trung tâm ra biên hoặc từ biên vào trung tâm (với độ dốc 1:100) và dốc về rốn bể. Tại rốn bể bố trí ống hút đáy và bố trí móng cho rốn bể. Phần trung tâm của đáy chịu ứng suất không đáng kể bởi áp lực chất lỏng, vì thế không cần tính toán chiều dày tấm. Chiều dày tấm đáy ở phần trung tâm lấy theo yêu cầu cấu tạo, có kể đến sự thuận tiện khi thực hiện mối hàn liên kết và khả năng chống gỉ (làm từ mác thép CCT34, không phụ thuộc thể tích bể) và được lấy theo bảng 1.

Trong tài liệu [5] cho rằng, hiện tượng gỉ xuất hiện ở tấm đáy, sẽ tạo ra trạng thái tới hạn do mất tính toàn vẹn, tại đó xuất hiện lỗ thủng. Nếu chiều dày tấm đáy lấy cao hơn so với yêu cầu khoảng 1-2 mm để bù lại phần bị gỉ, từ đó sẽ nâng cao đáng kể thời gian sử dụng bể chứa. Thay cho các giá trị lấy trong thiết kế điển hình với các tấm đáy có chiều dày 4 mm hoặc 5 mm, khuyến nghị lấy chiều dày tấm đáy tối thiểu 6 mm.

Phần trung tâm của đáy bể bao gồm các dải có chiều rộng đến 12 m, số lượng các dải thường là số chẵn. Các dải này được tổ hợp từ các tấm (1500x6000) mm, và liên kết với nhau bằng đường hàn góc (với phần bản chờm lên nhau là 50÷60 mm), khi chiều dày tấm đáy là 5 mm có thể sử dụng đường hàn đối đầu. Để nâng cao chất lượng và tăng nhanh tiến độ thi công, tấm đáy được gia công tại nhà máy sau đó vận chuyển ra công trường. Hiện nay, phương pháp thi công cuộn (các tấm đáy được cuộn lại ở nhà máy rồi vận chuyển ra công trường sau đó được trải phẳng) ít được sử dụng.

Đáy bể có thể tích V≤1.000 m3 được làm từ các thép tấm có chiều dày không đổi trên toàn diện tích, các tấm ở phần trung tâm dày bằng tấm ở phần biên. Đối với các bể chứa có thể tích V≥2.000 m3, đáy bể ở phần trung tâm sử dụng tấm thép mỏng hơn so với phần vành biên (hình 2).

Chiều dày tấm đáy bể ở phần trung tâm và phần biên (có cấu tạo vành khăn), phụ thuộc vào chiều dày khoang thành dưới cùng, cần phải không nhỏ hơn các giá trị dẫn ra ở bảng 1.

Đối với bể thể tích từ 2.000÷10.000 m3 sử dụng đáy với biên thông thường; với thể tích lớn hơn 10.000 m3 dùng biên phân đoạn (hình 2). Các tấm phân đoạn được vận chuyển ra công trường dưới dạng các tấm vát ba cạnh, được làm từ các tấm có

33 S¬ 28 - 2017

chiều rộng 1500÷2000 mm và liên kết với phần đáy bể đã lắp đặt trước bằng đường hàn góc từ phía trên. Liên kết các tấm phân đoạn với nhau bằng mối hàn đối đầu với các bản lót đặt sẵn. Trình tự hàn lắp ráp và hàn các tấm đáy như sau:

(1) Hàn các dải đáy bể với nhau theo cách so le;(2) Hàn các tấm biên để tạo thành vành khăn;(3) Lắp đặt khoang thành bể lên tấm đáy vành khăn và

hàn chúng bằng hai đường hàn góc;(4) Hàn vành đáy bằng đường hàn vành khăn vào phần

trung tâm. Đường kính của tấm đáy lớn hơn đường kính ngoài của

thân bể là 100÷120 mm.Ví dụ giải pháp bố trí tấm đáy bể được mô tả trong hình

2 [6]. Phương án bố trí tấm đáy (bể có thể tích 5.000 m3) với tấm biên phân đoạn như ở hình 2c được ưu tiên sử dụng, bởi số lượng tấm biên là ít nhất và tác dụng truyền lực từ thành xuống đáy cũng là đều nhất. Giải pháp này rất hiệu quả, và cũng đã được ứng dụng cho khá nhiều bể chứa có thể tích lớn ở Việt Nam.2.2. Tính toán

Có thể có hai phương án bố trí tấm đáy bể trên nền [5]:(a) Đáy nằm trên nền đàn hồi Vincle (hệ số nền K =

0,05÷0,2 kN/cm3);(b) Đáy đặt trên nền cứng dưới dạng tấm bê tông cốt thép

lắp ghép hoặc tấm bê tông đổ toàn khối (hệ số nền K>0,5 kN/cm3);

a) Tính toán đáy bể trên nền đàn hồiXác định nội lực trong vùng hiệu ứng biên (tại vị trí liên kết

thành với đáy) được trình bày trong các tài liệu theo phương pháp thống nhất [1, 5], trên cơ sở hệ cơ bản của phương pháp lực với hai ẩn số. Các tác giả đã trình bày theo phương chuyển vị khi xác định các hệ số và số hạng tự do của hệ phương trình chính tắc. Dẫn đến các công thức tính hệ số và số hạng tự do với dấu khác nhau.

Tài liệu [5] trình bày cách tính của tác giả Xôbôlev I.V bằng phương pháp chuyển vị với một ẩn trên cơ sở một số giả thiết cơ bản.

Giả thiết hệ cơ bản của phương pháp lực với một ẩn M0 (hình 3) trong khuôn khổ bài toán thiết lập.

Phương trình chính tắc của phương pháp lực:

δ + δ + ∆ + ∆ =t d t d1l 1l 0 1b 1b( ).M ( ) 0 (1)

Sử dụng các hàm số Crưlốp A.N. và phương pháp thông số ban đầu để giải phương trình vi phân của trục dầm bị uốn

trên nền đàn hồi.Các hệ số của phương trình chính tắc được xác định theo

các công thức

βδ =

β β + βδ =

3t t1l

t3

d d 1 d 4 d1l d

2. ;K

4. [Y ( .c) 2.Y ( .c)] ,K (2)

Các số hạng tự do được xác định theo các công thức

β −∆ = −

β∆ = − β −

't u t1b

t

d d1b d 1 u 2d

P . P ;K

2. (q. .Z 2.P .Z ),K (3)

trong đó:

− υβ =

24t 2 2

1

3.(1 )r .t ;

= 1t 2

E.tKr ;

− υβ =

d 2

4d 3bd

3.K .(1 )E.t ,

r - bán kính của bể, cm;t1 - chiều dày của tấm thành phía dưới, cm;tbd - chiều dày của tấm vành biên đáy, cm;

= γ ρ + γ 1 2

c 2u f cl 1 f dP . .H .P kN / cm (4)

P’ = (Pu – Pd)/H; (5)H1 - chiều cao mức chất lỏng;γf1 = 1,1; γf2 = 1,2;ρcl - khối lượng riêng của chất lỏng;Pd - áp lực dư trong không gian hơi;Z1=Y1(βd.c)+4.Y4(βd.c);Z2=16.Y4(βd.c).Y3(βd.r).Y4(βd.r)+

+4.Y1(βd.c).Y2(βd.r).Y4(βd.r)-Y4(βd.c);Y1(βd.c) = ch(βd.c).cos(βd.c);Y2(βd.r).Y4(βd.r)=-(1/8)cos(2.βd.r); Y3(βd.r).Y4(βd.r) =(1/8)sin(βd.r)[sin(βd.r).cos(βd.r)]; Y4(βd.c)=(1/4)[ch(βd.c).sin(βd.c).sh(βd.c).cos(βd.c)];Kd - hệ số nền, lấy như sau: bằng (0,05÷0,20) kN/cm3 –

cho nền cát; bằng (0,5÷1,5) kN/cm3 – cho móng bê tông cốt thép;q - tải trọng trên đơn vị dài cung của thành bể do trọng

lượng bản thân thành, mái.

Bảng 1. Giá trị chiều dày tối thiểu của các tấm đáy bể [5]

Chiều dày khoang dưới

cùng của thành bể, mm

Chiều dày tối thiểu của các tấm

trung tâm, mm

Chiều dày tối thiểu các tấm

biên, mm

≤ 7từ 8 đến 11

từ 12 đến 16từ 17 đến 20từ 21 đến 26

> 26

666666

679

121416

Hình 1. Liên kết thành với đáy(1 – thành; 2 – đáy)



Các kết quả tính toán đã chỉ ra, đại lượng Y1(βd.c) và Z1 gần với đơn vị (sai số không vượt quá 5%).

Khi đó ta nhận được

= − β2 d1Z .cos(2 .r)2 ;

βδ =

3d d1l d

4.K ;

β∆ = − β + βd d

1b d u dd

2. .[q. P .cos(2 .r)]K .

Cần lưu ý đến tình huống, đại lượng M0 được xác định từ phương trình (1) phụ thuộc chủ yếu vào ∆d

1b . Đại lượng Kd trong điều kiện thực tế được xác định gần đúng. Nên giá trị của βd (Kd) cũng là gần đúng. Với thay đổi rất nhỏ của đại lượng Kd thì tích 2βd.r là góc của cosin thay đổi đáng kể (tính bằng radian). Vì thế, khi tính toán giá trị ∆d

1b cần lấy cos(2βd.r)=-1. Lấy = γ2

0 b.bd cM (1/ 6).t . .f , phương trình (1) có dạng sau:

β − β − βγ γ

β −= − β

γ

3 2 ud d d2 2

b.bd c b.bd c

'd3u ttt 2

b.bd c

3.P3.q. .t . .f t . .f

6.(P . P )1 K. . 2.4 K t . .f (6)

Từ đó xác định chiều dày của vành biên tb.bd với giá trị cường độ f đã cho.

Trong tài liệu [5] cũng trình bày phương pháp của Cunhexốp V.V về kiểm tra bền vành biên của đáy với việc kể đến sự hình thành khớp dẻo theo công thức

σ = ≤ γ γ0b.bd c b2

b.bd

4.M . .ft , (7)

trong đó mô men M0 được xác định từ phương trình (1);γb=1,2 - hệ số điều kiện làm việc của thành bể trong vùng

có hiệu ứng biên.Cần lưu ý rằng, phương pháp trên để tính toán thành và

đáy bể chỉ đúng khi bể đặt lên nền đất cát chặt, tức là cho các bể chứa với thể tích V<10.000 m3. Các bể chứa với thể tích lớn hơn, V≥10.000 m3, đáy bể đặt trên móng vành khăn bằng bê tông hoặc bê tông cốt thép (concrete ringwall) hoặc trên tấm bê tông cốt thép liền khối. Sự kết hợp móng bê tông vành khăn với phần giữa chèn bằng cát dẫn đến nền đàn hồi không hoàn toàn. Trong trường hợp này, không có phương pháp tính toán trạng thái ứng suất tại tiếp xúc nền cát và bê tông, để xác định khả năng chịu lực của đáy. Do vậy, việc đề xuất cấu tạo “mềm” sự chuyển tiếp độ cứng đột ngột giữa

nền và móng bằng cách lắp đặt bổ sung các tấm bê tông cốt thép là không có cơ sở [5].

b) Tính toán đáy bể trên nền bê tôngKhi đáy bể đặt lên tấm bê tông cốt thép đặc, các phần đáy

có vùng hiệu ứng biên, dưới tác dụng của mô men uốn M0, vành biên có thể bị tách khỏi tấm móng. Trong trường hợp này, nền Vincle sẽ không làm việc, có thể sử dụng phương pháp tính nút liên kết khi đáy bể tựa lên vành bê tông được trình bày trong tài liệu của Áphanaev V.A., Bêrêđin B.L. [5]. Theo phương pháp này, sử dụng phương trình (1) có thể nhận được phương trình xác định mô men M0 dưới dạng

δ + + ∆ =3

t t01l 0 1b

b.bd u

M1.M 03D P , (8)

trong đó:δt

1l và ∆d1b - xác định theo công thức (2) và (3);

=−

3b.bd

b.bd 2

E.tD12.(1 v )

- độ cứng trụ của vành biên đáy hình vành khăn.

Chiều dài phần dải đáy tách ra khỏi tấm móng

= 0d,d

u

Ml 2. .P (9)

3. Ví dụ tính toán3.1. Ví dụ 1: Đáy bể trên nền đàn hồi

Các số liệu ban đầu: Bể chứa có mái cố định, thể tích V=5000 m3, bán kính bể r=11,4 m. Chiều dày của khoang thành dưới cùng t1=9 mm. Chiều dày tấm biên đáy tb.bd=7mm. Hệ số nền (nền đệm cát) Kd=0,1 kN/cm3. Vật liệu kết cấu CCT38 (f=23 kN/cm2).

Yêu cầu: Kiểm tra bền các tấm biên đáy tại vùng hiệu ứng biên.

Mô men uốn M0 ở vùng hiệu ứng biên được xác định từ phương trình (1).

Xác định các tham số đối với hệ số của phương trình chính tắc theo công thức (2) và (3).

Các hệ số biến dạng:- Đối với thành

− ν −β = = =

2 244t 2 2 2 2

b,l

3.(1 ) 3.(1 0,3 ) 0,041 1/ cmr .t 1140 .0,85

,trong đó υ=0,3 – hệ số Poát xông; tb,l=9,0-0,5=8,5 mm;

Hình 2. Sơ đồ bố trí tấm đáy bể [6] Hình 3. Hệ cơ bản của liên kết thành với đáy bể

35 S¬ 28 - 2017

0,5 mm – phần tính thêm của thép tấm, để dự phòng về gỉ; - Đối với đáy

− υ −β = =

=

d 2 244d 3 4 3

b,bd

3.K (1 ) 3.0,1.(1 0,3 )E.t 2,06.10 .0,65

0,083 1/ cm trong đó tb,bd=7,0 – 0,5=6,5 mm.Hệ số nền quy ước của thành

= = =4

b,l 3t 2 2

E.t 2,06.10 .0,85K 0,0135 kN / cmr 1140

Áp lực lên đáyPu=1,1.ρcl.g.H1+1,2.Pdc= =1,1.0,9.9,81.10-6.(11,92 – 0,3).102 + 1,2.2,0.10-4

= 0,01153 kN/cm2;

−

− −= =

−

=

' u d2

16 3

P P 0,01153 0,00024PH (11,92 0,3).10

9,72.10 kN / cm . Các hệ số của phương trình chính tắc

βδ = = =

3 3t t1l

t

2. 2.0,041 0,0102 1/ kN;K 0,0135

βδ = = =

3 3d d1l d

4. 4.0,083 0,023 1/ kN;0,1K

Các số hạng tự do của phương trình (1)

−

β −∆ = −

−= = −

't u b1b

b5

P . PK

0,01153.0,041 0,97.10 0,03430,0135 ;

β∆ = − β −d d

1b d ud

2. (q. P ),K

trong đó q – tải trọng trên một đơn vị chiều dài cung thành bể, do trọng lượng bản thân của thành bể và tải trọng tạm thời trên mái, tức là: q = qbt + qmai + qtt

Trọng lượng bản thân của thành và mái, lấy theo [3], gbt = 10,02 kg/m3; gmai = 4,17 kg/m3;

= = =π

btbt

g .V 10,02.5000q 7,0 kg / cm 2. .r 2.3,14.1140

= 7,0.9,81.10-3kN/cm = 0,069 kN/cm;−

−

=π

= =

3mai

mai

3

g .V.g.10q2. .r

4,17.5000.9,81.10 0,0286kN / cm2.3,14.1140

= = = =tttt

g .r 1,8.11,4q 10,26 kN / m 0,103 kN / cm;2 2

q = 0,069 + 0,0286 + 0,103 = 0,2 kN/cm.

∆ = − − = −d1b

2.0,053 (0,2.0,083 0,01153) 0,00840,1 .

Thay các giá trị vừa tìm được vào phương trình (1)

(0,0102 + 0,023).M0 + (- 0,0343 - 0,0084) = 0Từ đó nhận được M0 = 1,29 kN.cm/cm.Kiểm tra bền đối với vành biên đáy theo công thức (7).

0b 2 2

b,bd

2 2b

4.M 4.1,29t (0,7 0,05)

12,21kN / cm .f 1,2.23,0 27,6 kN / cm

σ = =−

= < γ = = – độ bền của vành biên đáy được đảm bảo.

Không nên giảm chiều dày vành biên đáy, bởi vì nó đã được lấy tối thiểu cho phép đối với thể tích bể đã cho.3.2. Ví dụ 2: Đáy bể trên nền bê tông

Số liệu ban đầu: Bể trụ đứng với mái cố định, chiều cao bể 18 m (0,3 m là mặt thoáng), chứa chất lỏng là sản phẩm dầu đen, có ρcl=8,82 kN/m3. Áp lực dư bên trong =c

dP 2kPa . Chân không =c

0P 0,25kPa . Bể chứa thuộc loại I về an toàn (γn=1,1), vật liệu kết cấu là thép 10CrSiNiCu, không tính đến các yêu cầu về độ bền va đập (f=40 kN/cm2).

Yêu cầu: Xác định chiều dày tấm đáy bể ở vùng biên.Phần trung tâm của đáy được cấu tạo từ các thép tấm

kích thước 1500x6000 mm với chiều dày 6 mm, tổ hợp dưới dạng 4 tấm phẳng. Với thành làm từ các mác thép khác nhau khi chiều dày khoang dưới t1=18 mm thì chiều dày tối thiểu của tấm biên là 12 mm (xem bảng 1). Lấy chiều dày tấm biên đáy 12 mm, và kiểm tra chúng theo giá trị mô men uốn do hiệu ứng biên. Do bể đang xét cần phải gối lên móng bê tông cốt thép, mô men uốn do hiệu ứng biên M0 được xác định theo phương trình (8). Tính các giá trị của tham số trong phương trình (8) theo các công thức (2) và (3).

Hệ số biến dạng của thành

− υβ =

2

4t 2 2b,1

3.(1 ),r .t

trong đó υ=0,3 - hệ số Poát xông;

= − = =b,1t 18,0 0,6 17,4 mm 1,74 cm.

−β = =

24t 2 2

3.(1 0,3 ) 10,02 .cm2330 .1,74

Hệ số nền quy ước của thành

= = =4

b,1 3t 2 2 4

E.t 2,06.10 .1,74K 0,0066 kN / cm .r 23,3 .10

Áp lực lên đáy

( )− −

= ρ +

= − +

=

u cl 1 d6 2 4

2

P 1,1. . H P1,1.8,82.10 . 18,0 0,3 .10 2,4.10

0,0174 kN / cm

−

− −= =

−

=

' u d

16 3

P P 0,0174 0,00024PH 1800 30

9,695.10 kN / cm . Hệ số của phương trình chính tắc (8)

−βδ = = =

3 3t 3t11

t

2. 2.0,02 12,424.10 .K 0,0066 kN

Số hạng tự do của phương trình chính tắc (8)



−

β −∆ = −

−= = −

't u t1b

t6

P . PK

0,0174. 0,02 9,695.10 0,0513.0,0066

Độ cứng trụ của biên đáy

( )( )

( )

=− υ

−= =

−

3b,bd

bd 2

344

2

E.tD

12. 1

2,06.10 . 1,2 0,060,28.10 kN.cm.

12. 1 0,3

Thay các giá trị vừa tìm được vào phương trình (8)

+ − =30 02,424.M 9,015. M 513,0 0 .

Từ đó nhận được, M0 = 14,1 (kN.cm)/cm.Kiểm tra điều kiện bền của tấm biên đáy, được tiến hành

theo công thức (7). Trước hết, tìm cường độ tính toán yêu cầu theo giới hạn chảy cho tấm biên đáy theo công thức

( )= =

γ γ −

=

yc 0y 2 2

b.bd c b

2

4.M 4.14,1ft . . 1,2 0,06 1,0.1,2

36,9 kN / cm , trong đó γ = γ =c b1,0; 1,2. Giá trị yc

yf tương ứng với thép mác 10CrSiNiCu theo tiêu chuẩn Thiết kế Kết cấu thép [4] (f=40kN/cm2>36,9kN/cm2). Cần lưu ý rằng, việc tăng chiều dày của tấm biên đáy, hầu như không thay đổi ứng suất pháp trong chúng.

Đại lượng chiều rộng dải đáy bể tách khỏi móng bê tông, được xác định theo công thức (9)

= = =0d,d

u

M 14,1l 2. 2. 57 cm.P 0,0174

Nếu sử dụng móng bê tông cốt thép dạng vành khăn, chiều rộng dải vành biên theo mặt trên cần phải lớn hơn giá trị ld,d=57 cm.

4. Kết luận và kiến nghịTrên đây đã trình bày về cấu tạo và tính toán tấm thép

đáy bể chứa, với đáy bể đặt trên nền đàn hồi hoặc nền bê tông. Đáy bể được tổ hợp từ các tấm thép định hình, và được chia ra thành: phần trung tâm và phần biên. Đối với phần trung tâm và phần biên của đáy, chiều dày tấm đáy chọn theo yêu cầu cấu tạo (chiều dày tối thiểu và tối đa), phụ thuộc vào chiều dày của khoang thành bể dưới cùng. Ngoài ra, phần biên đáy còn được tính toán đối với mô men do hiệu ứng biên, có kể đến biến dạng dẻo.

Các tính toán về thành và mái bể có thể tham khảo ở các tài liệu [1, 3, 5]./.

Tài liệu tham khảo1. Phạm Văn Hội, Nguyễn Quang Viên (2013), “Kết cấu thép

– Công trình đặc biệt”, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.

2. Phạm Văn Hội, Nguyễn Quang Viên và nnk (2010), “Kết cấu thép – Cấu kiện cơ bản”, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.

3. Nguyễn Hồng Sơn, Võ Thanh Lương (2017), “Thiết kế kết cấu thép – Bể và bồn chứa áp lực thấp”, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội.

4. Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5575:2012, “Kết cấu thép – Tiêu chuẩn thiết kế”, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.

5. Нехаев Г.А. (2005), “Проектирование и расчет стальных цилиндрических резервуаров и газгольдеров низкого давления”. Издательство Ассоциации строительных вузов.

6. Лапшин А. А., Колесов А. И., Агеева М. А. (2009), “Проектирование и расчет стальных цилиндрических резервуаров и газгольдеров низкого давления”, учебное пособие, Н. Новгород, ННГАСУ.

Mô hình siêu phần tử thanh là phần tử chỉ với hai điểm nút hai đầu phần tử, mặc định có n điểm biến dạng dẻo liên tục bên trong phần tử

Đề xuất siêu phần tử thanh dầm liên hợp có n điểm biến dạng dẻo liên tục bên trong phần tử trong phương pháp phần tử hữu hạn.

Xây dựng được ma trận dẻo của siêu phần tử thanh dầm liên hợp bằng phương pháp giải tích.

Đề xuất phương trình độ cứng của tiết diện dọc theo chiều dài dầm.

Quan hệ nội lực - chuyển vị là phi tuyến, thể hiện rõ ứng xử đàn dẻo của dầm liên hợp khi chịu tải trọng.

Kết quả của nghiên cứu được so sánh với kết quả thí nghiệm bởi Ansourian (1981) [6] và Eurocode 4 cho thấy độ tin cậy của phương pháp nghiên cứu./.

Tài liệu tham khảo1. Li, Y. and Lui, E.M. (1995), A Simplified Plastic Zone Method for

Frame Analysis, Microcomput. Civil Eng. 10, pp. 51-62.2. Orbison JG cùng cộng sự. (1982), Yield surface applications

in nonlinear steel frame analysis, Computer Method in applied Mechanics and Engineering 1982(33): 557-573.

3. White, D.W. (1993), Plastic – Hing Method for Advanced Analysis of Steel Frames, J. Construct. Steel Res. 24, pp. 121-152.

4. Kent, D.C. and Park, R. (1971). Flexural Members with Confined Concrete. J. Struct. Div. ASCE, 97(ST7),1969–1990.

5. Robert D. Cook, David S. Malkus and Michael E. Plesha (1989), Concepts and applications of finite element analysis, 3rd Ed, John Wiley and Sons, Inc.

6. Ansourian, P. (1981). “Experiments on continuous composite beams.” Proc., Inst. Civ. Eng., 71(2), 25-71.

7. Võ Như Cầu (2004), Tính kết cấu theo phương pháp ma trận, Nxb xây dựng, Hà Nội

Phân tích dẻo lan truyền dầm liên hợp thép - bê tông...(tiếp theo trang 25)

37 S¬ 28 - 2017

Nghiên cứu thành phần động của tải trọng gió cho các công trình tháp, trụ thép Research of the dynamic component of the wind load for high-rise steel structures

Đoàn Tuyết Ngọc, Vũ Lệ Quyên

Tóm tắtKhi tính toán tải trọng gió động cho các

công trình có chiều cao lớn chúng ta thường tính tổng tác động của gió bao gồm cả thành phần chuẩn tĩnh và cộng hưởng lên công trình. Việc này dẫn đến

tính toán kết cấu không chính xác, giảm hiệu quả kinh tế nhất là với những công

trình mang tính điển hình và phổ biến như tháp trụ thép, cột thu phát sóng. Bài báo nêu kiến nghị hiệu chỉnh tiêu chuẩn hiện hành đối với việc xác định

các thành phần động của tải trọng gió với các công trình thép cao.

Từ khóa: Tải trọng và tác động, công trình tháp trụ thép, tải trọng gió, thành phần chuẩn tĩnh,

thành phần cộng hưởng

AbstractWhen calculating the dynamic component of wind load for high-rise buildings, we usually

calculate the total wind impact, including quasistatic and resonance components. This

leads to inaccurate structural calculations, reducing economic efficiency especially

with typical and popular constructions such as steel towers, transmission towers. The

paper proposes a revision of the current standard for the determination of dynamic components of the wind load in high steel

structures.Keywords: Loads and impacts, high-rise steel structures, wind load, quasistatic component,

resonance component

PGS.TS. Đoàn Tuyết Ngọc Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: <[email protected]>TS. Vũ Lệ Quyên Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: <[email protected]>

Hiện nay, các công trình cao có chức năng đặc biệt như tháp, trụ thu phát để cung cấp truyền hình, phát thanh, truyền thông di động đóng vai trò rất quan trọng trong việc phát triển cơ sở hạ tầng và kinh tế xã hội. Nếu tại các khu đô thị ăng-ten có thể được đặt trên nóc các tòa nhà cao tầng, thì ở các vùng chưa phát triển, các công trình đặc biệt như tháp và cột thu phát sóng là vô cùng cần thiết.

Với các công trình có độ cao lớn, chiều cao lớn hơn rất nhiều so với kích thước ngang (khoảng 8-200 lần) [1], tải trọng gió đóng vai trò chủ đạo và quyết định hình dạng kích thước của hệ kết cấu. Tác động của gió bao gồm hai thành phần: tĩnh và động. Khi xác định thành phần tĩnh, đặc điểm hạn chế cản gió của cột và tháp làm giảm giá trị của tải trọng gió so với các công trình có bề mặt cản lớn có cùng chiều cao.

Giá trị của thành phần động phụ thuộc vào hệ số động lực ξ, được xác định bởi độ giảm loga của dao động δ [2]. Nếu với đa số các tòa nhà có δ > 0,3, thì với các công trình thép cao, mảnh có δ < 0.15, có nghĩa là kết cấu giảm chấn ở mức độ thấp, công trình dễ bị hư hại do ảnh hưởng của gió giật.

Do tính chất hàng loạt và phổ thông của tháp và trụ thép nên cần phải tạo ra các kết cấu điển hình không tốn kém khi sản xuất và lắp dựng, nhưng đồng thời phải đảm bảo chất lượng, độ bền, độ ổn định hay nói cách khác – có trọng lượng tối thiểu với khả năng chịu lực lớn nhất. Điều kiện này được thực hiện khi tải trọng thực tế được xác định một cách chính xác, đặc biệt là thành phần động của tải trọng gió có đặc điểm ngẫu nhiên và tính phá hoại cao.

Trong các nghiên cứu, thí nghiệm về ảnh hưởng của gió động cho các công trình tháp, trụ thép [3-5] cho thấy rằng thành phần động xuất hiện dưới tác dụng của gió giật dọc theo hướng gió bao gồm hai thành phần: thành phần chuẩn tĩnh (quasistatic), sinh ra bởi tác động của gió có tần số thấp gần với tần số tối đa của phổ năng lượng khi vận tốc gió thay đổi; thành phần cộng hưởng (resonance), gây ra bởi gió giật ở tần số cao trong vùng tần số dao động của bản thân công trình (hình 1). Ở hình 1 có thể thấy nếu như phổ của lực khí động học thông thường tác động lên công trình chỉ có 1 giá trị cực đại thì phổ phản ứng của công trình với gió giật (bao gồm chuyển vị, ứng suất…) có hai giá trị cực đại. Đỉnh bên trái – vùng tần số thấp hay chuẩn tĩnh gần trùng với cực đại của phổ năng lượng gió giật, bên phải – vùng tần số cao hay cộng hưởng trùng với tần số dao động riêng của công trình ω0.

Tỷ lệ chuyển vị của công trình gây ra bởi thành phần chuẩn tĩnh và cộng hưởng phụ thuộc vào chu kỳ dao động riêng được biểu diễn trên hình 2.

Trong các tiêu chuẩn quy định hiện nay khi tính toán tác động của gió với công trình, chúng ta thường sử dụng phương pháp tính tổng tác động của gió (tác động chuẩn tĩnh và cộng hưởng). Giá trị tiêu chuẩn thành phần động của áp lực gió đối với công trình hoặc bộ phận kết cấu mà sơ đồ tính toán có dạng một bậc tự do có dạng [2]:

W = Wp m ξ ς ν⋅ ⋅ ⋅, (1)

Trong đó: Wm – giá trị tiêu chuẩn thành phần tĩnh của áp lực gió ở độ cao tính toán; ξ – hệ số động lực; υ – hệ số tương quan không gian áp lực động của tải trọng gió, ς – hệ số áp lực động của tải trọng, xác định theo công thức của Davenport [2]:

= 2 c tζ α γ , (2)Trong đó: αc – hệ số an toàn xét đến ảnh hưởng của hình dạng kết cấu; γt – cường

độ rối được xác định bởi phương trình:

= 10t vlz α

γ σ−

⋅ , (3)

Trong đó: α – số mũ phụ thuộc vào sự thay đổi vận tốc gió theo chiều cao và dạng



địa hình (A,B,C); z – độ cao tính toán; σvl – mạch xung động tiêu chuẩn của vận tốc gió xác định bởi công thức:

( )1/2

0

= vl vlS dσ ω ω∞ ∫

, (4)Trong đó: Svl(ω) – Mật độ phổ tương hỗ của xung dọc vận

tốc gió; ω – tần số (rad/s).Hiện tại, theo tiêu chuẩn xây dựng sử dụng công thức

thực nghiệm mật độ phổ tương hỗ của xung dọc vận tốc Davenport, thu được trên cơ sở phân tích phổ khi có gió mạnh có dạng như sau [6]:

( )2 2

0 04/32

2=

1vl

V uS

u

kω

ω + , (5)Trong đó: 0V – tốc độ gió trung bình ở độ cao tiêu chuẩn

10m; k0 - hệ số cản của bề mặt (k0 được lấy giá trị 0,005 với địa hình trống trải; 0,01 với địa hình nhiều cây cối và ngoại ô; 0,04 với khu vực thành phố); u – đại lượng được tính bởi công thức:

LuVω

=, (6)

Trong đó: L = 1200 m – quy mô chiều dài vùng gió; V – tốc độ gió trung bình ở độ cao đang xét.

Thay các công thức từ (3) – (6) vào công thức (2), hệ số áp lực động của gió được xác định bởi công thức:

1/22

20 0

4/320

2= 2

101

−∞

+

∫c

Lk VzV d

LV

αω

ζ α ωωω

(7)Biểu thức này cho tổng giá trị hệ số áp lực động ζ trên

toàn bộ phổ biến động hỗn loạn của tốc độ gió. Theo đó, xác định được tất cả ứng xử của kết cấu trong trường hợp gió giật (chuyển vị, nội lực, ứng suất,...) trên cơ sở hệ số áp lực động ζ - cũng là giá trị tổng hệ số áp lực động diễn ra trong toàn bộ dải tần số của gió. Phương pháp này thường áp dụng cho các tòa nhà. Tuy nhiên, đối với các công trình thép có độ cao lớn, cần phải xác định phản ứng động học của công trình dưới tác dụng của gió giật theo hai giải tần số

chuẩn tĩnh và cộng hưởng như: khi tính toán các công trình theo cường độ mỏi và tuổi thọ, khi tính toán các công trình có kết cấu chịu lực gắn ăng ten định hướng theo trạng thái giới hạn thứ hai, và khi tính toán dao động của giảm chấn được lắp đặt trên công trình [3],...

Trong những trường hợp này cần phải sử dụng giá trị hệ số áp lực động ζ được xác định riêng cho các thành phần chuẩn tĩnh ζct và cộng hưởng ζch của phổ biến động hỗn loạn áp lực gió. Do vậy, đề xuất phân chia tần số khoảng từ 0 đến ∞ vào thành hai vùng: chuẩn tĩnh (0 – 0,5ω0) và cộng hưởng (0,5 ω0 – ∞). Lấy tích phân công thức (7) với hai vùng này, ta có:

1/2

0 1/32

1= 6 3 110

1ct

o

zkL

V

α

ζω

−

−

+ , (8)

1/2

0 1/32

1= 6 310

1ch

o

zkL

V

α

ζω

−

+

, 9)Trong đó: ω0 - tần số dao động riêng của kết cấu.Khi đó, các thành phần động của áp lực gió không xác

định theo công thức (1), mà theo biểu thức sau [4]:

2 2W W Wp pct pch= +, (10)

W Wpct ct m ct ct ctk ξ ζ ν=, (11)

W Wpch ch m ch ch chk ξ ζ ν=, (12)

Trong công thức (11) hệ số động lực chuẩn tĩnh ξct bằng 1, hệ số động lực cộng hưởng ξch trong công thức (12) được tính theo công thức sau [5]:

*ch Cπξδ

=, (13)

Trong đó δ là sự suy giảm dao động của kết cấu, C* là hệ số phụ thuộc vào sự suy giảm của dao động được dẫn trong bảng 1 [5].

Hình 1. Phổ năng lượng phản ứng động học của công trình phụ thuộc vào tần số

Hình 2. Tỷ lệ chuyển vị công trình do thành phần chuẩn tĩnh và thành phần cộng hưởng gây ra phụ thuộc vào chu kỳ dao động riêng của công trình

39 S¬ 28 - 2017

Hệ số tương quan υct = 1 trong (11), và υch trong (12) được xác định theo biểu đồ trong hình 3 [4].

Trong đó h – chiều cao của công trình; c – đặc trưng kích thước tiết diện ngang; hV – tốc độ gió trung bình ở độ cao h. Trong hình 2 các đường cong đánh số 0,5; 1; 2; 3 đặc trưng cho tỷ lệ h/c.

Công thức (11) và (12) khác với công thức (1) chỉ bởi một yếu tố: hệ số chuẩn tĩnh kct trong (11) và hệ số cộng hưởng kch trong (12). Các hệ số này đặc trưng cho tỷ lệ tham gia của mỗi thành phần (chuẩn tĩnh và cộng hưởng) trong giá trị ứng xử động học của công trình khi gió giật. Tỷ lệ tham gia này cũng được biểu thị trên hình 4, trong đó các giá trị kct và kch được biểu diễn phụ thuộc vào chu kỳ dao động của công trình [3].

Thay các đại lượng trên vào công thức (11) và (12) ta có:

W W 1 1 Wpct ct m ct ct m ctk kζ ζ= ⋅ ⋅ ⋅ =, (14)

*W W

3,14 W 3,87 W0,1 8,1

pch ch m ch ch

ch m ch ch ch m ch ch

kC

k k

π ζ νδ

ζ ν ζ ν

=

= = ⋅⋅ (15)

Qua các phân tích trên thấy rằng việc xác định ứng xử của các công trình với gió giật theo các dải tần số chuẩn tĩnh và tần số cộng hưởng cho kết cấu cao và mảnh cho phép:

- Tính toán chính xác hơn áp lực gió động tác dụng lên công trình so với phương pháp hiện hành.

- Có được giá trị biên độ dao động tính toán chính xác hơn, vì các công trình có giảm chấn thấp có quá trình chuyển

vị liên tục.- Thiết kế và lắp đặt bộ giảm chấn phù hợp để giảm biên

độ dao động (giảm biên độ dao động của công trình trong dải tần số cộng hưởng)./.

Bảng 1: Giá trị của hệ số C* phụ thuộc vào độ giảm loga dao động δ

δ C* δ C*0,01 9,3 0,1 8,10,02 9,14 0,112 7,90,03 9,1 0,15 7,50,04 8,9 0,2 7,140,05 8,78 0,25 6,60,08 8,4 0,3 6,2

Hình 4. Tỷ lệ thành phần hệ số chuẩn tĩnh và cộng hưởng phụ thuộc vào chu kỳ dao động riêng

Hình 3. Biểu đồ xác định hệ số tương quan trong phạm vi cộng hưởng của tần số tùy thuộc vào giá trị của h/c và 0 hh / Vω

0 hh / Vω

2chν

Tài liệu tham khảo1. Phạm Văn Hội, Nguyễn Quang Viên, Phạm Văn Tư, Đoàn

Ngọc Tranh, Hoàng Văn Quang, Kết cấu thép (Công trình dân dụng và công nghiệp), Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 232-233, 1998.

2. TCXD 229-1999: Chỉ dẫn tính toán thành phần động của tải trọng gió.

3. Остроумов Б. В., Исследования, разработка и внедрение высотных сооружений с гасителями колебаний, Дис. доктора техн. наук, Москва, 317-324, 2003.

4. Остроумов Б.В., Гусев М.А., Бредов, Методика расчета высоких гибких сооружений с низким демпфированием на пульсационную составляющую ветровой нагрузк, Промышленное и гражданское строительство 5, ЦНИИПСК им. Мельникова, 9-11, 2008.

5. Никитин П.В. Расчет высотных сооружений на воздействие порывов ветра. Промышленное и гражданское строительство, 6, ЦНИИПСК им. Мельникова, 21-22, 2006.

6. Davenport A. C, The Spectrum of Horizontal Gustiness Near the Ground in High Winds, J. Royal Meteorol, Soc. 87, 1961.



Phân tích một số tham số ảnh hưởng đến hiệu ứng màng trong sàn bê tông cốt thép Analysis of some parameters effecting membrane action in the reinforced concrete slabs

Đỗ Kim Anh, Nguyễn Ngọc Tân, Phạm Xuân Đạt, Nguyễn Trung Hiếu

Tóm tắtHiệu ứng màng là một cơ chế làm việc của kết cấu sàn

bê tông cốt thép (BTCT) khi xảy ra biến dạng lớn. Cơ chế làm việc này cho phép tăng khả năng chịu tải giới hạn của kết cấu so với khả năng chịu tải tại trạng thái giới hạn dẻo (thời điểm đường dẻo hoàn thành). Dựa trên các phương pháp lý thuyết sẵn có về hiệu ứng màng,

nghiên cứu này đã sử dụng phương pháp Bailey để tính toán tính hiệu quả của hiệu ứng màng trên các kết cấu

sàn kê tự do bốn cạnh. Các kết quả thu được cho phép phân tích một số tham số ảnh hưởng đến hiệu ứng

màng trong kết cấu sàn, như là: (i) khoảng cách cốt thép, (ii) đường kính cốt thép, (iii) chiều dày bản sàn, và

(iv) tỉ số hình dạng của bản sàn.Từ khóa: Sàn bê tông cốt thép, biến dạng lớn, hiệu ứng màng,

vành nén ngoài, đường dẻo, khả năng chịu tải giới hạn

AbstractMembrane effect is a structural behaviour of reinforced

concrete slabs at large deformations. This behaviour allows increasing the ultimate load-carring capacity of the structures

beyond the yield line capacity. In this paper, a parametric study is conducted using Bailey’s method on the effectiveness of

membrane action in unrestrained reinforced concrete slabs. Variables of interest of the study are: (i) reinforcement spacing,

(ii) reinforcement diameter, (iii) slab thickness, and (iv) slab aspect ratio.

Keywords: Reinforced concrete slab, large deformation, membrane action, peripheral compression ring, yield lines,

ultimate load-carring capacity

ThS. Đỗ Kim Anh Khoa Xây dựng DD&CN, Trường Đại học Xây dựng Email: [email protected]ễn Ngọc Tân Khoa Xây dựng DD&CN, Trường Đại học Xây dựng Email: [email protected]ạm Xuân Đạt Khoa Xây dựng DD&CN, Trường Đại học Xây dựng Email: [email protected]ễn Trung Hiếu Khoa Xây dựng DD&CN, Trường Đại học Xây dựng Email: [email protected]

1. Đặt vấn đềHiệu ứng màng (HUM) là một cơ chế làm việc của kết cấu sàn BTCT

khi xảy ra độ võng lớn (biến dạng lớn). Cơ chế làm việc này cho phép tăng khả năng chịu tải giới hạn của kết cấu so với khả năng chịu tải tính toán theo lý thuyết đường dẻo (thời điểm đường dẻo hoàn thành) [1]. Ở giai đoạn đầu, khi độ võng nhỏ, thì kết cấu sàn chịu lực theo cơ chế uốn. Khi tăng dần tải trọng, độ võng sẽ tăng lên, đường dẻo được hình thành và phát triển (Hình 1a, 1b, 1c). Khi đường dẻo hình thành xong, nếu tải trọng tiếp tục tăng thì khả năng chịu uốn của kết cấu sàn sẽ không đủ để đáp ứng. Lúc này, trong kết cấu sàn hình thành một cơ chế chịu lực khác thay thế cơ chế uốn được gọi là hiệu ứng màng (Hình 1d, 1e, 1f). Nếu độ võng của sàn càng tăng thì cơ chế này càng phải huy động nhiều. Trên sàn sẽ hình thành hai vùng: (1) vùng giữa sàn chịu kéo, gọi là màng kéo; (2) vùng ngoài xung quanh biên của sàn chịu nén, gọi là vành nén ngoài. Hai vùng này tự điều chỉnh để cân bằng nhau, giữ ổn định tổng thể cho sàn. Toàn bộ lưới cốt thép trong sàn làm việc như một màng căng chịu kéo, được treo vào vành biên chịu nén để chịu tải trọng đứng tác dụng lên sàn.

Từ những sự cố xảy ra trên các kết cấu công trình thực tế (ví dụ: hỏa hoạn, khủng bố), cũng như thí nghiệm trong phòng trên các kết cấu bê tông cốt thép (BTCT), các nhà nghiên cứu xác định rằng hiệu ứng màng có vai trò phân phối lại nội lực khi kết cấu có biến dạng lớn. Do đó, khả năng chịu tải giới hạn của kết cấu có thể được tăng lên, làm hạn chế sự phá hủy đột ngột và lũy tiến của công trình.

Từ những năm 1955, đã có nhiều công trình nghiên cứu lý thuyết về hiệu ứng màng trong sàn phẳng BTCT, có thể kể đến đó là: nghiên cứu của Wood [2] đối với kết cấu sàn có dạng hình tròn; Taylor [3] và Kemp [4] khi nghiên cứu hiệu ứng màng đã bỏ qua sự phát triển của vết nứt, dẫn đến đánh giá khả năng chịu tải tính toán của kết cấu cao hơn so với thực tế.

Phương pháp năng lượng đã được sử dụng trong nghiên cứu của Sawczuk & Winnicki [5] trên các bản sàn có tỉ số cạnh dài/cạnh ngắn thay đổi trong khoảng 1-2. Kết quả của nghiên cứu này chỉ ra hai dạng phá hoại của kết cấu sàn. Dạng phá hoại 1 (hình 2a) có một vết nứt lớn phát triển ở giữa sàn theo phương cạnh ngắn và dạng phá hoại 2 (hình 2b) có hai vết nứt lớn phát triển đi qua hai vị trí giao điểm của các đường dẻo theo theo phương cạnh ngắn. Phương pháp của Hayes [6] sử dụng các phương trình cân bằng dựa trên dạng phá hoại 2 của Sawczuk. Tuy nhiên, dạng phá hoại thứ 2 lại ít xảy ra với những nghiên cứu thực nghiệm.

Ngoài ra, nhiều nghiên cứu thực nghiệm về hiệu ứng màng cũng được thực hiện. Điển hình nhất là nghiên cứu thực nghiệm được tiến hành tại phòng thí nghiệm của Viện nghiên cứu xây dựng Anh đặt tại Cardington [7] (Building Research Establisment Laboratory - BRE), trong đó mẫu thí nghiệm là các bản sàn composite. Kết quả cho thấy các sàn composite đều có độ võng lớn, có xuất hiện HUM góp phần làm tăng khả năng chịu lực. Bên cạnh đó, còn có những thí nghiệm trên các mẫu nhỏ [2,5,6,8] đều đưa ra kết luận chung: giữa sàn một vết nứt phát triển lớn dần theo phương cạnh ngắn dẫn đến làm đứt cốt thép đặt theo phương cạnh dài (hình 2a), và khi độ võng của sàn tăng lên hình ảnh đường dẻo không thay đổi.

Từ những năm 2000, Bailey đã đề xuất phương pháp xác định khả năng chịu tải của kết cấu sàn dựa trên cơ sở lý thuyết đường dẻo có

41 S¬ 28 - 2017

kể đến hiệu ứng màng [9], được gọi là phương pháp Bailey. Hiện nay, phương pháp này được sử dụng rộng rãi ở các nước Châu Âu trong lĩnh vực thiết kế sàn composite chịu nhiệt độ cao. Trong nghiên cứu này, phương pháp Bailey được sử dụng để phân tích ảnh hưởng của một số tham số đến HUM trong kết cấu sàn BTCT kê tự do bốn cạnh, như: khoảng cách cốt thép, đường kính cốt thép, chiều dày sàn và tỉ số hình dạng của kết cấu.

2. Phương pháp nghiên cứuTrong nghiên cứu này, kết cấu sàn BTCT kê tự do bốn cạnh được chọn để

khảo sát các tham số ảnh hưởng đến hiệu quả của HUM. Sự làm việc của bản sàn có thể được xem xét trong hai trường hợp sau đây:

(i) Khi một sàn phẳng kê tự do làm việc một phương, nếu sàn có độ võng lớn thì hai cạnh ngắn của sàn sẽ có xu hướng chuyển vị vào trong. Nếu chuyển vị này bị ngăn cản thì trong sàn sẽ phát sinh lực kéo làm tăng khả năng chịu lực của sàn.

(ii) Khi một sàn phẳng kê tự do làm việc theo hai phương: dải sàn X-X ở chính giữa bản sản (hình 3) sẽ làm việc giống như sàn phẳng làm việc một phương; dải sàn Y-Y ở mép sàn tại vị trí đặt các liên kết đứng sẽ không bị biến dạng.

Sau khi hình thành đường dẻo hoàn toàn, bản sàn bị chia thành bốn phần độc lập, được liên kết với nhau bởi các đường dẻo. Trong trường hợp bản sàn có độ võng lớn, các phần độc lập này có xu hướng chuyển vị vào trong do tác dụng của các lực kéo tại vị trí chính giữa sàn, nhưng bị cản trở lại bởi các phần ở biên. Trong các dải sàn X-X xuất hiện ứng suất kéo, trong các dải sàn Y-Y xuất hiện ứng suất nén. Chính điều này đã tạo ra vùng chịu kéo giữa sàn và vùng chịu nén xung quanh biên sàn. Do đó, khả năng chịu lực tổng thể của bản sàn bao gồm khả năng chịu lực của vùng sàn kéo và khả năng chịu uốn tăng lên của vành nén.

Trong số các phương pháp lý thuyết sẵn có, phương pháp Bailey với ưu điểm không quá phức tạp về toán học, các công thức được lập sẵn tiện lợi trong sử dụng hơn nữa độ tin cậy của phương pháp đã được kiểm chứng bằng thí nghiệm và đã được ứng dụng rộng rãi vào thực tế ở Anh và Châu Âu trong lĩnh vực chế tạo sàn composite chịu nhiệt độ cao. Do đó, phương pháp này được lựa chọn để khảo sát hiệu ứng màng trong kết cấu sàn kê tự do bốn cạnh có độ võng lớn.

Dựa trên các kết quả thí nghiệm, Bailey giả thiết sự phân phối ứng suất và lực trong mặt phẳng như trong hình 4. Tại thời điểm đường dẻo hoàn thành, kết cấu sàn có thể được chia thành hai loại phần từ 1 và 2 (hình 4). Khả năng chịu tải (KNCT) của bản sàn tại thời điểm HUM hoàn thành (hình 1f) sẽ được so sánh với KNCT tại thời điểm đường dẻo hoàn thành (hình 1c) thông qua hệ số e. Hệ số e được xác định theo công thức (1) từ các hệ số thành phần e1 và e2 của các

Hình 1. Sự phát triển hiệu ứng màng trong kết cấu sàn

Hình 3. Hiệu ứng màng của sàn kê tự do [9,10]

Hình 4. Sự phân phối ứng suất và lực trong mặt phẳng [7]

Hình 2. Hai dạng phá hoại kết cấu sàn BTCT [5]

Hình 5. Sơ đồ tính sức kháng mô men uốn tại trạng giới hạn dẻo



phần tử 1 và 2 tương ứng. Trong đó, μ là hệ số kể đến sự làm việc hai phương của sàn, a = L/l là tỉ số hình dạng của sàn, L (mm) là kích thước cạnh dài, l (mm) là kích thước cạnh ngắn, M0 là mô men uốn tại giới hạn dẻo của dải sàn rộng một đơn vị theo phương cạnh dài.

−=

− µ1 2

1 2e e

e e -1 2 a (1)

= +1 1m 1be e e (2)

= +2 2m 2be e e (3)Khi có hiệu ứng màng, trong từng phần tử 1 và 2 của kết

cấu sàn có hai thành phần làm tăng khả năng chịu lực, thể hiện trong các công thức (2) và (3), đó là:

(i) Thành phần thứ nhất là sự tăng khả năng chịu lực của lực màng (vùng chịu kéo) so với trạng thái giới hạn dẻo, ký hiệu là hệ số e1m và e2m tương ứng với phần tử 1 và 2, được xác định theo các công thức (4) và (5).

(ii) Thành phần thứ hai là sự tăng khả năng chịu uốn của vành nén ngoài (vùng chịu nén) so với trạng thái giới hạn dẻo, ký hiệu là hệ số e1b và e2b tương ứng với phần tử 1 và 2, được xác định theo các công thức (8) và (9).

( )( )

( )

+ = = + + +

31m

1m 20 1o

n 3k 2 - nkM 4b we 1- 2nmM L d3 g 3 1 k

(4)

( ) ( )

+ − = = + +

32m

2m 30 2o

M 4bK w 2 3k keM L d3 g 6 1 k

(5)

Trong đó:(g0)1 và (g0)2 lần lượt là các thông số xác định biểu đồ

ứng suất uốn theo phương cạnh ngắn và cạnh dài của sàn (hình 5).

d1 và d2 lần lượt là chiều cao hiệu quả của cốt thép theo phương ngắn và phương dài của sàn (hình 5).

M1m và M2m lần lượt là mô men uốn tại vị trí đặt liên kết đứng do các lực màng tạo ra trong phần tử 1 và 2, được tính toán theo các công thức (6) và (7), với w là độ võng lớn nhất của sàn, n là tham số phụ thuộc mẫu đường dẻo (hình 4), KT0 là lực kéo trong cốt thép trên một đơn vị bề rộng bản sàn.

( ) ( )( )+ −

− +=+

3

1m 0 2

n 3k 2 nkM KT Lbw 1 2n

3 1 k

(6)

( )

+ − = +

3

2m 0 22 3k kM KT lbw `6 1 k

(7)

( ) ( ) α β = + − − − +

=µ

221 1

1b0

b bMe 2n 1 k 1 k k 1M L 2 3

(8)

( ) ( )α β= = + − − − +

2 222 2

2b0

bK b KMe 1 k 1 k k 1M l 2 3

(9)

Trong các công thức (8) và (9), các hệ số thành phần được tính toán theo các công thức chỉ ra sau đây:

( )( )

α α =+

0 21 2

0 2

2 g,

3 g;

( )( )

−β β =

+0 2

1 20 2

1 g,

3 g;

( )=

+ + −

21.1lb8K A B C D

; ( )−

= ++

2

2 2

4na 1 2nk 1

4n a 1

( ) ( )

− = − + − + + +

2 2 22 2

L nL21 1 l l 1 1 lA nL nL

2 1 k 8n nL 4 3 1 k 4

( ) = − + + +

2 2 221 k nL k lB (nL)

2 1 k 2 43 1 k;

( )= −2lC k 1

16n;

= − −

L L nLD nL2 4 2

3. Kết quả nghiên cứuTheo phương pháp Bailey, tính hiệu quả của hiệu ứng

màng (hệ số e) trong kết cấu sàn có độ võng lớn phụ thuộc nhiều yếu tố, như kích thước bản sàn, loại vật liệu, cường độ vật liệu, đường kính cốt thép, khoảng cách cốt thép... Đánh giá ảnh hưởng của những tham số kể trên đến hiệu ứng màng là việc làm cần thiết. Điều này có thể giúp các nhà xây dựng đưa các giải pháp tối ưu trong thiết kế để hệ số e đạt giá trị lớn.

Trong nghiên cứu này, phương pháp Bailey đã được sử dụng để khảo sát một số yếu tố ảnh hưởng đến hiệu ứng màng, đó là: (i) khoảng cách cốt thép, (ii) đường kính cốt thép, (iii) chiều dày bản sàn và (iv) tỉ số hình dạng. Hệ số e có giá trị càng lớn thì tính hiệu quả của hiệu ứng màng càng cao, cho phép tăng khả năng chịu lực của kết cấu sàn khi có độ võng lớn. Hệ số e được tính toán cho các bản sàn kê tự do bốn cạnh, có cường độ chịu nén của bê tông Fcu=0,02 kN/mm2, cốt thép đặt theo hai phương giống nhau, giới hạn chảy của cốt thép Fy=0,24 kN/mm2, mô đun đàn hồi của cốt thép E=204,882 kN/mm2. Bề rộng của các bản sàn được chọn là l =1100 mm. Chiều dài của các bản sản được thay đổi từ L=1100 mm đến 2000 mm. Do đó, tỉ số hình dạng a thay đổi trong khoảng từ 1,00 đến 1,82 (Bảng 1).

Hệ số e được tính toán đối với ba trường hợp, cụ thể như sau:

Bảng 1. Kích thước hình học của sàn

L (mm) 2000 1900 1800 1700 1600 1500 1400 1300 1200 1100l (mm) 1100 1100 1100 1100 1100 1100 1100 1100 1100 1100a = L/l 1,82 1,73 1,64 1,55 1,45 1,36 1,27 1,18 1,09 1,00

43 S¬ 28 - 2017

Trường hợp 1: Chiều dày sàn được chọn trước, tỉ số hình dạng và khoảng cách cốt thép được thay đổi;

Trường hợp 2: Chiều dày sàn và khoảng cách cốt thép được chọn trước, đường kính cốt thép được thay đổi;

Trường hợp 3: Đường kính và khoảng cách cốt thép được chọn trước, tỉ số hình dạng và chiều dày sàn được thay đổi.3.1. Hiệu ứng màng khi thay đổi khoảng cách cốt thép

Chiều dày của các bản sàn được chọn trước là H = 40 mm, cốt thép đặt theo hai phương có đường kính Φ3 mm. Cho khoảng cách cốt thép thay đổi lần lượt là s = 80 mm, 120 mm, 150 mm (tương ứng với hàm lượng cốt thép lần lượt là 0,13%, 0,16%, 0,23%). Hệ số e được tính toán đối với từng khoảng cách cốt thép và các giá trị khác nhau của tỉ số hình dạng. Nếu a = 1 thì giá trị hệ số e gần như giống nhau (e = 0,956 – 0,960 đều nhỏ hơn 1) khi thay đổi khoảng cách cốt thép. Nếu a > 1 thì biểu đồ quan hệ (e-a) giữa hệ số tăng

khả năng chịu lực do hiệu ứng màng và tỉ số hình dạng được trình bày trong hình 6. Kết quả thu được cho phép đưa ra một số nhận xét như sau:

- Nếu bản sàn có dạng hình vuông (a = 1) thì hệ số e gần như không bị ảnh hưởng bởi khoảng cách cốt thép.

- Các bản sàn có cùng chiều dày và đường kính cốt thép, nếu khoảng cách cốt thép tăng lên thì hệ số e tăng. Trong trường hợp này, hệ số e đạt giá trị lớn nhất khi khoảng cách cốt thép s = 150 mm.

- Tỉ số hình dạng càng lớn thì hệ số e càng ít phụ thuộc vào khoảng cách cốt thép, nghĩa là sự chệnh lệch giá trị hệ số e càng nhỏ. Khi giá trị a thay đổi trong khoảng 1,00 – 1,82, thì hệ số e đạt giá trị lớn nhất khi a = 1,55.

Như vậy, với các thông số đầu vào cho trước như trên, tính hiệu quả của HUM đạt được lớn nhất nếu lựa chọn tỉ số hình dạng a = 1,55 và khoảng cách cốt thép s = 150 mm.3.2. Hiệu ứng màng khi thay đổi đường kính cốt thép

Dựa trên kết quả thu được trong mục 3.1, trong phần này chiều dày của các bản sàn được lựa chọn trước là H = 40 mm, khoảng cách giữa các cốt thép được chọn là s = 150 mm. Cho đường kính cốt thép thay đổi lần lượt là ϕ3 mm, ϕ4 mm, ϕ5 mm (tương ứng với hàm lượng cốt thép 0,13%, 0,23%, 0,36%). Nếu a = 1 thì hệ số e có giá trị tăng từ 0,956 đến 0,978 (đều nhỏ hơn 1) khi đường kính cốt thép tăng từ 3 – 5 mm. Nếu a > 1 thì hệ số e đều có giá trị lớn hơn 1. Hình 7 giới thiệu biểu đồ quan hệ (e-a) giữa hệ số tăng khả năng chịu lực do hiệu ứng màng và tỉ số hình dạng của sàn.

Kết quả thu được cho phép đưa ra một số nhận xét như sau:

- Giá trị hệ số e có xu hướng tăng lên khi tăng đường kính cốt thép (ngoại trừ trường hợp tỉ số hình dạng a = 1,1 – 1,2).

- Để hệ số e đạt giá trị lớn nhất, khi sử dụng đường kính cốt thép càng lớn thì tỉ số hình dạng a phải có giá trị càng lớn. Trong trường hợp này, hệ số e lớn nhất nếu tỉ số hình dạng a có giá trị trong khoảng 1,55 – 1,65. Với cốt thép có đường kính ϕ5 mm và tỉ số hình dạng a = 1,64 thì hệ số e đạt giá trị lớn nhất bằng 1,15.3.3. Hiệu ứng màng khi thay đổi chiều dày sàn

Dựa trên các kết quả đã nhận được trong các mục 3.1 và 3.2, để đánh giá ảnh hưởng của chiều dày sàn đến tính hiệu quả của hiệu ứng màng, tiến hành tính toán hệ số e đối với các kết cấu sàn có đường kính cốt thép ϕ5 mm, khoảng cách giữa các cốt thép là s = 150 mm. Các kết cấu sàn này cho chiều dày thay đổi lần lượt là H = 40 mm, 50 mm, 60 mm. Nếu a = 1 thì hệ số e đều nhỏ hơn 1, có giá trị giảm dần từ 0,966 đến 0,905 khi chiều dày sàn tăng từ 40 – 60 mm. Nếu a > 1 thì hệ số e có giá trị lớn hơn 1 (hình 8). Hệ số e có giá trị lớn hơn đối với các kết cấu sàn có chiều dày nhỏ hơn. Kết quả thu được chỉ ra rằng với chiều dày sàn càng nhỏ thì tính hiệu quả của hiệu ứng màng càng được thể hiện rõ ràng.

4. Kết luậnTrong nghiên cứu này, phương pháp Bailey đã được sử

dụng để tính toán sự tăng khả năng chịu tải giới hạn do hiệu ứng màng trong các kết cấu sàn BTCT kê tự do bốn cạnh. Các kết cấu sàn được lựa chọn các thông số giống nhau về vật liệu bê tông và thép. Khi thay đổi giá trị các tham số khoảng cách cốt thép, đường kính cốt thép, chiều dày sàn và tỉ số hình dạng, kết quả tính toán sự tăng khả năng chịu tải giới hạn do hiệu ứng màng (hệ số e) của kết cấu sàn cho phép đưa ra một số kết luận như sau:

Hình 6. Hệ số e khi thay đổi tỉ số hình dạng (a > 1) và khoảng cách cốt thép

Hình 7. Hệ số e khi thay đổi tỉ số hình dạng (a > 1) và đường kính cốt thép

Hình 8. Hệ số e khi thay đổi tỉ số hình dạng (a > 1) và chiều dày sàn




Khảo sát quan hệ M-Φ trên tiết diện dầm bê tông cốt thép khi sử dụng các mô hình vật liệu khác nhauInvestigating the M-Φ relation in section of reinforced concrete beams using various material models

Trần Trung Hiếu, Lê Anh Tuấn, Lê Thanh Tuấn, Đặng Vũ Hiệp

Tóm tắtKhả năng dẻo cần được dự báo và phân tích khi thiết kế cho cấu kiện chịu uốn bê tông cốt thép. Để dự báo

độ dẻo, người ta thường sử dụng quan hệ mô men- độ cong (M-Φ). Bài báo sử dụng phương pháp chia

thớ để xây dựng quan hệ M-Φ có xem xét ảnh hưởng của hiệu ứng kiềm chế cho bê tông vùng nén. Bốn

mô hình ứng xử vật liệu bê tông và hai mô hình vật liệu thép được sử dụng để thiết lập đường cong quan

hệ M-Φ. Sau đó kết quả phân tích được so sánh với kết quả thực nghiệm [1]. Kết quả chỉ ra rằng các giá

trị phân tích theo mô hình “Thép Raynor, Lehman và Stanton _ Bê tông EN1992” là gần nhất so với kết

quả thực nghiệm.Từ khóa: phương pháp thớ, dầm bê tông cốt thép, quan hệ

mô men-độ cong, độ dẻo

AbstractThe ductility capacity should be estimated and analyzed

for design of reinforced concrete flexural members. To estimate the ductility capacity, it is usually used the

moment- curvature relationship (M-Φ). This paper uses the fiber method to establish M-Φ relationship taking into considering the confinement effect of compressed zone in

concrete. Four models of material behavior for concrete and two models of steel bar are used to generate the curvature

of M-Φ relationship. Then, the analytical results are compared with the test results [1]. The results show that

the analytical values obtained using “Steel Raynor, Lehman and Stanton _ Concrete EN1992” model are the closest to

the experimental values.Keywords: fiber method, RC beams, moment- curvature

relationship, ductility ratio

ThS. Trần Trung Hiếu Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]. Lê Anh Tuấn Viện Kĩ thuật Công Trình Đặc biệt Học viện Kỹ thuật Quân sự Email: [email protected]. Lê Thanh Tuấn Khoa Xây dựng Đại học Xây dựng Miền tây Email: [email protected]. Đặng Vũ Hiệp Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Đặt vấn đề Phân tích sự làm việc của kết cấu bê tông cốt thép khi xem xét tính

phi tuyến vật liệu cho một ứng xử thực tế hơn đặc biệt là khi kết cấu nằm trong vùng động đất. Đối với kết cấu nằm trong vùng có động đất, yêu cầu chịu được biến dạng lớn ngoài đàn hồi là hết sức quan trọng, nói cách khác cần thiết kế kết cấu có ứng xử dẻo. Để đánh giá độ dẻo người ta thường thiết lập quan hệ mô men-độ cong (M-Φ) ở thời điểm cốt thép chảy dẻo và thời điểm biến dạng bê tông vùng nén đạt giá trị cực hạn. Xây dựng đường cong quan hệ M-Φ của cấu kiện chịu uốn cần biết mối quan hệ ứng suất-biến dạng cho cả cốt thép và bê tông.

Bài báo trình bày một cách thiết lập quan hệ M-Φ cho dầm bê tông cốt thép chịu uốn bằng cách sử dụng phương pháp chia thớ [7, 8]. Một chương trình phân tích ứng xử dầm bê tông cốt thép chịu tải trọng tĩnh có tên H2b được viết trên ngôn ngữ lập trình MATLAB. Kết quả thu được là các đường cong quan hệ M- Φ cho dầm khi sử dụng các mô hình vật liệu khác nhau sẽ được kiểm chứng với kết quả thực nghiệm trên hai dầm U1 và U2 [1].

2. Các mô hình vật liệu Bảng 1 thể hiện các biểu thức toán học của các mô hình vật liệu

được lựa chọn. Mô hình vật liệu cho bê tông là các mô hình bê tông (EN 1992-1-1: 2004 [2]), (Kent và Park (1971) [3]), (Hognestad (1951) [4] và Tsai (1988) [5]). Mô hình vật liệu thép xem xét mô hình cốt thép đàn-dẻo lý tưởng (EN1992-1-1: 2004 [2]) và mô hình kể đến giai đoạn củng cố của cốt thép (Raynor, Lehman và Stanton (2002) [6]).

Trong đó: n – số mũ; εc – Biến dạng của bê tông khi chịu nén;εco – Biến dạng của bê tông khi chịu nén tương ứng với ứng suất lớn

nhất fc’;εcu – Biến dạng bê tông vùng nén đạt trạng thái cực hạn;εc2u – Biến dạng bê tông vùng nén đạt trạng thái cực hạn 0;ε50u – biết dạng của bê tông khi chịu nén tương ứng với 50% ứng suất

lớn nhất fc’ khi bê tông vùng nén không bị kiềm chế;εs – Biến dạng của thép;εv – Biến dạng cốt thép bắt đầu trạng thái chảy;εuk – biến dạng đặc trưng của cốt thép; εud = 0.9 εuk- biến dạng thiết kế cốt thép;εsh – Biến dạng cốt thép cuối giai đoạn chảy dẻo;εu – Biến dạng cực hạn cốt thép;fc – Ứng suất bê tông tại vùng chịu nén;fc’ – Ứng suất bê tông tại vùng chịu nén có giá trị lớn nhất tương ứng

với;fs – Ứng suất của vật liệu thép; fv – Ứng suất trạng thái chảy dẻo; ft – Cường độ chiu kéo cốt thép;fvk – Cường độ chảy dẻo của đặc trưng cốt thép;fu – Ứng suất trạng thái cực hạn của thép;

45 S¬ 28 - 2017

Bảng 1. Biểu thức toán học cho các mô hình vật liệu khác nhau

Mô Hình Biểu thức toán học Đường cong Ứng suất-biến dạng

Bê tông

Tiêu chuẩn Châu Âu EN 1992-1-1: 2004 (EC) [2]

Khi biến dạng tỷ đối của bê tông vùng nén:

c co0 ≤ ε ≤ ε

n' c

c cco

f f 1 1 ε = − − ε

(1)


≤ ≤co c cuε ε ε'

c cf f= (2)

Kent & Park (1971) [3]


c co0 ≤ ε ≤ ε 2

' 2c

c cc

co co

f fε εε ε

= −

(3)


≤ ≤co c cuε ε ε

( )' 1c c c c cof f z ε ε= − − (4)

Với

50

0.5

u coZ

ε ε=

−

Hognestad (1951) [4]


c co0 ≤ ε ≤ ε

2' 2

c

c cc

co co

f fε εε ε

= −

(5)


c coε ε≥' '

' 0.85( )

0.003c c

c c c oo

f ff f ε ε

ε−

= + − ×−

(6)

Tsai (1988) [5]

Phương trình viết về mối quan hệ ứng suất – biến dạng của bê tông không bị kiềm chế nở ngang như sau:

11 1

n

mxyn xm x

n n

= + − + − −

(7)

Trong đó: '/c cy f f= c cox /= ε ε – tỷ số của biến dạng bê tông của x khi y=1

'

17.91( )c

mf Mpa

= +

(8)

' ( )1.85 1

6.68cf Mpa

n = − >

(9)



Ec – Mô đun đàn hồi tiếp tuyến bê tông;Es – Mô dun đàn hồi của thép;Z – tham số Ứng suất – Biến dạng của bê tông không bị

kiềm chế nở hông.

3. Xây dựng đường cong M-Φ bằng phương pháp chia thớ3.1. Phương pháp chia thớ

Phương pháp chia thớ mặt cắt hay mô hình dạng thớ rời rạc là phân tích mặt cắt của phần tử dầm thành nhiều thớ. Các thớ này chạy dọc phần tử và làm việc theo ứng suất dọc trục. Người ta đơn giản hóa bằng cách chia các thớ thành các hình chữ nhật và giả thiết rằng, biến dạng mỗi lớp là

phân bố đều và bằng biến dạng tại tâm của thớ. Khi biến dạng ở từng lớp bằng nhau, ứng suất của bê tông trên từng lớp đó bằng nhau. Lực tại mỗi thớ có thể xác định bằng cách nhân ứng suất với diện tích của lớp và momen là tích của hợp lực thớ với khoảng cách từ trọng tâm lớp đến trục tham chiếu. Bằng việc sử dụng phương pháp chia thớ mặt cắt, quan hệ momen - độ cong của mặt cắt có thể được xác định chính xác hơn dựa trên giả thiết về mối quan hệ ứng suất biến dạng của vật liệu mô hình chia thớ và biểu đồ phân bố biến dạng của mặt cắt. Sự thay đổi ứng suất theo chiều cao dầm theo các quy luật bậc cao cũng như khả năng nứt của bê tông khi chịu kéo lớn làm cho việc tính toán sự làm việc của mặt cắt dầm theo phương pháp giải tích tốn nhiều thời gian, nhất là cho các mặt cắt có cấu tạo phức tạp.

Cốt thép

Tiêu chuẩn EN1992-1-1: 2004 [2]

Nhánh thứ nhất là nhánh nghiêng ở trên có giới hạn biến dạng εud và ứng suất lớn nhất kfyk/γs tại εuk, trong đó k=(ft/fy)k. Nhánh thứ hai nằm ngang, không cần phải kiểm tra biến dạng giới hạn. Trong bài báo này tác giả sử dụng mô hình cốt thép có nhánh nằm ngang để tính toán (cốt thép đàn-dẻo lý tưởng).

Raynor, Lehman và Stanton (2002) [6]

Khi biến dạng tỷ đối của cốt thép: s yε ε<

s s sf E ε= (10)Khi biến dạng tỷ đối của cốt thép: y s shε ε ε≤ <

s yf f= (11)Khi biến dạng tỷ đối của cốt thép: sh y uε ε ε≤ <

( )2

2 s sh s shs y u y

u sh u sh

f f f fε ε ε εε ε ε ε

− − = + − − − −

(12)

Bảng 2. So sánh giá trị Mô men cực hạn và độ cong tương ứng

Mô hình Dầm Mu (kNm) Mu (kNm) ϕu (x10-5) ϕu (x10-5)

Thực nghiệm [1]U1 16.55 - 14.915 -U2 - 24.29 - 12.503

Thép Raynor, Lehman và Stanton_ Bê tông EN1992

U1 16.15 - 15.21 -U2 - 25.32 - 10.6

Thép Raynor, Lehman và Stanton_ Bê tông Hognestad

U1 16.21 - 15.21 -U2 - 25.41 - 10.07

Thép Raynor, Lehman và Stanton_ Bê tông Kent và Park

U1 16.14 - 14.93U2 - 25.12 - 9.15

Thép Raynor, Lehman và Stanton_ Bê tông TSAI

U1 16.3 - 14.49 -U2 - 25.15 - 8.8

Thép lý tưởng EN1992_ Bê tông EN1992

U1 15.45 - 17.65 -U2 - 29.77 - 9.49

Thép lý tưởng EN1992_ Bê tông Hognestad

U1 15.32 - 16.84 -U2 - 25.07 - 10.2

Thép lý tưởng EN1992_ Bê tông Kent và Park

U1 15.34 - 15.57 -U2 - 25.11 - 9.23

Thép lý tưởng EN1992_ Bê tông TSAIU1 15.28 - 15.09 -U2 - 24.97 - 8.87

47 S¬ 28 - 2017

Hình 1. Ứng suất và biến dạng trên tiết diện ngang dầm bê tông cốt thép tiết diện chữ nhật [7,8]

Hình 3. So sánh giá trị M-Φ lý thuyết với kết quả thực nghiệm dầm U1

Hình 4. So sánh giá trị M-Φ lý thuyết với kết quả thực nghiệm dầm U2

Hình 2. Sơ đồ khối chi tiết [7,8]



Tài liệu tham khảo1. M Srikanth, G Rajesh Kumar và S Giri, Moment curvature of

reinforced concrete beams using various confinement models and experimental validation, Asian Journal of Civil Engineering (Building and Housing), 8(3), 247-265, 2007.

2. RS Narayanan và AW Beeby, Designers’ Guide to EN 1992-1-1 and EN 1992-1-2. Eurocode 2: Design of Concrete Structures: General Rules and Rules for Buildings and Structural Fire Design, Thomas Telford London, UK, 2005.

3. Dudley Charles Kent và Robert Park, Flexural members with confined concrete, Journal of the Structural Division, 1971.

4. Eivind Hognestad, Study of combined bending and axial load in reinforced concrete members, University of Illinois at Urbana

Champaign, College of Engineering, Engineering Experiment Station, 1951.

5. Wan T Tsai, Uniaxial compressional stress-strain relation of concrete, Journal of Structural Engineering, 114(9), 2133-2136, 1988.

6. Dan J Raynor, Dawn E Lehman và John F Stanton, Bond-slip response of reinforcing bars grouted in ducts, ACI Structural Journal, 99(5), 568-576, 2002.

7. Liviu Crainic và Mihai Munteanu, Seismic Performance of Concrete Buildings: Structures and Infrastructures Book Series, 9, CRC Press, 2012.

8. T.H. Tran, A.T.Le và A.Q.Vu, A research on m- f relationships for section of reinforced concrete beam by fiber method, Asian Concrete Federation, 2015.

3.2. Thủ tục tính toánHình 2 mô tả các bước tính toán chi tiết để thiết lập mối

quan hệ M-Φ bằng phương pháp chia thớ. Biến dạng nén εc của bê tông được giả thiết trước với bước thay đổi bằng 0.0001 cho đến khi đạt giá trị cực hạn bằng 0.0035.

Về mặt định lượng, các ứng xử kết cấu được mô tả bởi một mối quan hệ giữa momen và độ cong tương ứng. Độ cứng của tiết diện dầm là độ dốc đường cong tương ứng với từng giai đoạn làm việc.

Kết hợp các quy luật về vật liệu (đường cong ứng suất và biến dạng) cho cả bê tông và cốt thép và các phương trình hình học cho phép xác định sự phân bố ứng suất trong mặt cắt ngang và nội lực (momen uốn) cho từng giai đoạn ứng xử. Đối với ứng suất nén lớn nhất của bê tông (xác định phụ thuộc mức tải trọng) khi không biết chiều cao vùng nén x có thể được xác định bằng cách cân bằng giữa nội lực và ứng suất. Sau đó các momen uốn tương ứng với các mức tải sẽ được xác định bằng cách viết phương trình cân bằng đi qua trục trung hòa.

4. So sánh kết quả lý thuyết và thực nghiệmTrong mục này sẽ trình bày quan hệ M-Φ thu được từ

phương pháp chia thớ khi sử dụng các mô hình vật liệu khác nhau và so sánh với kết quả thực nghiệm trong tài liệu [1]. Hai dầm U1 và U2 [1] với kích thước tiết diện 150mm x 200mm x 2100mm, nhịp thông thủy 1800mm, cốt đai ϕ8, khoảng cách giữa các cốt đai 125mm, chiều dày lớp bê tông bảo vệ không được cho trong [1], bài báo này chúng tôi chọn lớp bê tông bảo vệ bằng 25mm cho cả hai dầm. Thép chịu kéo

trong dầm U1 là 2ϕ12, dầm U2 là 2ϕ16. Cường độ bê tông fck=42.54Mpa, cường độ chảy dẻo thép ϕ12 và ϕ16 lấy từ kết quả thí nghiệm lần lượt là fy=400.85Mpa và fy=409.55Mpa.

Hình 3 và 4 thể hiện đường cong quan hệ M-Φ giữa kết quả thực nghiệm dầm U1, U2 và kết quả tính toán lý thuyết. Đường cong M-Φ từ tính toán lý thuyết sử dụng kết hợp bốn mô hình vật liệu bê tông và hai mô hình vật liệu thép. Bảng 2 đưa ra kết quả so sánh giá trị mô men cực hạn và độ cong tương ứng cho các trường hợp. Kết quả chỉ ra rằng các mô hình vật liệu lựa chọn tương đối phù hợp với kết quả thực nghiệm. Mô hình “Thép Raynor, Lehman và Stanton _ Bê tông Hognestad” và “Thép Raynor, Lehman và Stanton _ Bê tông EN1992” cho kết quả phù hợp nhất với kết quả thực nghiệm. Trong khi đó mô hình “Thép lý tưởng EN1992_ Bê tông Kent và Park” và “Thép lý tưởng EN1992_ Bê tông Hognestad” cho kết quả kém phù hợp nhất.

5. Kết luậnBài báo áp dụng phương pháp chia thớ để thiết lập quan

hệ M-Φ cho tiết diện dầm bê tông cốt thép. Các mô hình vật liệu bê tông và cốt thép được lựa chọn để xây dựng đường cong lý thuyết M-Φ. Các kết quả lý thuyết được kiểm chứng với kết quả thực nghiệm trên hai dầm U1, U2 [1]. Kết quả chỉ ra rằng với dầm bê tông cốt thép thông thường, khi phân tích ứng xử của dầm sau giai đoạn đàn hồi áp dụng mô hình cốt thép của Raynor, Lehman và Stanton, mô hình bê tông của Hognestad hoặc EN1992 cho kết quả sát với thực nghiệm hơn./.

49 S¬ 28 - 2017

Ảnh hưởng của tường chèn tới phản ứng của hệ kết cấu khung bê tông cốt thép chịu động đất theo quan niệm hiện đại The influence of masonry infills on the seismic response of reinforced concrete frame structures according to modern conception

Nguyễn Lê Ninh, Phan Văn Huệ

Tóm tắtTường chèn có ảnh hưởng lớn tới phản ứng của hệ kết cấu khung bê tông cốt thép (BTCT) chịu động đất. Tuy vậy trong TCVN 9386:2012, vấn

đề này vẫn chưa được đề cập tới một cách cụ thể, đặc biệt khi cho phép hệ kết cấu làm việc

sau đàn hồi. Nội dung của bài báo giới thiệu một mô hình ứng xử phi tuyến của các tường

chèn được nhóm tác giả thiết lập và ứng dụng để đánh giá phản ứng của khung BTCT khi có

xét tới tương tác với tường chèn. Kết quả phân tích tĩnh phi tuyến cho thấy, các tường chèn có khả năng làm công trình bị sụp đổ đột ngột và

làm sai lệch ý đồ của người thiết kế.Từ khóa: Tường chèn, khung bê tông cốt thép, phân

tích tĩnh phi tuyến, mô hình ứng xử phi tuyến, tương tác

AbstractThe presence of masonry infills significantly affects

to the seismic response of reinforced concrete frame structures. However, in TCVN 9386:2012,

this issue has not been specifically addressed, especially when the structures are allowed to work

beyond the elastic limit. This paper introduces a nonlinear behavior model of the masonry infills

that the authors have set up and applied to evaluate the response of reinforced concrete frames when

considering interaction with the masonry infills. The results of nonlinear static analysis show that the

masonry infills are likely to cause a sudden collapse of the structures, override the seismic design of the structures and undermine the efforts of the

designers.Keywords: masonry infills, reinforced concrete

frame, nonlinear static analysis, nonlinear behavior model, interaction

PGS.TS. Nguyễn Lê Ninh Trường Đại học Xây dựng Email: [email protected]. Phan Văn Huệ Trường Đại học Xây dựng Miền Trung Email: [email protected]

1. Đặt vấn đềCác tường chèn có ảnh hưởng lớn tới phản ứng của hệ khung bao quanh

dưới tác động động đất. Các kết quả nghiên cứu đều cho thấy, dưới tác động tải trọng ngang, các tường chèn làm gia tăng độ cứng, độ bền, khả năng phân tán năng lượng… của hệ khung chịu lực. Các kết quả nghiên cứu cũng cho phép chúng ta hiểu sâu hơn ứng xử của hệ khung chèn trong các giai đoạn chất tải khác nhau, từ đó nhiều mô hình tính toán hệ kết cấu hỗn hợp này đã được đề xuất, đặc biệt trong giai đoạn làm việc đàn hồi.

Hiện nay, quan niệm thiết kế kháng chấn các công trình xây dựng đã có nhiều thay đổi, chuyển từ việc thiết kế để bảo vệ công trình sang thiết kế để bảo vệ trực tiếp sinh mạng con người và của cải vật chất xã hội. Các công trình xây dựng được phép làm việc sau đàn hồi, miễn là không bị sụp đổ đột ngột dưới tác động động đất mạnh. Trong bối cảnh này, việc nghiên cứu ứng xử phi tuyến của tường chèn và sự tương tác giữa chúng với hệ khung bao quanh trong các giai đoạn làm việc khác nhau dưới tác động ngang là hết sức cần thiết.

Các nội dung sau đây sẽ giới thiệu một số kết quả nghiên cứu về mô hình ứng xử phi tuyến của tường chèn trong khung và ảnh hưởng của tường chèn tới phản ứng của hệ kết cấu khung BTCT chịu động đất được thiết kế theo quan niệm hiện đại.

2. Mô hình hóa ứng xử của hệ kết cấu khung bê tông cốt thép và tường chèn2.1. Mô hình hóa ứng xử hệ kết cấu khung bê tông cốt thép

Trong bài báo này tác giả sử dụng phương pháp phân tích tĩnh phi tuyến để thực hiện mục tiêu nghiên cứu. Phương pháp phân tích này cho phép đánh giá được công năng của hệ kết cấu khung trong các giai đoạn làm việc khác nhau dưới tác động của các lực quán tính do động đất gây ra cho tới khi đạt chuyển vị mục tiêu với độ tin cậy cao. Việc phân tích hệ kết cấu được thực hiện với các đặc trưng lực – biến dạng của các vật liệu và cấu kiện khung được đưa trực tiếp vào mô hình toán học. Đối với các vật liệu, ứng xử của bê tông chịu nén được biểu thị qua đồ thị parabol – chữ nhật, còn cốt thép qua đồ thị đàn hồi – biến cứng theo tiêu chuẩn Eurocode 2 [3]. Đối với các cấu kiện dầm và cột khung, ứng xử phi tuyến của chúng được mô tả theo giả thiết chảy dẻo tập trung tại các khớp dẻo uốn ở đầu mút các thanh đàn hồi. Các đặc trưng khớp dẻo được xác định qua quan hệ phi tuyến tổng quát là mômen uốn (M) – chuyển vị xoay (θ), sử dụng các đặc tính vật liệu và hàm lượng cốt thép tại các tiết diện của dầm hoặc cột tương ứng (Hình 1). Các độ cứng đàn hồi và giá trị các thông số a, b và c được dùng để mô hình hóa các cấu kiện được lấy theo ASCE 41-13 [2]. Các tiêu chí chấp nhận cho các biến dạng tương ứng với các cấp công năng mục tiêu của nhà ở trạng thái làm việc bình thường (điểm IO-Immediate Occupancy), kiểm soát hư hỏng (điểm LS-Life Safty) và ngăn ngừa sụp đổ (điểm CP-Collapse Prevention) cũng được thể hiện trong Hình 1 [2]. Các cấp công năng thường được biểu thị qua tỷ lệ phần trăm chiều cao công trình. Theo FEMA 356 (2000), tỷ lệ này cho các cấp công năng, tương ứng bằng 1%, 2% và 4% ở trạng thái IO, LS và CP [5]. 2.2. Mô hình ứng xử phi tuyến các tường chen

2.2.1. Ứng xử phi tuyến của các tường chèn Các tài liệu khoa học chuyên ngành trong gần 70 năm qua đã giới thiệu

nhiều mô hình mô phỏng ứng xử của tường chèn trong hệ kết cấu khung BTCT chịu tác động ngang trong giai đoạn đàn hồi. Khi gia tăng tải trọng ngang, phản ứng của hệ kết cấu khung - tường chèn chuyển từ tuyến tính sang phi tuyến,



do tính phi tuyến vật liệu của: pano chèn, khung BTCT và mặt tiếp xúc giữa chúng. Điều này làm cho việc phân tích kết cấu trở nên phức tạp, đòi hỏi các công cụ tính toán hiện đại. Đây là những vấn đề giải thích lý do tại sao các tiêu chuẩn thiết kế kháng chấn hiện đại, ví dụ TCVN 9386:2012, không có các quy định cụ thể về việc xét tới tương tác với các tường chèn mặc dù thừa nhận chúng có ảnh hưởng lớn tới phản ứng tổng thể của công trình, đặc biệt khi hệ kết cấu khung được phép làm việc sau giới hạn đàn hồi [13].

Trong thời gian gần đây, một số mô hình tính toán ứng xử của tường chèn dùng trong phân tích tĩnh phi tuyến đã được đề xuất, trong đó có hai mô hình đáng lưu ý là mô hình của Panagiotakos và Fardis [9] và mô hình của Bertoldi và cộng sự [17]. Các mô hình này đều xuất phát từ ý tưởng mô hình dải chéo tương đương sử dụng trong phân tích tuyến tính và quan hệ lực – chuyển vị được thiết lập trên cơ sở các kết quả nghiên cứu thực nghiệm. Vì lý do này, mức độ chính xác và tính ứng dụng của các

Hình 1. Quan hệ mômen uốn – chuyển vị xoay điển hình tại khớp dẻo của các cấu kiện khung

Hình 2. Mô hình dải chéo tương đương

Hình 3. Quan hệ lực – chuyển vị của tường chèn

mô hình được đề xuất đều bị hạn chế. Để giải quyết các vấn đề tồn tại này, một mô hình ứng xử phi tuyến của tường chèn trong khung đã được các tác giả thiết lập dựa trên cơ sở các kết quả nghiên cứu của Nguyễn Lê Ninh (1980).

Tiếp tục phát triển ý tưởng của các tác giả đi trước, mô hình được đề xuất vẫn dựa trên mô hình một dải chéo tương đương nhưng với bề rộng wm biến thiên trong quá trình chịu lực do Nguyễn Lê Ninh (1980) kiến nghị (Hình 2). Theo đó, bề rộng của dải chéo tương đương được xác định theo biểu thức sau [7],[8]:

(1 )0

m nm mw e w−= (1)

trong đó: m – hệ số phụ thuộc vào đặc tính của tường chèn (m = 2 cho tường chèn bằng gạch đất sét nung các loại; m = 3,6 cho tường chèn bằng các gạch xây bê tông chưng áp (BAC)); n = V/Vmu - tỷ số giữa lực ngang tác dụng và lực ngang gây nứt tường chèn; wm0 là bề rộng cơ sở của dải chéo tương đương ở thời điểm giả thiết tường chèn không còn đủ độ bền và độ cứng để tham gia chịu lực cùng với hệ khung bao quanh:

0m

mh l

dwh l kλ λ

=+ + (2)

trong các biểu thức trên, λh và λl là các thông số của chiều dài vùng tiếp xúc z ở cột và dầm, được xác định theo các biểu thức sau:

4 24m m m

hc c m

E t lE I h

λ = và

4 24m m m

lc b m

E t hE I l

λ = (3)

Trong đó: Em, Ec - lần lượt là mô đun đàn hồi của vật liệu tường chèn

và bê tông khung; l và h – tương ứng là chiều dài của dầm và cột tính đến trục;

lm, hm, dm và tm – tương ứng là chiều dài, chiều cao, chiều dài đường chéo và chiều dày của pa nô chèn;

Ib, Ic – tương ứng là mômen quán tính của dầm và cột; k=3,5 cho tường chèn bằng gạch đất sét nung các loại và k=20 - cho tường chèn bằng các gạch xây bê tông chưng áp (BAC).

Dạng của mô hình được đề xuất tương tự như của Panagiotakos và Fardis và của Bertoldi và cộng sự (Hình 3). Trong mô hình này, quan hệ giữa lực cắt Vm và chuyển vị ngang Δm của tường chèn gồm bốn giai đoạn, kèm theo các tiêu chí chấp nhận cho biến dạng của vật liệu tường chèn. Giai đoạn thứ nhất biểu thị ứng xử tuyến tính (đoạn AB), nằm giữa điểm A (chưa chịu tải) và điểm chảy dẻo hiệu dụng B, có độ cứng Kmy. Theo Nguyễn Lê Ninh (1980), giai đoạn này kết thúc khi n=0,6. Giai đoạn thứ hai ứng xử phi tuyến (đoạn BC), biểu thị hiện tượng tương tự cứng hóa biến dạng, với độ cứng βKmy bằng một phần nhỏ của độ dốc đàn hồi. Theo Nguyễn Lê Ninh (1980), giai đoạn này kết thúc khi n=1,0. Tại điểm C, tung độ biểu thị độ bền cực hạn của tường chèn và hoành độ biểu thị biến dạng khi độ bền bắt đầu sụt giảm nghiêm trọng (đoạn CD). Do tính phá hoại giòn của tường chèn nên tiêu chí chấp nhận của biến dạng ứng với cấp công năng LS và CP gần trùng nhau. Sau điểm D tường chèn được đặc trưng bằng độ bền dư Vmr không đổi nhằm nâng cao tính ổn định khi phân tích. Có thể bỏ qua độ bền dư của tường chèn bằng cách kéo dài đoạn thẳng CD cho tới khi độ bền dư bằng không (đường đứt nét ở Hình 3), tương ứng với chuyển vị ∆mp.

2.2.2. Xác định các thông số độ cứng ngang của tường chènDưới dạng tổng quát, độ cứng ngang của tường chèn ở các

giai đoạn làm việc khác nhau được xác định theo biểu thức sau [7]:

51 S¬ 28 - 2017

(1 )20 cos

m nm m m

mm

e w t EKd

θ−

= (4)

trong đó wm0 - bề rộng cơ sở của dải chéo tương đương xác định theo biểu thức (2), còn các thông số λh và λl được xác định theo các biểu thức (3), θ - góc nghiêng của đường chéo panô chèn so với phương ngang.

• Tại thời điểm tường chèn bị chảy dẻo, n = 0,6:0,4

20 cosm

m m mmy

m

e w t EKd

θ= (5)

• Tại thời điểm tường chèn đạt độ bền cực hạn, n = 1,0:

200,4cos mym m m

mu mm

Kw t EKd e

θ∗ = = (6)

2.2.3. Xác định các thông số độ bền của tường chènDựa trên các nghiên cứu sâu rộng trong năm thập kỷ gần

đây [1,10,12], bốn dạng phá hoại khác nhau của pano chèn: cắt trượt, kéo theo phương đường chéo, nén theo phương đường chéo và ép vỡ góc đã được nhận diện. Nhiều phương pháp đánh giá độ bền của tường chèn ở các dạng phá hoại này đã được đề xuất. Trong các dạng phá hoại trên, phá hoại cắt trượt và nén theo phương đường chéo thường xảy ra nhất. Phần sau đây sẽ giới thiệu cách xác định các độ bền của tường chèn tại các điểm đặc trưng B, C, D và E trong mô hình ứng xử ở Hình 3, theo các kết quả nghiên cứu tổng hợp đã được thực hiện về vấn đề này.

1) Độ bền cực hạn của tường chèn Vmu

Độ bền cực hạn Vmu của tường chèn là giá trị nhỏ nhất của độ bền khi phá hoại cắt trượt Vms và khi phá hoại nén theo phương đường chéo Vmc:

( )min ,mu ms mcV V V= (7)Trong vòng gần 70 năm qua đã có rất nhiều nhà nghiên

cứu đề xuất các mô hình khác nhau dùng để xác định độ bền của tường chèn khi bị phá hoại cắt trượt và nén theo phương đường chéo. Các hình 4 và 5 tổng hợp các kết quả tính toán độ bền cắt trượt và nén theo phương chéo của tường chèn được thi công bằng gạch đất sét nung mác 75 và vữa xi măng mác 75 trong khung BTCT có các kích thước hình học như Hình 7 theo các tác giả khác nhau. Các tính năng cơ lý của vật liệu tường chèn và BTCT được lấy theo các tiêu chuẩn thiết kế tương ứng của Việt Nam.

Trong Hình 4, là kết quả tính toán độ bền cắt trượt theo các tác giả: (1) Rosenblueth (1980) [16]; (2) Smith và Coull (1991) [12]; (3),(4) Paulay và Priestley (1992) [10] với μ = 0,7 và μ = 0,3; (5) FEMA 356 (2000) [5], ASCE 41-13 (2014) [2], Al-Chaar (2002) [1]; (6) Galanti, Scarpas và Vrouwenvleder (1998) [16]; (7) FEMA 306 (1998) [4]; (8) ACI 530-13 (2013) [6]; (9) Do tác giả đề xuất.

Trong Hình 5 là kết quả tính toán độ bền nén theo phương chéo của tường chèn theo các tác giả: (1) Rosenblueth (1980) [16], Paulay và Priestley (1992) [10]; (2) Smith và Coull (1991) [12]; (3) Galanti, Scarpas và Vrouwenvleder (1998) [16]; (4) FEMA 306 (1998) [4]; (5) Al-Chaar (2002) [1]; (6) Tucker (2007) [16]; (7) ASCE 41-13 (2014) [2].

Các kết quả tính toán trong các hình 4 và 5 cho thấy, độ bền của tường chèn xác định theo các tác giả khác nhau có một sự chênh lệch đáng kể. Trên cơ sở phân tích các ưu và nhược điểm của từng phương pháp cũng như các kết quả tính toán thu được trong điều kiện áp dụng thực tế ở Việt Nam hiện nay, các mô hình xác định độ bền cực hạn của tường chèn do các tác giả sau đây đề xuất đã được lựa chọn:

a) Độ bền cực hạn cắt trượt do các tác giả đề xuất dựa trên khả năng chịu cắt của khối xây không giằng theo TCVN 5573:2011 [14], cụ thể:

11 0,72bs m m

msf t lV

n tgµ θ=

− (8)Trong đó: fbs - cường độ lực dính tiếp tuyến giữa gạch và vữa; μ - hệ số ma sát theo mạch vữa khối xây; n1 = 1 đối với khối xây bằng gạch đặc, bằng 0,5 đối với

khối xây bằng gạch rỗng; lm và tm tương ứng là chiều dài và chiều dày tường chèn;θ – góc nghiêng của đường chéo panô chèn so với

phương ngang.Biểu thức (7) được thiết lập với giả thiết tường chèn

không chịu tác động lực trọng trường, áp lực nén lên mặt trượt tiềm năng chỉ do thành phần thẳng đứng của lực nén theo phương đường chéo trong panô chèn gây ra.

b) Độ bền nén cực hạn theo phương chéo do ASCE 41-13 (2014) kiến nghị [2]:

cos3m

mc mc mh

V f t θ= (9)

Hình 4. So sánh độ bền cắt trượt của tường chèn theo các tác giả khác nhau

Hình 5. So sánh độ bền nén chéo của tường chèn theo các tác giả khác nhau

Hình 6. So sánh độ bền tường chèn lúc bắt đầu chảy dẻo theo các tác giả khác nhau



Trong đó: fmc - cường độ chịu nén của khối xây; hm và tm - tương ứng là chiều cao và chiều dày tường

chèn; θ - góc nghiêng của đường chéo panô chèn so với

phương ngang.2) Độ bền của tường chèn tại thời điểm chảy dẻo Vmy

Hình 6 tổng hợp các kết quả tính toán độ bền của tường chèn tại thời điểm chảy dẻo Vmy với các thông số tương tự như ở phần trên theo đề xuất của nhiều tác giả: (1) Nguyễn Lê Ninh (1980) [7]; (2) Smith và Coull (1991) [12]; (3) Priestley và Calvi (1991) [11]; (4) Panagiotakos và Fardis (1996) [9]; (5) FEMA 306 (1998) [4]; (6) Tucker (2007) [16]. Trên cơ sở phân tích các mô hình tính toán, biểu thức do Nguyễn Lê Ninh (1980) đề xuất đã được lựa chọn do tính đơn giản của nó, cũng như cho giá trị tính toán trung bình so với các tác giả khác:

0,6my muV V= (10)3) Độ bền dư của tường chèn Vmr Độ bền dư của tường chèn Vmr nằm trong giới hạn sau

[17]:0 0,1mr myV V≤ ≤ (11)2.2.4. Xác định các thông số chuyển vị của tường chènChuyển vị của tường chèn khi đạt độ bền cực hạn:

mumu

mu

VK ∗∆ =

(12)

Chuyển vị của tường chèn lúc bắt đầu chảy dẻo:

mymy

my

VK

∆ = (13)

Chuyển vị ngang tương ứng với độ bền dư Vmr:

mr mumr mu

mr

V VK−

∆ = ∆ + (14)

3. Phân tích tĩnh phi tuyến hệ kết cấu khung bê tông cốt thép3.1. Các số liệu tính toán

Ví dụ tính toán này được thực hiện nhằm xét ảnh hưởng của tường chèn tới phản ứng phi tuyến của khung BTCT chịu động đất được thiết kế theo TCVN 9386:2012 [13]. Hệ kết cấu khung có cấp dẻo trung bình (DCM), hệ số tầm quan trọng γI =1,2, được xây dựng tại vùng có gia tốc nền agR=0,1097g, trên nền đất loại D. Sơ đồ kết cấu và các kích thước cơ bản của khung được cho ở Hình 7. Khung được thi công bằng bê tông có độ bền B25, cốt thép dọc của dầm và cột nhóm AIII, cốt thép đai nhóm AI. Trên các dầm ở nhịp ngoài cùng của khung (nhịp AB và CD) được chèn kín bằng các tường dày 200mm, thi công bằng gạch đất sét nung ép dẻo mác 75 và vữa xi măng mác 75. Các tính năng cơ lý của vật liệu khung và tường chèn được xác định theo TCVN 5574:2012 [15] và TCVN 5573:2011 [14].

Tải trọng thẳng đứng tác động lên mỗi tầng như sau: tải trọng thường xuyên g1=20 kN/m (nhịp biên), g2=10 kN/m (nhịp giữa), G1=70 kN (các nút biên), G2=90 kN (các nút

Hình 7. Sơ đồ kết cấu và cấu tạo cốt thép các cấu kiện khung

Hình 8. Quan hệ lực – chuyển vị trong mô hình dải chéo tương đương của tường chèn a) tầng 1; b) các tầng 2 đến 10

53 S¬ 28 - 2017

giữa); tải trọng tạm thời: q1=7 kN/m, q2=6 kN/m, Q1=17 kN, Q2=30 kN. 3.2. Phản ứng của khung trong trường hợp không xét tương tác với tường chen

Trong trường hợp không xét tương tác với các tường chèn trong khung, kết quả thiết kế cho cốt thép các cấu kiện khung ngang (khung trống) như trong Hình 7. Việc tính toán tĩnh phi tuyến được thực hiện theo phần mềm tính toán SAP2000, với hàm lực ngang là các chuyển vị cưỡng bức. Giả thiết biến dạng uốn kiểm soát ứng xử phi tuyến của cột và dầm, sử dụng các luật thành phần đề cập trong mục 2.1, việc phân tích được thực hiện cho tới khi khung đạt chuyển vị mục tiêu Δ=1,348 m. Hình 9a là sơ đồ các khớp dẻo uốn xuất hiện ở khung lúc sụp đổ giả thiết. Hình này cho thấy, khi không xét tới tương tác với các tường chèn, sơ đồ phá hoại khung trống là sơ đồ phá hoại dẻo dự kiến với các khớp dẻo uốn xuất hiện trước hết ở các dầm sau đó mới tới cột.

Đường liền nét trong Hình 10 là đường cong khả năng biểu thị ứng xử phi tuyến của khung trống. Đường cong này cho thấy, biến dạng tuyến tính của khung kết thúc ở bước 10 (V=466,297 kN, ∆=0,126 m). Độ cứng ngang của khung trong giai đoạn này Kbf =3700 kN/m. Giá trị lực cắt đáy lớn nhất V=726,13 kN và chuyển vị ngang tương ứng ∆=0,559 m ở bước 40. Sau thời điểm này, độ cứng ngang của khung suy giảm gần như tuyến tính. Khi kết thúc quá trình đẩy dần

ở bước 97, lực cắt đáy V=666,52 kN.3.3. Phản ứng của khung trong trường hợp có xét tới tương tác với tường chen

3.3.1. Trường hợp tất cả các tầng của khung trong các nhịp biên 1 và 3 đều có tường chèn

Trong trường hợp này để thiết lập mô hình ứng xử phi tuyến của tường chèn, các thông số liên quan tới độ cứng của các loại tường chèn (bề rộng dải chéo tương đương wm0, các độ cứng Kmy, K*mu và Kmr) được cho trong Bảng 1. Các thông số độ bền cũng như các giá trị chuyển vị của các tường chèn xác định theo các biểu thức từ (11) đến (13) được cho ở Bảng 2. Trên cơ sở giá trị các thông số đã được xác định, biểu đồ quan hệ lực – chuyển vị của các panô tường chèn được thiết lập ở Hình 8.

Kết quả phân tích tĩnh phi tuyến cho thấy, bắt đầu ở bước chất tải thứ ba cho tới bước thứ 6, lần lượt các tường chèn ở các tầng thứ nhất tới tầng 6 bị biến dạng ở các mức độ khác nhau (trạng thái LS và IO). Ở bước thứ 8 (V = 881,24 kN, ∆ = 0,113 m) các tường chèn ở ba tầng dưới cùng bị sụp đổ kéo theo sự xuất hiện chảy dẻo ở đầu mút các dầm ở nhịp giữa tầng 1 và 2, trong khi các tường chèn ở các tầng trên tiếp tục bị biến dạng dẻo ở các mức độ khác nhau (Hình 9b). Biến dạng dẻo ở chân các cột tầng một bắt đầu xuất hiện ở bước thứ 10 (V = 954,302 kN và ∆ = 0,140 m) và tiếp tục gia tăng cho tới bước 15 khi toàn bộ chân các cột tầng 1 bị chảy

Hình 9. Các sơ đồ biến dạng dẻo của khung và tường chèn a) Khung trống; b), c), d) Khung chèn tất cả các tầng; e), f) Khung không có tường chèn ở tầng 1

Hình 10. Các đường cong khả năng Hình 11. Chuyển vị ngang của hệ kết cấu



Bảng 1. Các thông số độ cứng của tường chèn

Thông số wmo (mm) wm (mm) K*mu (N/mm) Kmy (N/mm) Kmr (N/mm)Tầng 1 593 1319 17844 39712 -2780Tầng 2 - 10 575 1279 21555 47973 -3358

Bảng 2. Độ bền và chuyển vị của tường chèn ở các trạng thái giới hạn

Thông số Vms (N) Vmc (N) Vmu (N) Vmy (N) Vmr (N) Δmu Δmy Δmr Δmp

Tầng 1 239044 260132 239044 143426 11474 13,40 3,61 95,26 107,17Tầng 2 - 10 211516 224722 211516 126910 10153 9,81 2,65 69,78 78,50

dẻo. Khác với trường hợp khung trống, đầu trên của các cột ở tầng 3 bị chảy dẻo ở bước 39 (V =793,077 kN và ∆ = 0,463 m) (Hình 9c). Cho tới khi đạt chuyển vị mục tiêu ∆ = 1,345 m, các biến dạng dẻo hầu như chỉ tập trung vào các chân cột trên mặt móng và các đầu cột ở tầng 3 (Hình 9d).

Đường đứt nét trong Hình 10 là đường cong khả năng của hệ kết cấu có các tường chèn ở hai nhịp biên tại tất cả các tầng. Đường cong này có dạng hoàn toàn khác với dạng đường cong khả năng của khung trống (đường nét liền). Trong giai đoạn đầu tiên cho tới khi lực cắt đáy đạt V=881,24 kN và ∆=0,113 m ở bước thứ 8, hệ kết cấu có ứng xử gần như tuyến tính với độ cứng ngang Kif = 7800 kN/m. Sau khi lực cắt đáy đạt giá trị lớn nhất V=983,299 kN và ∆=0,189 m ở bước 15, hệ kết cấu bị sụt giảm độ cứng đột ngột và biến thiên không đều, phù hợp với trạng thái phá hoại khác nhau của các tường chèn trên chiều cao khung. Ở bước 70, khi V=715,8 kN tương ứng với ∆=0,804 m, toàn bộ khả năng chịu lực của hệ kết cấu hỗn hợp khung tường chèn gần như được chuyển sang cho các tầng ở dưới cùng. Hệ kết cấu hỗn hợp bị suy giảm độ cứng gần tuyến tính nhưng với độ dốc lớn hơn so với khung trống.

3.3.2. Trường hợp không có các tường chèn trong các nhịp biên 1 và 3 ở tầng một

Trong trường hợp này, đường cong khả năng của hệ kết cấu hỗn hợp (đường nét đứt - chấm) trong Hình 10 có một số điểm khác biệt quan trọng so với hai trường hợp trên:

• So với trường hợp chèn kín tầng một, lực cắt đáy V không bị sụt giảm đột ngột và sự suy giảm khả năng chịu lực sau đàn hồi diễn ra tương đối đều hơn. Giai đoạn làm việc đàn hồi tuyến tính kết thúc sớm hơn nhiều so với khung chèn kín và gần với khung trống hơn;

• Thời điểm chuyển giao khả năng chịu lực của hệ kết cấu khung chèn sang cho khung ở các tầng dưới (V = 718,607 kN; Δ = 0,726 m) sớm hơn khung được chèn kín.

Như vậy khi tầng 1 để trống, phản ứng của hệ kết cấu hỗn hợp trước và sau khi chuyển giao đều kém hơn nhiều so với trường hợp được chèn kín, khả năng chịu lực bị sụt giảm mạnh hơn so với hai trường hợp khung trống và khung được chèn kín. Các kết quả phân tích cho thấy, khớp dẻo uốn xuất hiện ở các chân cột tầng 1 sớm hơn nhiều (từ bước 8 đến 10) so với khung chèn kín (Hình 9e). Khi đạt chuyển vị mục tiêu Δ = 1,346m (bước 107) lực cắt đáy ở khung chèn khi tầng một để trống V = 523,808 kN nhỏ thua so với trường

hợp khung trống gần 1,3 lần. Lúc này, toàn bộ các chân cột trên mặt móng và các đầu cột ở tầng 3 đều bị chảy dẻo tương tự như khung chèn kín nhưng ở thời điểm sớm hơn (Hình 9f).

Hình 11a và b cho thấy có sự khác nhau rất lớn giữa chuyển vị ngang của hệ kết cấu trong ba trường hợp ở các giai đoạn: giai đoạn tuyến tính khi V = 415,243 kN (Hình 11a) và giai đoạn sau đàn hồi khi V = 689,049 kN (Hình 11b). Trong giai đoạn làm việc sau đàn hồi, biến dạng của hệ kết cấu khung – tường chèn hầu như chỉ tập trung ở các cột tầng dưới cùng, trong khi các tầng trên hầu như không bị biến dạng tiếp tục. Nguy cơ sụp đổ đột ngột các tầng dưới cùng (phá hoại tầng mềm) rất lớn, đặc biệt trong trường hợp ở tầng 1 không có tường chèn (Hình 11b).

4. Kết luận và kiến nghịCác kết quả phân tích tĩnh phi tuyến cho thấy, các tường

chèn trong khung đã làm thay đổi cơ bản phản ứng của hệ kết cấu khung được thiết kế theo tiêu chuẩn TCVN 9386:2012:

- Sơ đồ phá hoại khung chuyển từ sơ đồ phá hoại dẻo (phá hoại dầm) sang sơ đồ phá hoại giòn (phá hoại cột).

- Dạng các đường cong khả năng trong các trường hợp xét và không xét tới sự tương tác với tường chèn rất khác nhau. Ở trường hợp có xét tương tác với tường chèn, sau khi lực cắt đáy đạt giá trị đỉnh, hệ kết cấu khung – tường chèn bị sụt giảm độ bền và độ cứng đột ngột do sự phá hoại giòn của các panô chèn ở các tầng dưới. Sau giai đoạn này, toàn bộ biến dạng của hệ kết cấu hỗn hợp hầu như tập trung hết về các cột ở các tầng dưới.

- Các panô chèn ở các tầng dưới cùng bị phá hoại sớm nhất trong khi ở các tầng trên gần như không chịu các biến dạng lớn. Phản ứng của khung lúc này không còn giống như của khung trống. Cơ cấu phá hoại tầng mềm xuất hiện, đặc biệt trong trường hợp không có tường chèn ở tầng dưới cùng sự sụp đổ của hệ kết cấu hỗn hợp xảy ra sớm hơn và nguy hiểm hơn so với trường hợp được chèn kín.

Như vậy, sự có mặt của các tường chèn trong khung được thiết kế theo TCVN 9386:2012, đã làm thay đổi hoàn toàn ý đồ của người thiết kế. Đây là một tình huống hết sức nguy hiểm đối với các công trình được thiết kế để chịu động đất hiện nay. Do đó, để bảo đảm an toàn cho các công trình khung BTCT, việc xem xét, điều chỉnh lại một số nội dung thiết kế hệ kết cấu khung theo khả năng quy định trong TCVN 9386:2012 là hết sức cần thiết./.

55 S¬ 28 - 2017

Tài liệu tham khảo1. Al-Chaar, G., Evaluating strength and stiffness of unreinforced

masonry infill structures, Technical Report ERDC/CERL TR-02–1, U.S. Army Corps of Engineers, 2002.

2. American Society of Civil Engineers, ASCE/SEI 41-13: Seismic evaluation and retrofit of existing buildings, Virginia, USA, 2014.

3. European Commission for Standardization, EN 1992-1-1:2004: Eurocode 2: Design of concrete structures - Part 1-1: General rules and rules for buildings, Brussels, 2004.

4. Federal Emergency Management Agency, FEMA 306: Evaluation of earthquake damaged concrete and masonry wall buildings - Basic procedures manual, Washington, D.C., USA, 1998.

5. Federal Emergency Management Agency, FEMA 356 (ASCE 2000): Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings, Washington, D.C., USA, 2000.

6. Masonry Standards Joint Committee: Building Code Requirements for Masonry Structures (TMS 402-13 / ACI 530-13 / ASCE 5-13) and Specification for Masonry Structures (TMS 602-13 / ACI 530.1-13 / ASCE 6-13), 2013.

7. Nguyen Le Ninh, Calcul si proiectarea constructiilor multietajate din cadre de beton armat cu zidărie de umplutură la sarcini orizontale, Teză de doctorat, Institutul de constructie din Bucuresti, România, 1980.

8. Nguyễn Lê Ninh, Động đất và thiết kế công trình chịu động đất, Nhà Xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2007.

9. Panagiotakos, T.B., Fardis, M.N., “Seismic response of infilled RC frame structures”, Proceedings of the eleventh world conference on earthquake engineering, Mexico, paper no. 225, 1996.

10. Paulay, T., Priestley, M.J.N., Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings, A Wiley Interscience Publication, John Wiley & Sons, New York, 1992.

11. Priestley, M.J.N., Calvi, G.M., “Towards a capacity – design assessment procedure for reinforced concrete frames”, Earthquake Spectra, vol. 7 (3), pp. 413-437, 1991.

12. Smith, B.S., Coull, A., Tall building structures: Analysis and design, A Wiley Interscience Publication, John Wiley and Sons Inc., New York, 1991.

13. Bộ Khoa học và Công nghệ, TCVN 9386:2012: Thiết kế công trình chịu động đất.

14. Bộ Khoa học và Công nghệ, TCVN 5573:2011: Kết cấu gạch đá và gạch đá cốt thép – Tiêu chuẩn thiết kế.

15. Bộ Khoa học và Công nghệ, TCVN 5474:2012: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép - Tiêu chuẩn thiết kế.

16. Tucker, C.J., Predicting the in-plane capacity of masonry infilled frames, PhD Thesis, Faculty of the Graduate School, Tennessee Technological University, USA, 2007.

17. Uva, G., Raffaele, D., Porco, F., Fiore, A., “On the role of equivalent strut models in the seismic assessement of infilled RC buildings”, Engineering Structures, 42, pp. 83-94, 2012.

Phân tích một số tham số ảnh hưởng...(tiếp theo trang 43)

Tài liệu tham khảo1. Ockleston AJ. Load tests on a 3-storey reinforced concrete

building in Johannesburg. The Structural Engineer 33 (1955), No. 10, 304–322.

2. Wood RH. Plastic and elastic design of slabs and plates, with particular reference to reinforced concrete floor slabs. London: Thames and Hudson, 1961.

3. Taylor R. A note on a possible basis for a new method of ultimate load design of reinforced concrete slabs. Magazine of Concrete Research, 1965, Vol. 17, No. 53, 183–186.

4. Kemp KO. Yield of a square reinforced concrete slab on simple supports allowing for membrane forces. Structure Engineer 1967; 45(7):235–40.

5. Sawczuk A, Winnicki L. Plastic behaviour of simply supported

reinforced concrete plates at moderately large deflections. Int. J. Solids Structures, 1965, Vol. 1, p.97-111.

6. Hayes B. Allowing for membrane action in the plastic analysis of rectangular reinforced concrete slabs. Magazine of Concrete Research, 1968, Vol. 20, No. 65, 205–212.

7. Bailey CG, Lennon T, Moore DB. The behaviour of full-scale steel-framed buildings subjected to compartment fires. The Structural Engineer, 1999, Vol. 77, No. 8, 15–21.

8. Taylor R, Maher DRH, Hayes B. Effect of the arrangement of reinforcement on the behaviour of reinforced concrete slabs. Magazine of Concrete Research, 1966, Vol. 18, No. 55, 85–94.

9. Bailey CG. Design of steel structures with composite slabs at the fire limit state. BRE Final Report to the Department of the Environment, Transport and Regions, Building Research Establishment, Garston, UK, 2000.

- Nếu kết cấu sàn có dạng hình vuông (tỉ số hình dạng a=1) thì hệ số e không bị ảnh hưởng bởi khoảng cách cốt thép, chỉ phụ thuộc vào đường kính cốt thép và chiều dày sàn.

- Nếu kết cấu sàn có dạng hình chữ nhật (tỉ số hình dạng 1<a<2) thì hệ số e tăng lên khi tăng khoảng cách cốt thép và

đường kính cốt thép, và giảm đi khi tăng chiều dày sàn.- Đối với các loại đường kính cốt thép, khoảng cách cốt

thép và chiều dày sàn được lựa chọn trong nghiên cứu này, thì với tỉ số hình dạng a=1,55 – 1,65 tính hiệu quả của hiệu ứng màng được thể hiện rõ ràng nhất./.



Nghiên cứu thực nghiệm sự phá hoại và biến dạng các nút khung bê tông cốt thép chịu động đất Experimental study the failure and deformation of beam-column joint under earthquake load

Nguyễn Lê Ninh, Võ Mạnh Tùng

Tóm tắtCác nút khung có vai trò hết sức quan

trọng, ảnh hưởng tới phản ứng của các khung bê tông cốt thép chịu động

đất. Ứng xử của chúng chịu ảnh hưởng qua lại của cách thức phá hoại các đầu mút dầm, cột và sự tương tác phức tạp

giữa các cơ cấu cắt, bám dính và bó xảy ra trong một vùng có diện tích rất

hạn chế. Để làm sáng tỏ cơ cấu chịu lực và biến dạng của các nút khung BTCT được thiết kế kháng chấn đang và sẽ

tồn tại ở Việt Nam, các nghiên cứu thí nghiệm trên các mẫu tỷ lệ 1:1 đã được thực hiện. Nội dung bài này giới thiệu các kết quả nghiên cứu về sự phá hoại và biến dạng các nút khung, cũng như các nguyên nhân gây ra các trạng thái

phản ứng này.Từ khóa: nút khung, thí nghiệm, động đất,

bê tông

AbstractBeam-column joints play an important role, affecting the earthquake response

of reinforced concrete (RC) frames. Their behavior is influenced by the way in which they damage the beams, columns and the

complex interaction between the shear, bonding and confined mechanisms in a

limited zone. To clarify the force-bearing and deformation of the joint that are being

designed under earthquake loading and will be available in Vietnam, experimental

studies on 1:1 scale samples. This paper introduces the results of research on the

failure and deformation of the joints, as well as the causes of these behaviors.Keywords: beam-column joint,

experimental, earthquake, concrete

PGS.TS. Nguyễn Lê Ninh Trường Đại học Xây dựng Email: [email protected]. Võ Mạnh Tùng Trường Đại học Xây dựng Email: [email protected]

1. Phần mở đầuCác nút khung có vai trò hết sức quan trọng, ảnh hưởng tới khả năng chịu lực và

biến dạng của các khung bê tông cốt thép (BTCT) chịu động đất. Rất nhiều trường hợp phá hoại nút khung dẫn tới sự sụp đổ của cả hệ kết cấu đã được ghi nhận trong thực tế [2][3][4]. Trong vài thập niên gần đây, ứng xử của các nút khung BTCT dưới tác động động đất đã được các nhà nghiên cứu quan tâm nghiên cứu, nhưng một sự hiểu biết chung về vấn đề này vẫn chưa thật đầy đủ và đạt được sự đồng thuận giữa các nhà khoa học [8][9][10][11]. Theo quan điểm thiết kế kháng chấn hiện đại được cụ thể hóa trong TCVN 9386:2012, vai trò của nút khung trong nguyên tắc thiết kế cơ bản “cột khỏe – dầm yếu” vẫn chưa được diễn đạt một cách rõ ràng và chủ yếu đảm bảo mục tiêu độ bền cho chúng.

Trong bối cảnh đó, việc nghiên cứu thực nghiệm và lý thuyết về độ bền và độ dẻo các nút khung ở các khung BTCT chịu động đất là hết sức cần thiết. Các kết quả nghiên cứu thực nghiệm sẽ làm sáng tỏ các dạng phá hoại cũng như quá trình phá hoại các nút khung được thiết kế để chịu động đất ở Việt Nam hiện nay và trước đây; đánh giá được độ bền, độ dẻo, độ cứng, khả năng phân tán năng lượng của chúng cũng như một số yếu tố ảnh hưởng quyết định tới các đặc tính này.

Các phần sau đây sẽ giới thiệu tới một số kết quả nghiên cứu thực nghiệm về sự phá hoại và biến dạng của các nút khung BTCT chịu động đất được thực hiện tại Phòng thí nghiệm Nghiên cứu động đất – Viện Khoa học Công nghệ Xây Dựng (IBST) – Bộ Xây Dựng.

2. Thiết kế các mẫu thí nghiệmĐể đánh giá được khả năng biến dạng, khả năng chịu lực, khả năng phân tán năng

lượng và độ dẻo của các nút khung BTCT liền khối được thiết kế để chịu động đất đang tồn tại hiện nay ở Việt Nam, các mẫu thí nghiệm với tỷ lệ 1:1 được trích xuất từ một khung phẳng của một nhà khung cao 3 tầng được thiết kế theo 3 phương án khác nhau sau:

- Mẫu NK1: theo TCVN 9386:2012- Mẫu NK2: lực tác động xác định theo TCVN 9386:2012, nhưng tính toán và cấu

tạo cốt thép theo TCVN 5574:2012 - Mẫu NK3: theo SP 14.13330.2014 của Liên Bang NgaKích thước cơ bản và cấu tạo chi tiết các mẫu thí nghiệm được cho ở hình 1. Tổng

hợp cấu tạo các mẫu thí nghiệm được cho ở bảng 1. Tính năng cơ lý của vật liệu chế tạo các mẫu thí nghiệm được cho ở bảng 2 và 3. Mẫu thí nghiệm đã được chế tạo tại Phòng Thí nghiệm và Kiểm định Công trình – Trường Đại học Xây dựng.

3. Quy trình chất tải và số liệu đoTrên cơ sở sơ đồ biến dạng của khung dùng để trích xuất các mẫu thí nghiệm dưới

tác động tải trọng ngang, các mẫu thí nghiệm được dựng lắp và chất tải như trong hình 2 nhằm mô phỏng lại biến dạng xảy ra trong thực tế. Mẫu thí nghiệm được liên kết khớp cố định tại đầu cột dưới và khớp di động tại hai đầu dầm. Đầu trên của cột tự do, chịu tác động đồng thời của lực ngang đổi chiều theo chu kỳ và lực thẳng đứng không đổi bằng 300 kN được tạo ra qua một kích thủy lực thông tâm.

Lịch sử quá trình chất tải ngang được cho ở hình 3, gồm hai giai đoạn: giai đoạn kiểm soát lực và giai đoạn kiểm soát chuyển vị. Ở giai đoạn kiểm soát lực, hai chu kỳ đầu 1 và 2 mẫu thí nghiệm chịu tác độnglực ngang V=0.75Vi=0.75 x 59.23=45 kN, trong đó Vi là độ bền lý tưởng của mẫu thí nghiệm dưới tác động ngang và đứng được xác định từ các kích thước và đặc tính cơ lý của mẫu thí nghiệm. Mục đích củacác chu kỳ chất tải này nhằm xác định chuyển vị chảydẻo ∆y và độ cứng thực tế Kt.nghiệm của các mẫu thí nghiệm.Ở giai đoạn kiểm soát chuyển vị, mẫu thí nghiệm chịu một sự gia tăng dần chuyển vị cưỡng bức Δ tương ứng với độ dẻo chuyển vị ngang µ∆=∆/∆y,t.nghiem bắt đầu từ µ∆=1.5 (chu kỳ 3 và 4), tiếp đó là µ∆=2, 3, 4...; giữa các cặp chu kỳ giống nhau là

57 S¬ 28 - 2017

một chu kỳ trung gian ký hiệu 7, 10, 13... chịu một chuyển vị cưỡng bức ứng với độ dẻo µ∆=0.75 nhằm để cho các mẫu thí nghiệm và các thiết bị thí nghiệm ổnđịnh trở lại sau các chu kỳ không đàn hồi lớn xảy ra trước đó (hình 3).Việc thực hiện thí nghiệm được tiếp tục sau khi mẫu thí nghiệm mất 20% khả năng chịu tải nhằm xác định khả năng biến dạng dẻo tối đa của mẫu thử và nhận diện các nguyên nhân gây ra phá hoại hoặc mất khả năng chịu lực của mẫu thí nghiệm.

Để đạt được mục tiêu thí nghiệm dự kiến, các số liệu sau đã được thu thập trong quá trình thí nghiệm ở mỗi cấp tăng và dỡ tải trong mỗi chiều âm và dương của tải trọng:lực tác

động ngang chuyển vị ngang ở đầu mút cột; biến dạng cắt của nút khung, biến dạng cắt và uốn của dầm và cột,biến dạng của cốt thép tại các vùng tới hạn của dầm, cột và trong nút khung... Sơ đồ bố trí các đầu đo LVDT (Linear Variable Differential Transformers) được thể hiện ở các hình 4 và 5a,b, còn sơ đồ vị trí các phiến đo biến dạng (electrical strain gauges) có độ giãn dài cao ở hình 5c và d.

4. Sự phá hoại và nguyên nhân của các mẫu thí nghiệm4.1. Sự phá hoại các mẫu thí nghiệm

4.1.1. Mẫu thí nghiệm NK1

Bảng 1. Cấu tạo các mẫu thí nghiệm

Mẫu thí nghiệm NK1 NK2 NK3Cốt thép dọc của dầm As=A’s (nhóm AII) 3Φ16 3Φ16 3Φ16Hàm lượng cốt thép dầm ρd 0.52% 0.52% 0.52%Cốt thép dọc của cột(nhóm AII) 8Φ16 4Φ16 4Ф18Hàm lượng cốt thép cột ρc 1.48% 0.74% 0.94%Cốt đai dầm ρđd (nhóm AI) Φ6a125; a240 Φ6a140; a270 Φ6a140; a270Hàm lượng cốt đai dầm 0.18%; 0.09% 0.16%; 0.08% 0.16%; 0.08%Cốt đai cột ρđc (nhóm AI) Φ6a75,a177; Φ6a100,a187 Φ6a160; a240 Φ6a160, a240-Hàm lượng cốt đai cột 0.37%;0.16%; 0.28%;0.15% 0.1%; 0.07% 0.1%; 0.07%Cốt đai nút khung ρđn 6Φ6a75(D1); 6Φ6a75(D2) 3Φ6a160 3Φ6a160Hàm lượng cốt đai nút khung 0.37% 0.1% 0.1%

Bảng 2. Các đặc trưng cơ lý của bê tông và cốt thép

Bê tông Cốt thépMẫu thí nghiệm NK1 NK2 NK3 Ф18 Ф16 Ф6

fc lúc 28 ngày (MPa) 30 29 31 fy (MPa) 310 320 235Tuổi lúc thí nghiệm (ngày) 83 90 80 fu (MPa) 480 510 400fc lúc thí nghiệm (MPa) 31.5 32 31.7 Es(MPa) 2.1x105

εc 0.0025 0.0025 0.0025Ec (MPa) 30000 30000 30000

- Mẫu NK1: theo TCVN 9386:2012

- Mẫu NK2: lực tác động xác định theo TCVN 9386:2012, nhưng tính toán và cấu tạo cốt thép theo TCVN 5574:2012

- Mẫu NK3: theo SP 14.13330.2014 của Liên Bang Nga

Hình 1. Cấu tạo các mẫu thí nghiệm

(c) mẫu NK2

(b) mẫu NK3 (a) mẫu NK1



Mẫu thí nghiệm NK1 được thiết kế theo TCVN 9386:2012, dựa trên sơ đồ phá hoại dẻo của khung: các khớp dẻo xuất hiện trước hết ở dầm, phá hoại cắt xẩy ra sau phá hoại uốn và nút khung là bộ phận bị phá hoại cuối cùng. Với nguyên tắc thiết kế này, tỷ số giữa mômen chảy dẻo lý thuyết của cột và dầm ở mẫu NK1: Myi,c/Myi,d=1.29.Hình 6 là hình ảnh các khe nứt ở cuối chu kỳ 19 lúc kết thúc thí nghiệm.

Hình ảnh các khe nứt cho thấy: • Các dầm hai bên mặt cột bị phá hoại uốn với các khe

nứt thẳng góc hoặc gần thẳng góc với trục dầm, phân bố tương đối đều trên một đoạn chiều dài gần bằng 2hd (hd - chiều cao tiết diện dầm). Khi tác động đổi chiều, các khe nứt nối với nhau tạo nên các khe nứt thẳng góc chạy suốt chiều cao dầm.

• Các vùng cột trên và dưới nút khung, cũng xuất hiện các khe nứt uốn vuông góc với trục cột ở khoảng cách gần bằng nhau ở hai bên mặt cột do tác động đổi chiều. So với dầm, các khe nứt này có số lượng ít hơn, với bề rộng không lớn, nằm rải rác trên một đoạn chiều dài cột bằng 1.5hc (hc - chiều cao tiết diện cột).

• Vùng nút khung có một mạng lưới các khe nứt xiên chạy song song với phương đường chéo của panô nút ở

khoảng cách gần bằng nhau. Dưới tác động đổi chiều, các khe nứt này giao nhau phân chia mặt nút khung thành các ô hình quả trám.

4.1.2. Mẫu thí nghiệm NK2Mẫu thí nghiệm NK2 được thiết kế và cấu tạotheo TCVN

5574: 2012.Tỷ số Myi,c/Myi,d=1.02. Cốt đai vùng nút khung tương tự như cốt đai đầu mút cột liền kề, với hàm lượng cốt thép đai trong vùng nút khung ρwn=0.1%.Trong điều kiện này, nguy cơ xẩy ra phá hoại (uốn và cắt), giữa dầm, cột và nút khung là hoàn toàn giống nhau.Hình 7 là hình ảnh các khe nứt ở chu kỳ 17 lúc kết thúc thí nghiệm.Các hình này cho thấy sự phá hoại ở vùng nút khung và xung quanh nút khung của mẫu NK2 hoàn toàn khác với mẫu NK1, với các đặc điểm cơ bản sau:

• So với mẫu NK1, các khe nứt uốn ở các dầm hai bên nút khung xuất hiện ít hơn, trên một đoạn chiều dài nhỏ hơn (gần bằng 1.5hd) và phần lớn không kéo dài để nối với các khe nứt ở mặt đối diện. Bên cạnh đó xuất hiện nhiều khe nứt xiên ở cả trên và dưới dầm.

• Các khe nứt uốn ở cột trên và dưới nút xuất hiện rất ít và rất nhỏ, chiều dài không lớn và hầu như không mở rộng trong quá trình gia tải.

Hình 2. Sơ đồ dựng lắp và chất tải các mẫu thí nghiệm

Hình 3. Lịch sử quá trình chất tảiHình 4. Sơ đồ bố trí LVDT để đo biến dạng cắt của nút khung và của dầm

a)b)c) Mẫu NK1 d) Mẫu NK2,3

Hình 5. Vị trí LVDT đo chuyển vị xoay dầm, cột vàphiến đo biến dạng cốt thép

59 S¬ 28 - 2017

• Ở bốn góc của panô nút có nhiều khe nứt vuông góc và song song với phương đường chéo. Các khe nứt này giao nhau thành các ô dạng hình thoi, tập trung chủ yếu ở hai cạnh nút khung kế cận đầu mút dầm và không lan sâu vào vùng giữa nút. Do đó, một vùng rộng lớn hình quả trám nằm giữa nút hầu như còn nguyên vẹn, trong khi ở vùng mép của nút lại bị bóc tách rất mạnh thành hai dải bê thông thẳng đứng dọc theo cốt thép cột, chạy hết toàn bộ chiều cao nút và lan một phần sang cột.

4.1.3. Mẫu thí nghiệm NK3Mẫu thí nghiệm NK3 được thiết kế và cấu tạo hoàn toàn theo tiêu

chuẩn thiết kế kháng chấn của Nga SP14.13330-2014 [5].Tỷ số: Myi,c/Myi,d=1.12. Hình 8 là hình ảnh các khe nứt khi kết thúc thí nghiệm ở chu kỳ14.Sơ đồ các khe nứt ở cả hai mẫu NK3 và NK2 nhìn chung tương đối giống nhau, với một số điểm khác biệtsau đây:

• Trong vùng nút khung của mẫu NK3, các khe nứt xiên ở cả hai phương lan sâu vào vùng lõi nút hơn nên diện tích vùng lõi nút có dạng hình quả trám không bị biến dạng nhỏ hơn mẫu NK2. Tuy các khe nứt xiên ở hai bên nút tập trung nhiều ở vùng kết cận đầu mút dầm như ở mẫu NK2, nhưng mẫu NK3 không bị chẻ dọc hai bên nút khung như mẫu NK2.

• Các khe nứt uốn ở dầm và cột quanh nút khung xuất hiện nhiều hơn và mở rộng hơn so với mẫu NK2. Ở hai đầu dầm, nhiều khe nứt xiên xuất hiện ở mặt trên và dưới dầm như ở mẫu NK2.4.2. Nguyên nhân phá hoại các mẫu thí nghiệm

Vùng nút khung chịu hai loại tác động được kết hợp lại dưới một tên chung gọi là lực cắt nút:

• Nén uốn bê tông do các dầm và cột gây ra tại các góc đối diện của nút (hình 9b);

• Dòng lực cắt chạy dọc theo chu vi nút khung do các thanh cốt thép dọc dầm và cột gây ra thông qua các lực bám dính (hình 9c).

Do đó,cơ cấu chịu lực của nút khung bao gồm dải chéo bê tông chịu nén bị giới hạn bởi các trục trung hòa ở các tiết diện đầu mút các dầm và cột (hình 9d)và cơ cấu dàn được tạo thành từ các cốt đai ngang, các thanh cốt thép trung gian của cột và các dải bê tông bị nén nằm giữa các khe nứt xiên (hình 9e).

Như vậy, sự phá hoại nút khung có thể xảy ra do một hoặc nhiều “cơ cấu phụ” ở các hình 9d, e và f mất khả năng chịu lực. Hệ quả là có ba nguồn gây ra phá hoại nút khác nhau: phá hoại dải chéo bị nén,phá hoại do mất khả năng bám dính của cốt thép dọc theo các cạnh biên của nút và phá hoại do không có khả năng phát triển cơ cấu dàn có thể chịu kéo theo phương chéo do các thanh cốt thép dọc đi qua vùng lõi nút bị chảy dẻo quá sớm.

Sự phá hoại các nút khung mẫu NK2 và NK3 chưa được ghi nhận trong các tài liệu chuyên ngành, là sự kết hợp của ba nguồn phá hoại trên. Trên cơ sở các cơ cấu truyền lực và chịu lực trong vùng nút khung đã được đề cấp tới ở trên, nguyên nhân phá hoại các nút khung như sau:

a) Sự huy động cơ cấu dàn vào chịu lực cắt nút phụ thuộc vào lực bám dính của cốt thép trong vùng nút khung. Để ngăn phá hoại sớm lực bám dính dưới tác động đổi chiều, bó bê tông vùng lõi nút là một biện pháp vô cùng quan trọng. Hiệu ứng bó bê tông vùng lõi nút được tạo ra qua các cốt đai và cốt thép cột trung gian. Mẫu NK1 có hiệu ứng bó bê tông lớn hơn nhiều so với hai mẫu còn lại. Điều này được chứng minh qua phân tích các số liệu về chuyển vị xoay các tiết diện dầm, cột và biến dạng chảy dẻo cốt thép của ba mẫu thí nghiệm.

Mối quan hệ lực cắt tầng V – chuyển vị ngang ∆ của các mẫu thí nghiệm được thể hiện trong các hình 10a,b và c cho thấy các vòng trễ của cả 3 mẫu thí nghiệm theo hai chiều chất tải có dạng gần đối xứng. Tất cả các đường cong trễ đều thể hiện một sự bó hẹp với các mức độ khác nhau ở các mẫu thí nghiệm. Mẫu NK1 có sự bó hẹp nhỏ và ngắn nhất, còn mẫu NK3 bị bó hẹp nhiều nhất. Vùng bó hẹp này bắt đầu xuất hiện khi độ dẻo µΔ=2 ở mẫu NK1, còn ở các mẫu NK2 và NK3 xuất hiện sớm hơn ở đội dẻo chuyển vị µΔ=1.5. Nguyên nhân của sự bó hẹp các

Hình 6. Hình ảnh mẫu NK1 lúc kết thúc thí nghiệm - Chu kỳ 19

Hình 7. Hình ảnh mẫu NK2 khi kết thúc thí nghiệm - Chu kỳ 17

Hình 8. Hình ảnh mẫu NK3 khi kết thúc thí nghiệm - Chu kỳ 14

Hình 9. Các tác động lên nút khung trong và cơ cấu chịu lực tương ứng



vòng trễ là do trượt và chảy dẻo cốt thép dọc trong dầm. Điều này cho thấy cốt thép dọc của dầm ở các mẫu NK2 và NK3 bị mất lực bám dính sớm hơn và bị chuyển vị trượt lớn hơn.

(i) Biến dạng của các dầm quanh nút khung. Các hình 11a, b và c biểu diễn mối quan hệ giữa mômen

uốn của dầm tại mặt cột và chuyển vị xoay tiết diện dầm ở khoảng cách 50 mm kể từ mặt cột bên phải. Các biểu đồ này cho thấy, ở các chu kỳ chất tải cuối cùng trước khi kết thúc thí nghiệm, chuyển vị xoay θb của dầm thuộc mẫu NK1 có một sự gia tăng rất lớn (hình 11a). Nguyên nhân là hiệu ứng bó bê tông đã làm cho cốt thép dọc dầm đi qua vùng nút khung của mẫu NK1 bị bó chặt, không mất lực bám dính và trượt nên đã có thể phát triển biến dạng chảy một cách đầy đủ, trong khi đó ở các mẫu NK2 và NK3 cốt thép dọc không thể phát triển biến dạng chảy đầy đủ do bị mất lực bám dính sớm và bị trượt. Các phiến đo biến dạng gắn trên cốt thép dầm cũng cho thấy, ở mẫu NK1 cốt thép dọc dầm bắt đầu chảy dẻo ở chu kỳ 3 tại các vị trí gần mặt cột, riêng tại vị trí ngang trục cột không bị chảy hoặc bị chảy muộn hơn ở chu kỳ 9 (chiều âm), 11 (chiều dương), trong khi ở các mẫu NK2 và NK3 cốt thép dọc dầm bắt đầu chảy dẻo ở chu kỳ 3 tại các vị trí gần mặt cột, nhưng tại vị trí ngang trục cột bị chảy dẻo khá sớm ở chu kỳ 3 và 6 (NK2) và ở chu kỳ 5 và 3 (NK3).

(ii) Biến dạng của các cột quanh nút khung.Các phiến đo biến dạng gắn trên cốt thép cột cho thấy:

cốt thép ở mặt phải cột mẫu NK1 bắt đầu chảy dẻo ở chu kỳ 8, riêng tại vị trí ngang trục dầm ở chu kỳ 12, còn ở mẫu NK2 và NK3 bắt đầu chảy dẻo khá sớm ở chu kỳ 5, riêng tại vị trí ngang trục dầm không bị chảy dẻo. Điều này chứng tỏ rằng cốt thép cột mẫu NK1 đã phát triển được biến dạng dẻo khá tốt, trong khi ở các mẫu NK2 và NK3 chỉ phát triển được biến dạng dẻo ở vị trí chân cột, ngang mép trên và dưới dầm.

Ứng xử này của cốt thép cột trong vùng nút khung đã được phản ánh lại ở hình dạng các đường cong trong hình 12. Ở mẫu NK1, chuyển vị xoay θc của cột nhỏ và ổn định gần như tuyến tính cho tới khi cốt thép cột tại vị trí ngang cốt thép dọc dầm bắt đầu bị chảy dẻo ở cấp dẻo μΔ=3 (chu kỳ 8). Sau đó, chuyển vị xoay θc gia tăng phi tuyến nhưng nhỏ hơn nhiều hai mẫu còn lại. Đối với các mẫu NK2 và NK3, cho tới khi cốt thép cột tại vị trí ngang cốt thép dầm bị chảy dẻo ở cấp dẻo μΔ=2 (chu kỳ 5), chuyển vị xoay θc của cột có độ lớn tương tự như ở mẫu NK1,sau đó gia tăng phi tuyến. Như vậy, các cốt thép cột ở mẫu NK2 và NK3 không thể phát triển được biến dạng dẻo một cách đầy đủ như ở mẫu NK1. Điều này cho thấy, chuyển vị xoay của các cột ở các mẫu NK2 và NK3 không phải là một chuyển vị xoay dẻo hoàn toàn như ở

Hình 12. Quan hệ CV xoay tại tiết diện cột cách mặt trên dầm 100 mmvà độ dẻo µ∆ Hình 13. Bố trí LVDT đo biến dạng cắt

a) Mẫu NK1

a) Mẫu NK1

b) Mẫu NK2

b) Mẫu NK2

c) Mẫu NK3

c) Mẫu NK3

Hình 10. Quan hệ lực cắt tầng V – chuyển vị ngang ∆

Hình 11. Quan hệ mômen uốn – chuyển vị xoay θ của dầm tại tiết diện cách mặt cột phải 50mm

61 S¬ 28 - 2017

mẫu NK1 mà là một dạng tổng hợp gồm chảy dẻo cốt thép, biến dạng kéo - nén bê tông và dãn dài cốt thép tương tự như trường hợp biến dạng dầm.

Như vậy có thể thấy rằng nút khung của mẫu NK1 có khả năng khởi động được cơ cấu dàn trong khi các nút khung mẫu NK2 và NK3 không có khả năng này. Các khe nứt xiên do kéo trong vùng nút khung của hai mẫu NK2 và NK3 không thể hình thành, thay vào đó chúng vẫn tiếp tục bị nén ở các góc do chuyển vị xoay ở đầu các mút dầm và cột gây ra (hình 7và hình 8).

b) Khi gia tăng các chu kỳ chất tải không đàn hồi,vai trò của dải nén chéo (hình 9d) bị suy giảmvà làm tăng sự góp phần của cơ cấu dàn (hình 9e) vào việc truyền lực cắt nút ngang. Cho tới chu kỳ 4, hình ảnh khe nứt của cả ba mẫu thí nghiệm rất giống nhau, biểu thị cùng một loại ứng xử đó là ứng xử nén uốn của các dầm và cột vào nút khung ở các chu kỳ không đàn hồi đầu tiên, trước khi bắt đầu huy động cơ cấu dàn. Khi gia tăng các chu kỳ chất tải trong miền không đàn hồi, nút khung NK1 bị nén uốn ở mức độ nhỏ hơn, do dầm và sau đó là cột bị biến dạng dẻo uốn, trong khi các nút khung mẫu NK2 và NK3 chịu nén cục bộ gia tăng từ các dầm và cột bị chuyển vị xoay lớn do cốt thép bị mất lực bám dính và do bê tông nút bị bó yếu không đủ khả năng truyền lực nén chéo vào sâu vào trong lõi nút.

c)Sự bóc tách các mảng bê tông lớn chạy dọc theo cốt thép cột ở hai bên nút khung của mẫu NK2 (hình 7) là sự kết hợp của ba tác động: sự mở rộng khe nứt tại tiết diện tiếp xúc giữa dầm và cột do dầm bị chuyển vị xoay khi cốt thép dầm bị chảy dẻo và mất lực bám dính, các vùng biên của panô nút khung bị chuyển vị xoay của cột và đặc biệt là dầm quanh nút ép vỡ cục bộ, cốt thép cột đi qua nút khung bị uốn cục bộ (bị oằn) ra ngoài nút do mất lực bám dính và do khoảng cách giữa các cốt đai quá lớn không đủ tạo ra hiệu ứng bó cốt thép cột.

5. Biến dạng cắt của nút khungDưới các tác động do dầm và cột truyền tới, nút khung bị

biến dạng cắt. Biến dạng cắt biểu thị độ cứng của nút khung,

được đo bằng bốn đầu đo LVDT lắp theo các phương đường chéo của pano nút khung (xem hình 4a và 13). Độ lớn của biến dạng cắt của nút khung được xác định theo phương trình:

1 2

sin 2tb Dγ

θ∆ + ∆

= (1)

trong đó: D – chiều dài đường chéo panô nút khung trước khi biến dạng (khoảng cách giữa hai điểm gắn LVDT theo phương đường chéo); tanθ = b/h với b và h tương ứng là khoảng cách giữa các điểm gắn LVDT theo phương ngang và đứng. Các hình 14a, b và c thể hiện các đường cong biểu diễn mối quan hệ giữa lực cắt tầng V và biến dạng cắt γ.

Các hình này cho thấy, mẫu NK1 có biến dạng cắt γ nhỏ nhất và thay đổi đều và ổn định, trái ngược mẫu NK2 và NK3. Hình 14b,c cho thấy nút khung NK2, NK3 trong hai chu kỳ đầu tiên biến dạng nhỏ, nhưng sau đó xảy ra biến dạng tương đối đột biến.

Quan hệ giữa biến cắt γ của nút khung và độ dẻo chuyển vị μΔ được cho trong các hình 15, cho thấy một sự khác nhau rất lớn về độ lớn của biến dạng cắt của các nút khung được thiết kế theo các cách khác nhau. Nút khung ở mẫu NK1 được thiết kế theo một tiêu chuẩn thiết kế hiện đại, rất coi trọng việc bảo đảm độ cứng, độ bền và độ dẻo cho các nút khung, khác NK2, NK3 chỉ quy định vùng nút khung được cấu tạo cốt thép như trong các cột liền kề. Biến dạng cắt nút của hai mẫu thí nghiệm này có tính phi tuyến mạnh hơn so với mẫu NK1.

Riêng đối với hai mẫu NK2 và NK3 điểm khác biệt duy nhất là đường kính cốt thép dọc cột làm cho tỷ số độ bền uốn cực hạn của cột và dầm ở mẫu NK2 bằng Myi,c/Myi,d=1.02 trong khi ở mẫu NK3bằng Myi,c/Myi,d=1.12. Như vậy, việc gia tăng tỷ số Myi,c/Myi,d ở mẫu NK3 có vẻ là một điều kiện làm gia tăng biến dạng nút khi nút không được cấu tạo bó một cách phù hợp.

a) Mẫu NK1 b) Mẫu NK2

c) Mẫu NK3Hình 14. Lực cắt tầng – biến dạng cắt nút Hình 15. Quan hệ biến dạng cắt γ của nút khung – độ

dẻo µ∆




Sử dụng phương pháp ma trận chuyển cải tiến để phân tích thanh cong elip có gối tựa đàn hồi chịu tải trọng tĩnh tổng quátUsing modified transfer method to analyse ellips curve frame with springs supports under general static load

Lê Dũng Bảo Trung

Tóm tắtBài báo trình bày phương pháp

ma trận chuyển cải tiến phân tích nội lực, chuyển vị thanh cong hình Elip, chịu tải trọng tĩnh tổng quát, gối tựa đàn hồi bố trí tại vị trí bất

kì. Kết quả nghiên cứu được lập trình bằng phần mềm Matlab,

kiểm chứng bằng phần mềm SAP 2000.

Từ khóa: Phần tử cong hình Elip, Phương pháp ma trận chuyển cải tiến, Tải trọng

tĩnh tổng quát, Gối tựa đàn hồi tuyến tính

AbstractThis paper presents Modified Transfer Method in analysis internal force and

displacement of Ellips curve frame with general static load and linear spring supports. Results are programed in Matlab and verified with SAP 2000

programe.Keywords: Ellips curve element,

Modified Transfer Method, Static general load, Spring support

ThS. Lê Dũng Bảo Trung Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Giới thiệuThanh cong hình Elip thường sử dụng trong các công trình cổ điển hoặc hiện đại như

nhà nhịp lớn, nhà cao tầng; đường dẫn; dầm đáy bể chứa... Khi làm việc thanh luôn chịu tải trọng bất kì tác dụng theo 3 phương (tải trọng tổng quát). Để có tiết diện nhỏ, đảm bảo các điều kiện ổn định tổng thể, bất biến hình thanh cần có hệ giằng, cột chống; khi làm đường dẫn thanh thường đặt trên các gối tựa đàn hồi, do đó bài báo trình bày phương pháp ma trận chuyển cải tiến tính toán thanh cong phẳng hình Elip chịu tải trọng tĩnh tổng quát, gối tựa đàn hồi, vật liệu làm việc đàn hồi. Kết quả nghiên cứu ứng dụng tính toán kết cấu vòm, dầm nhà, dầm cầu vượt, dầm trên nền đàn hồi...

2. Ma trận độ cứng phần tử thanh cong hình ElipXét đoạn thanh cong thứ m có hai đầu mút là 1 và 2. Quy ước ứng lực và chuyển vị nút

là dương khi cùng chiều với hệ tọa độ (HTĐ). Kí hiệu P, M, U, Ω là các véc tơ ứng lực, mômen, chuyển vị thẳng và xoay tại nút. Véc tơ ứng lực và chuyển vị nút tổng quát có dạng 1 1 1

TP M=P , 1 = T1 1UÙU , 2 = T

2 2P MP , 2 = T2 2UÙU Biểu thức cơ

bản của phương pháp (PP) ma trận chuyển giữa hai đầu 1 và 2 của phần tử thanh m [1] như sau:

[ ] [ ]1 1

12 2 12 1 1

2 1 1

6 12

ds

O

− − = =

−

∫A A B AU U U

P P P

A

U T

P

s2

11 12s1 21 22

T TT T

(1)Trong đó [A12

U], [A12P], [A1] và [A2], kích thước 6x6, là các ma trận đặc trưng của m.

Biểu thức (1) là hệ phương trình đại số tuyến tính có ẩn số là các chuyển vị nằm ở cả hai vế của phương trình, cải tiến biểu thức (1) đưa ẩn số về cùng một vế, ta có:

[ ]1 1 1 1

2 2 2 2

= = =

P U U U

P U U U

-1 -11112 12-1 -1

21 22 11 2212 12

-T T T

T - T T T T T11 12

c m21 22

K Kk

K K (2)

Biểu thức (2) có dạng biểu thức của PP phần tử hữu hạn. Vận dụng đặc điểm sơ đồ tính thanh có dạng tuyến, không phân nhánh, xây dựng được [kc]m, và giải bài toán tương tự PP phần tử hữu hạn, [3, 4]. Phương trình tham số trục thanh Elip có dạng:

xφ = acosφ1, yφ = bsinφ. (3)Với a và b tương ứng là độ dài các bán trục trên Ox và Oy, tham số góc φ=(00÷3600).

Tọa độ điểm chạy S(xφ, yφ) tương ứng góc φ, xác định như trên Hình 1.Quy ước HTĐ riêng, dấu chuyển vị, ứng lực của đoạn phân tố thanh cong ds, như

Hình 2, trục z và z’ vuông góc với Oxy. Gọi η là góc biến đổi tọa độ giữa trục x’-x, dựa vào phương trình tiếp tuyến của Elip tại điểm chạy S(xφ, yφ) và công thức chuyển đổi lượng giác giữa các cung liên kết, xác định được mối liên hệ giữa η và φ (rad):

( ) ϕ

ϕ

ϕη η η ϕ η ϕ Π = = ⇒ = → =

2 2sin

tan - - tan tan - cot - tan cot-

x b b baa aa x

Do vậy ta có:

( ) ( )

'

2 2 2 2 2 2

dxx -asin ;dx -asin d ;dy bcos d ;dsd

dx dy a sin b cos d ;

ϕ = = ϕ = ϕ ϕ = ϕ ϕϕ

= + = ϕ + ϕ ϕ

Từ đó xác định được cấu trúc và tính được tích phân các số hạng của ma trận [B]:

63 S¬ 28 - 2017

2 2

1 1

2 2 2 2

1 2 2 2 2 2 2 2 2x ' y '

a sin b cosC ds d ;GI EIa sin b cos a sin b cos

ϕ ϕ

ϕ ϕ

ϕ ϕ = + ϕ ϕ + ϕ ϕ + ϕ

∫ ∫

2 2

1 1

2 2 2 2

2 2 2 2 2 2 2 2 2x ' y '

b cos a sinC ds d ;GI EIa sin b cos a sin b cos

ϕ ϕ

ϕ ϕ

ϕ ϕ = + ϕ ϕ + ϕ ϕ + ϕ

∫ ∫

2 2

1 1

2 2 2 23

z '

1C ds a sin b cos d ;EI

ϕ ϕ

ϕ ϕ

= ϕ + ϕ ϕ∫ ∫

2 2

1 1

6 2 2 2 2x ' y '

1 1 sin cosC ds -ab - d ;GI EI a sin b cos

ϕ ϕ

ϕ ϕ

ϕ ϕ = ϕ ϕ + ϕ ∫ ∫

2 2

1 1

2 2 22 2 2 2 2

4 2 2 2 2 z '

a sin bC ds sin a sin b cos d ;EF EIa sin b cos

ϕ ϕ

ϕ ϕ

ϕ = + ϕ ϕ + ϕ ϕ ϕ + ϕ

∫ ∫

2 2

1 1

2 2 22 2 2 2 2

5 2 2 2 2 z '

b cos aC ds cos a sin b cos d ;EF EIa sin b cos

ϕ ϕ

ϕ ϕ

ϕ = + ϕ ϕ + ϕ ϕ ϕ + ϕ

∫ ∫

2 2

1 1

2 2 2 27 2 2 2 2 z '

ab sin cos abC ds - - sin cos a sin b cos d ;EF EIa sin b cos

ϕ ϕ

ϕ ϕ

ϕ ϕ = ϕ ϕ ϕ + ϕ ϕ ϕ + ϕ

∫ ∫

( )1 1

1 1

2 2 3 2 2 3

6 1 2 2 2 2 2 2 2 2x ' y ' y ' x '

a b a b b sin cos a b sinxC - yC ds - - - d ;GI EI EI GIa sin b cos a sin b cos

ϕ ϕ

ϕ ϕ

ϕ ϕ ϕ = + ϕ ϕ + ϕ ϕ + ϕ ∫ ∫

( )2 2

1 1

3 2 2 2 2 3

2 6 2 2 2 2 2 2 2 2y ' x ' y ' x '

a ab ab sin cos ab cosxC - yC ds - d ;EI GI EI GIa sin b cos a sin b cos

ϕ ϕ

ϕ ϕ

ϕ ϕ ϕ = + + ϕ ϕ + ϕ ϕ + ϕ ∫ ∫

2 2

1 1

2 2 2 23

z '

byC ds sin a sin b cos d ;EI

ϕ ϕ

ϕ ϕ

= ϕ ϕ + ϕ ϕ∫ ∫

( )2 2

1 1

2 2 2 23

z '

a-xC ds - cos a sin b cos d .EI

ϕ ϕ

ϕ ϕ

= ϕ ϕ + ϕ ϕ

∫ ∫Kí hiệu tích phân cơ sở của các số hạng trong ma trận [B]như sau:

2

1

2 2 2 211T a sin b cos d ;

ϕ

ϕ

= ϕ + ϕ ϕ∫

2

1

2 2 2 212T sin a sin b cos d ;

ϕ

ϕ

= ϕ ϕ + ϕ ϕ∫

2

1

2 2 2 2 213T sin a sin b cos d ;

ϕ

ϕ

= ϕ ϕ + ϕ ϕ∫

2

1

2 2 2 214T cos a sin b cos d ;

ϕ

ϕ

= ϕ ϕ + ϕ ϕ∫

2

1

2 2 2 2 215T cos a sin b cos d ;

ϕ

ϕ

= ϕ ϕ + ϕ ϕ∫

2

1

16 2 2 2 2

1T d ;a sin b cos

ϕ

ϕ

= ϕϕ + ϕ∫

Hình 1. Quan hệ giữa φ và S Hình 2. Phân tố thanh cong Elip, ds



2

1

2

17 2 2 2 2

sinT d ;a sin b cos

ϕ

ϕ

ϕ= ϕ

ϕ + ϕ∫

2

1

3

18 2 2 2 2

sinT d ;a sin b cos

ϕ

ϕ

ϕ= ϕ

ϕ + ϕ∫

2

1

2

19 2 2 2 2

cosT d ;a sin b cos

ϕ

ϕ

ϕ= ϕ

ϕ + ϕ∫

2

1

3

20 2 2 2 2

cosT d ;a sin b cos

ϕ

ϕ

ϕ= ϕ

ϕ + ϕ∫

2

1

21 2 2 2 2

sin cosT d ;a sin b cos

ϕ

ϕ

ϕ ϕ= ϕ

ϕ + ϕ∫

2

1

2

22 2 2 2 2


ϕ

ϕ

ϕ ϕ= ϕ

ϕ + ϕ∫

2

1

2

23 2 2 2 2


ϕ

ϕ

ϕ ϕ= ϕ

ϕ + ϕ∫

2

1

2 2

24 2 2 2 2


ϕ

ϕ

ϕ ϕ= ϕ

ϕ + ϕ∫

2

1

2 2 2 225T sin cos a sin b cos d .

ϕ

ϕ

= ϕ ϕ ϕ + ϕ ϕ∫Hàm cần lấy tích phân Tm, m=(11÷25), đều là hàm siêu việt hoặc không thể xác định trực tiếp nguyên hàm nên sử dụng

phương pháp tích phân số Simson [2] ta được biểu thức (4) và tính được MTĐC [kc]m của phần tử m tương ứng góc φ1 và φ2, [1, 3].

Gối tựa đàn hồi có hệ số độ cứng theo phương chuyển vị thẳng kux, kuy, kuz, và xoay là kωx, kωy, kωz đưa vào sơ đồ tính bằng cách cộng độ cứng vào vị trí nút:

[ ] [ ] [ ]= +cdh dh cK K K (5)Với [K]dh là ma trận độ cứng gối tựa đàn hồi, có các số hạng trên đường chéo là các hệ số đàn hồi, các số hạng còn lại

bằng không, [K]c là ma trận độ cứng tổng thể, [K]cdh là ma trận độ cứng của toàn hệ kể đến hệ số đàn hồi của các nút trong HTĐ chung.

( )

2

1

ö

ö

2 2

17 13 21 25 12z' z' z'

2 2

21 25 19 15 14z' z' z'

2 2 3

2 2x' y' y'

16 223x'22 2

y'24 2

y'18

x'

Bt (4) :

a b ab ab bT + T - T - T 0 0 0 TEF EI EF EI EI

ab ab b a a- T - T T + T 0 0 0 - TEF EI EF EI EI

a b a b a a- +a b GI EI EIT - TGI b0 0 +

EIa - b+ T

EI a b- TGI

=

∫ B ds

2

x'232

y'

2

20x'

2 2

x' y'22 2 23

17 19 21x' y' y' x'y'

2

18x'3 2

y' x'232

y'y'

2

20x'

bGI

Tab 0-EI

ab+ TGI

a b a b-GI EI

- Ta b ab abb0 0 T + T - T 0+

GI EI EI GIEI

a b- TGI

a ab+EI GI

Tab aab0 0 --EIEI

ab+ TGI

2 2

21 19 17x' x' y'

12 14 11z' z' z'

b b aT T + T 0GI GI EI

b a 1T - T 0 0 0 TEI EI EI

65 S¬ 28 - 2017

Bảng 1. Tải trọng nút trong HTĐ chung Bảng 2. Liên kết gối tựa trong HTĐ chung

PTên nút

UTên nút

B D E G J A C D F G H KPx [kN] 100 0 80 0 50 Ux DH DH DH DH DH DH DHPy [kN] 100 0 80 0 50 Uy DH DH DH DH DH DH DHPz [kN] -500 60 -800 -60 -650 Uz DH DH DH DH DH DH DH

Mx [kNm] -30 0 -30 0 -30 Ωx CD TD TD TD TD TD CDMy [kNm] 30 0 30 0 30 Ωy CD TD TD TD TD TD CDMz [kNm] -30 0 -30 0 -30 Ωz CD TD TD TD TD TD CD

Bảng 3: Chuyển vị nút trong HTĐ chung

PEA-V2 SAP 2000 So sánh kết quảNút A E H 1 (A) 62 (E) 91 (H) 1 (A) 62 (E) 91 (H)

Ux [m] -0.00024 -0.00069 -0.00043 -0.00024 -0.00071 -0.00044 2.78% 3.04% 1.63%Uy [m] 0.00129 0.00395 0.00062 0.00130 0.00393 0.00064 0.80% 0.50% 2.37%Uz [m] -0.00600 -0.70902 -0.00692 -0.00599 -0.69805 -0.00671 0.17% 1.57% 3.23%

Ωx [rad] 0 -1.51856 -0.16179 0 -1.48820 -0.15708 - 2.04% 3.00%Ωy [rad] 0 -0.43130 0.13900 0 -0.42132 0.13875 - 2.37% 0.18%Ωz [rad] 0 0.00039 0.00136 0 0.00037 0.00133 - 6.89% 1.96%

Bảng 4: Ứng lực nút trong HTĐ chung

PEA – V2 SAP 2000 So sánh kết quảPhần tử 1 4 8 1-13 37-62 91-99 1(1-13) 4(37-62) 8(91-99)

Đầu 1

Px [kN] 23.6 19.1 38.8 24.3 21.1 38.7 2.6% 9.5% 0.5%Py [kN] -128.8 -0.4 -48.8 -129.8 0.1 -48.7 0.8% - 0.0%Pz [kN] 300.2 237.7 271.2 299.7 234.0 266.6 0.2% 1.6% 1.7%

Mx [kNm] 870.8 70.6 -188.3 870.9 69.4 -180.9 0.0% 1.7% 4.1%My [kNm] 144.1 433.5 -235.7 145.6 421.5 -222.5 1.1% 2.8% 5.9%Mz [kNm] 23.8 -0.8 -29.9 23.5 -1.4 -30.3 1.7% - 1.5%

Đầu 2

Px [kN] -23.6 -19.1 -38.8 -24.3 -21.1 -38.7 2.6% 9.5% 0.5%Py [kN] 128.8 0.4 48.8 129.8 -0.1 48.8 0.8% - 0.0%Pz [kN] -300.2 -237.7 -271.2 -299.7 -234.0 -266.6 0.2% 1.6% 1.7%

Mx [kNm] 330.1 -325.3 -243.8 327.9 -320.2 -244.1 0.7% 1.6% 0.1%My [kNm] 338.6 992.7 -690.1 336.2 982.6 -687.8 0.7% 1.0% 0.3%Mz [kNm] 88.7 24.0 -74.7 88.2 23.7 -74.5 0.5% 1.3% 0.3%

Bảng 5: Ứng lực nút trong HTĐ riêng

PEA – V2 SAP 2000 So sánh kết quảPhần tử 2 5 7 13-19 62-56 39-91 2(13-19) 5(62-56) 7(39-91)

Đầu 1

Px [kN] 102.7 121.1 13.3 105.7 123.8 14.7 2.9% 2.2% 9.2%Py [kN] 74.6 38.6 4.1 -71.8 -36.3 -5.6 3.9% 6.5% 25.4%Pz [kN] -199.8 -562.3 -74.9 200.3 -566.0 -68.6 0.3% 0.6% 9.2%

Mx [kNm] -2.5 -70.2 27.8 -14.5 -88.2 25.5 - 20.5% 8.8%My [kNm] -474.3 -1004.5 -235.6 470.9 991.9 230.6 0.7% 1.3% 2.2%Mz [kNm] -118.7 -54.0 -6.5 -118.2 53.7 8.8 0.4% 0.6% 26.2%

Đầu 2

Px [kN] -118.8 -126.6 10.8 119.0 128.3 12.6 0.2% 1.3% 14.3%Py [kN] -44.6 -11.2 -8.8 -46.5 -13.1 9.3 4.0% 14.3% 5.4%Pz [kN] 199.8 562.3 74.9 200.3 -566.0 68.6 0.3% 0.6% 9.2%

Mx [kNm] 64.4 107.9 26.0 -64.7 -117.7 21.3 0.5% 8.3% 22.2%My [kNm] -44.1 -594.5 300.5 -47.2 -613.7 -286.0 6.7% 3.1% 5.1%Mz [kNm] -31.3 -17.6 29.9 30.7 -16.7 -30.3 1.9% 5.9% 1.5%



3.

Lập chương trình phân tích và tính toán kiểm chứng3.1. Chương trình phân tích

Chương trình PEA - V2 (Analysis Planar Ellips Arc - Version 2) lập trình bằng Matlab 2010a có khả năng phân tích tuyến tính thanh cong hình Elip phẳng với số phần tử bất kì, chịu tải trọng tĩnh tổng quát, có các liên kết đàn hồi tuyến tính bố trí tại vị trí bất kì.3.2. Ví dụ phân tích bằng PCE-V2 và kiểm chứng bằng SAP 2000

Sử dụng chương trình PEA - V2 tính chuyển vị, ứng lực nút cho thanh cong phẳng hình Ellip sơ đồ tính như Hình 3. Bán trục thanh a=12 m, b=8 m. Vật liệu thép có E=2,1e+08 kN/m2; G=0,808e+08 kN/m2. Tiết diện thép hình chữ I tổ hợp kích thước 1000x350x20x10 mm có Ix’ =2,251e-06 m4; Iy’ =4,33e-03 m4, Iz’ =1,782e-04 m4; F=0.0246 m2. Liên kết đàn hồi kux=kuy=105 kN/m, kuz=5x104 kN/m. Kí hiệu CD là dạng liên kết ngăn cản chuyển vị, TD là dạng liên kết cho phép chuyển vị, DH là liên kết đàn hồi trong Bảng 2. Tải trọng trên thanh cho trong Bảng 1. So sánh kết quả tính toán

Dùng PEA – V2 để phân tích chia và kí hiệu phần tử như Hình 4, hệ có 9 phần tử cong, 10 nút. Dùng SAP 2000 để phân tích hệ chia thành 108 phần tử thẳng (Hình 5). Kết quả phân tích, so sánh giữa PEA-V2 và SAP 2000 trong Bảng 3, Bảng 4, Bảng 5.

So sánh thấy kết quả phân tích tương đương nên PEA – V2 đảm bảo tính chính xác.

4. Kết luận và kiến nghịBài báo trình bày phương pháp ma trận chuyển cải tiến phân tích tuyến tính thanh cong hình Elip có gối tựa đàn hồi. Đây

là công cụ hữu ích giúp tính toán, kiểm chứng, nghiên cứu dạng kết cấu này, cũng như là cơ sở cho các phân tích nâng cao./.

Tài liệu tham khảo1. Nguyễn Trâm, Lý thuyết tính toán tổng thể không gian kết cấu

nhịp cầu, Luận án Tiến sĩ Khoa học, Maxcơva, Liên Xô, 1982.2. Đặng Quốc Lương, Phương pháp tính trong kỹ thuật, NXB Khoa

học và Kỹ thuật, Hà nội, 2001.3. Lê Dũng Bảo Trung, Nguyễn Hồng Sơn, Phương pháp mới phân

tích thanh cong phẳng liên tục chịu tải trọng không gian, Tuyển tập công trình hội nghị khoa học toàn quốc Cơ học và Vật rắn biến dạng lần thứ XII, Đại học Duy Tân, TP Đà Nẵng, 1458-1465, 2015

4. Phạm Văn Đạt, Tính toán kết cấu hệ thanh theo phương pháp phần tử hữu hạn, Nhà xuất bản Xây Dựng, Hà nội, 2017.

Hình 3. Sơ đồ tính thanh Hình 4. Kí hiệu phần tử thanh

Hình 5. Sơ đồ tính Elip có gối tựa đàn hồi trong SAP 2000

67 S¬ 28 - 2017

Tính toán thanh cánh tháp thép tiết diện thép góc đơn có kể đến giảm yếu và độ lệch trục tại vị trí nútCalculation of single equal leg angle members of steel tower that includes the weakening cross section and the eccentricity at the node position

Phạm Thanh Hùng

Tóm tắtTháp thép có chiều cao nhỏ thường

được cấu tạo từ các thanh thép góc đơn, chúng có hai mặt phẳng vuông góc

với nhau nên dễ liên kết với nhau. Tuy nhiên, vì liên kết ở cánh của tiết diện nên trục thanh và trục liên kết bị lệch

tâm. Sự lệch tâm này gây thêm mô men uốn cục bộ tác dụng lên thanh cánh tại

vị trí nút. Bài báo này giới thiệu kiểm tra thanh cánh có kể đến sự giảm yếu

do liên kết và mô men uốn tại vị trí nút theo tiêu chuẩn Nga (SNiP II-23-81*).

Từ khóa: Tháp thép, thép góc, tiết diện giảm yếu

AbstractSteel towers of small height are usually composed of steel angles because steel

angles has two perpendicular plane so easily linked together. However, the alignment

on the lateral side of the shaft and the link axis is eccentric. This eccentricity causes

the bending effect on the main member at the node position. This article introduces

the main member calculation that includes the weakening cross section and bending

moment at the node position according to the Russian Standard (SNiP II-23-81*).

Keywords: Steel tower, steel angle, weakened cross section

TS. Phạm Thanh Hùng Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Đặt vấn đềHiện nay, các công trình tháp thép ngày càng phổ biến, thường được dùng làm cột

đường dây tải điện, cột ăng ten vô tuyến, cột giàn khoan… Kết cấu của tháp thường là hệ không gian ba mặt trở lên, được cấu tạo từ các thanh (thanh cánh và thanh bụng) liên kết với nhau tại các nút. Tiết diện thanh thường được sử dụng là thép góc, thép ống, thép hình chữ I hay tổ hợp từ các thép góc. Với các loại tháp thép bé và vừa thì tiết diện thép góc đơn (L) được sử dụng phổ biến nhất.

Tại các nút, liên kết thường được sử dụng là liên kết bu lông, do đó, tiết diện các thanh bị giảm yếu (Hình 1). Mặt khác, các thanh bụng liên kết với thanh cánh tại mặt bên do vậy các lực không đi qua trục thanh cánh tạo ra mô men lệch tâm. Tại vị trí nối chồng thanh cánh hoặc thay đổi tiết diện thanh cánh (Hình 2), lực dọc tác dụng lên tiến diện 1 và 2 có sự lệch trục gây ra mô men uốn tại vị trí này.

Việc tính toán thanh cánh theo TCVN hiện nay chưa đề cập củ thể đến đến mô men do độ lệch trục gây ra, ảnh hưởng của mô men uốn và các yếu tố bất lợi khác được đưa vào hệ số điều kiện làm việc γc (Bảng 3, TCVN 5575 - 2012) [3]. Theo tiêu chuẩn Nga (SNiP II-23-81*) việc tính toán thanh cánh đã tính đến ảnh hưởng của sự giảm yếu cũng như các yếu tố gây ra mô men do sự lệch trục trong thanh cánh. Trong giới hạn nội dung bài báo, sẽ trình bày cách kiểm tra cho thanh cánh tiết diện thép góc đơn có kể đến sự giảm yếu tiết diện và độ lệch trục theo tiêu chuẩn Nga (SNiP II-23-81*) [2].

2. Tính toán thanh cánh chịu lực trục và mô men uốnKhi tính toán thanh cánh tại vị trí nút, chúng ta phải kể đến ứng suất gây bởi mô

men do độ lệch trục khi các thanh bụng liên kết vào mặt bên thanh cánh (lực tác dụng này không đi qua trọng tâm tiết diện).

Việc kiểm tra bền tại tiết diện tại vị trí giảm yếu của thanh cánh chịu lực trục và mô men được xác định theo biểu thức sau [1]:

( ) ( )xn yn i xn,yn i yn xn i xn,yn i2

n xn yn xn,yn

M y x M x yN fA

− + −σ = + ≤

−

I I I II I I (1)

trong đó: N – lực dọc trong thanh tại tiết diện đang xét;An – diện tích tiết diện thực của thanh tại hoặc mặt cắt ngang hoặc mặt cắt zích

zắc (Hình 1);Mxn, Myn – mô men uốn đối với các trục xn và yn do sự đặt lệch tâm của lực truyền

từ thanh giằng vào nút phía đoạn thanh cánh đang xét. Mxn, Myn xác định theo biểu thức (2);

xn, yn – là các trục trung tâm tại mặt cắt giảm yếu đang xét;Ixn, Iyn – mô men quán tính của tiết diện thực đối với các trục xn và yn;

Hình 1. Nút tháp thép, các mặt cắt tại vị trí giảm yếu để xác định tiết diện thực, mặt cắt ngang (1-1, 2-2, 3-3, 4-4) và mặt cắt zích zắc (a-b-c-d-e), (f-g-b-c-h-k)



Ixn,yn – mô men quán tính li tâm của tiết diện thực đối với hệ trục (xn,yn);

xi,yi – tọa độ điểm kiểm tra ứng suất trong hệ trục (xn,yn);

f – cường độ tính toán.Mô men uốn Mxn và Myn đối với các

trục xn và yn do lực tác dụng lệch trục của thanh bụng được xác định theo biểu thức sau [1]:

xn mdj xj yn mdj yjM k N e ; M k N e= =∑ ∑ (2)

trong đó: k – hệ số phân phối mô men tại nút

cho tiết diện trên và dưới nút, k phụ thuộc tỉ số độ cứng đơn vị của thanh cánh trên nút và thanh cánh dưới nút. Trong trường hợp tiết diện không thay đổi, nút đang xét là nút trung gian (như Hình 4a) hệ số k được xác định như sau:

- Hệ số phân phối mô men cho tiết diện dưới nút:

m

m m 1

lkl l −

=+ (3a)

- Hệ số phân phối mô men cho tiết diện trên nút:

m 1

m m 1

lkl l

−

−

=+ (3b)

với lm và lm-1 là khoảng cách từ nút đang xét đến nút dưới và nút trên kề nó;

exj, eyj – khoảng cách từ điểm đặt lực Nmdj đến các trục xn và yn;

Nmdj – lực do các thanh bụng tác dụng lên lỗ thứ j theo phương dọc trục.

Tất cả các đại lượng (N, Mxn, Myn, xi, yi) trong công thức (1) phải đi cùng với dấu của chúng. Lực dọc N được coi là dương khi nó gây kéo, mô men Mxn, và Myn, coi là dương khi nó gân nén cho phần sống. Dấu của mô men Mxn và Myn được tự động xác định khi các đại lượng (Nmdj, exi, eyi) trong công thức (2) được đưa vào tính toán cùng với dấu của chúng, khi đó Nmdj xem là dương nếu chúng hướng từ khoang chứa thanh đang xét tới tiết diện xem xét.

Mômen quán tính li tâm của tiết diện giảm yếu Ixn,yn đối với hệ trục (xn,yn) được xác định theo công thức gần đúng sau [1]:

Ixn,yn n = -abA (4)với: a,b – khoảng cách từ trọng tâm tiết diện giảm yếu

đến các trục x2 và y2;An – diện tích tiết diện giảm yếu, vuông góc với trục thanh.Khi tính toán với tiết diện giảm yếu, tại những nơi có tác

dụng lực của thanh xiên lên thanh cánh, hệ số điều kiện làm việc γc được lấy bằng 1,0.

3. Ví dụ tính toánKiểm tra ứng suất kéo trên thanh cánh tại vị trí nút như

trên Hình 5. Nút đang xét là nút trung gian số 4, thanh cánh sử dụng là thép góc đều cạnh L110x7. Thép CT34 có f = 21 KN/cm2.

Tại nút 4 thanh cánh được kiểm tra bền kéo tại hai mặt cắt 1-1 và 2-2 như trên Hình 5.b.

Đường kính lỗ bu lông d1 =21,6 cm; d2 =17,6 cm, khoảng cách từ tâm lỗ bu lông 1, 2 đến sống tiết diện lần lượt là C01=6,0 cm; C02=6,0 cm. Chiều dài các đoạn thanh cánh 3-4 và 4-5 lần lượt là lm-1=200,0 cm; lm=220,0 cm.

Lực kéo trong 2 đoạn thanh cánh 3-4 và 4-5: Nm-1=200 KN, Nm=220 KN.

Các thành phần lực tác dụng do thanh giằng truyền vào nút theo phương dọc trục thanh cánh với dấu tương ứng:

Tại mặt cắt 1-1: Nmd1 = 30 KN; Nmd2 = -10 KN;Tại mặt cắt 2-2: Nmd1 = -30 KN; Nmd2 = 10 KN;Lực kéo tại hai mặt cắt 1-1 và 2-2:N1-1 = 220 + 10 = 230 KN; N2-2 = 200 + 30 = 230 KN.Thép góc đều cạnh L110x7 có các đặc trưng hình học

như sau: A = 15,2 сm2; z0 = 2,96 сm; Ix = 176 сm4. Tại nút 4, tiết diện bị giảm yếu bởi hai lỗ có diện tích

A1=2,16x0,7=1,51 cm2; A2=1,76x0,7=1,23 cm2. Diện tích tiết diện giảm yếu: An=15,2 - 1,51 – 1,23=12,46

cm2.

Hình 2. Mặt cắt tại vị trí thay đổi tiết diện 1, 2 - tiết diện thép góc; 3, 4 – trọng tâm của tiết diện 1, 2

Hình 3. Xác định vị trí lỗ giảm yếu. Vị trí hệ trục tọa độ

Hình 4. Phân phối mô men lên tiết diện thanh cánh trên nút và dưới nút a – phân phối mô men tại nút trung gian b – phân phối mô men tại nút gần chân tháp

69 S¬ 28 - 2017

3.1. Kiểm tra ứng suất tại các điểm A, B, C tại mặt cắt 1-1Tọa độ trọng tâm tiết diện giảm yếu trong hệ trục x1 và y1

xác định theo biểu thức:

y1 x10n 0n

n n

S Sx ;yA A

= =

với Sy1, Sx1 – mô men tĩnh của tiết diện giảm yếu đối với các trục y1 và x1. Sy1, Sx1 được xác định như sau:

y1 0 1 01 2

3

tS Az A c A2

15,2x2,96 1,51x6 1,23x0,35 35,5cm

= − −

= − − =

x1 0 1 2 02

3

tS Az A A c2

15,2x2,96 1,51x0,35 1,23x6 37,08cm

= − −

= − − = Do đó:

0n 0n35,5 37,08x 2,85cm; y 2,98cm;

12,46 12,46= = = =

Các mô men quán tính của tiết diện giảm yếu Ixn, Iyn,

Ixn,yn đối với các trục trung tâm xn và yn xác định bằng áp dụng công thức chuyển trục song song và bỏ đi phần giảm yếu. Ta có:

( ) ( )2

2 2xn x 0n 0 1 0n 2 02 0n

tA y z A y A c y2

= + − − − − − =

I I

( ) ( ) ( )2 2 2

4

176 15,2 2,98 2,96 1,51 2,98 0,35 1,23 6 2,98

154,34cm

= + − − − − −

=

( ) ( )2

2 2yn y 0 0n 1 01 0n 2 0n

tA z x A c x A x2

= + − − − − − =

I I

( ) ( ) ( )2 2 2

4

176 15,2 2,96 2,85 1,51 6 2,98 1,23 2,85 0,35

153,51cm

= + − − − − −

= với Ix, Iy – mô men quán tính của tiết diện nguyên yếu đối

với các trục trung tâm x-x và y-y; Tọa độ trọng tâm tiết diện giảm yếu trong hệ trục x2 và y2:

0nt 0,7b x 2,85 2,50 cm;2 2

= + − = − =

0nt 0,7a y 2,98 2,63 cm;2 2

= + − = − =

Theo công thức (4) ta có:4

xn,yn = - 2,50 x 2,63 x 12,46 = -81,92 cmI Hệ số phân phối mô men k tại nút 4 lên đoạn thanh cánh

4-5 xác định từ sơ đồ dầm hai nhịp liên tục có liên kết hai đầu dầm là khớp (Hình 4.a). Theo công thức (3a) ta có:

m 1

m m 1

l 200k 0,476l l 200 220

−

−

= = =+ +

Độ lệch trục của lực Nmd1:

( )x1 0nte y 2,98 0,35 2,63cm2

= − − = − − = − ,

( ) ( )y1 01 0ne c x 6 2,85 3,15cm.= − = − =

Độ lệch trục của lực Nmd2:( ) ( )x2 02 0ne c y 6 2,98 3,02cm= − = − = ,

( )y2 0nte x 2,85 0,35 2,5cm.2

= − − = − − = −

Thay các đại lượng Nmd1, Nmd2, k, ex1, ey1, ex2, ey2 vào biểu thức (2), ta có mô men uốn đối với các trục xn và yn:

xn mdj xjM k N e0,476x[30x(-2,63) + (-10)x3,02] 51,93 KNcm;

=

= = −∑

yn mdj yjM k N e0,476x[30x3,15 + (-10)x(-2,5)] 56,88 KNcm.

=

= =∑

Tọa độ các điểm A, B, C trong hệ trục xn và yn:xA = 11 – 2,85 = 8,15 cm; yA = -2,98 cm;xB = -2,85 cm; yB = 11 – 2,98 = 8,02 cm;xC = - 2,85 cm; yC = -2,98 cm.Kiểm tra ứng suất tại các điểm A, B, C trên mặt cắt 1-1

được thực hiện theo công thức (1):

( ) ( ) ( )( )A 2

51,93 153,51 2,98 81,92 8,1523012,46 154,34 153,51 81,92

− − − − σ = + +⋅ − −

( ) ( )( )2

2 2

56,88 154,34 8,15 81,92 2,98

154,34 153,51 81,92

21,21 KN / cm 21 KN / cm ;

⋅ − − − +⋅ − −

= >

a – sơ đồ đoạn tháp; b – nút số 4; 1 – điểm đặt lực Nmd1; 2 – điểm đặt lực Nmd2; 3 – trọng tâm tiết diện giảm yếu

Hình 5. Ví dụ tính toán



( ) ( ) ( )( )B 2

51,93 153,51 8,02 81,92 2,8523012,46 154,34 153,51 81,92

− ⋅ − − − σ = + +⋅ − −

( ) ( )( )2

2 2

56,88 154,34 2,85 81,92 8,02

154,34 153,51 81,92

16,14 KN / cm 21 KN / cm ;

− − − +⋅ − −

= <

( ) ( ) ( ) ( )( )C 2

51,93 153,51 2,98 81,92 2,8523012,46 154,34 153,51 81,92

− − − − − σ = + +⋅ − −

( ) ( ) ( )( )2

2 2

53,06 154,34 2,85 81,92 2,98

154,34 153,51 81,92

18,28 KN / cm 21 KN / cm .

− − − − +⋅ − −

= < Vậy tiết diện 1-1 không thỏa mãn điều kiện bền tại điểm

A.3.2. Kiểm tra ứng suất tại các điểm A, B, C tại mặt cắt 2-2

Hệ số phân phối mô men k tại nút 4 lên đoạn thanh cánh 4-3 xác định từ sơ đồ dầm hai nhịp liên tục có liên kết hai đầu dầm là khớp (Hình 4.a). Theo công thức (3b) ta có:

m

m m 1

l 220k 0,524l l 200 220−

= = =+ +

Trên mặt cắt 2-2 các đại lượng x0n, y0n, Ixn, Iyn, Ixn,yn, ex1, ex2, ey1, ey2, xA, yA, xB, yB, xC, yC tương tự như trên mặt cắt 1-1.

Các lực Nmdj tác dụng lên thanh 4-3 với dấu quy ước:Nmd1 = -30 KN; Nmd2 = 10 KN;Thay các đại lượng Nmd1, Nmd2, k, ex1, ey1, ex2, ey2 vào biểu

thức (2), ta có mô men uốn đối với các trục xn và yn:

xn mdj xjM k N e0,524x[(-30)x(-2,63) + 10x3,02] 57,13 KNcm;

=

= =∑

yn mdj yjM k N e0,524x[(-30)x3,15 + 10x(-2,5)] 62,57 KNcm.

=

= = −∑

Kiểm tra ứng suất tại các điểm A, B, C trên mặt cắt 2-2

được thực hiện theo công thức (1):

( ) ( )( )A 2

57,13 153,51 2,98 81,92 8,1523012,46 154,34 153,51 81,92

− − − σ = + +⋅ − −

( ) ( )( )2

2 2

( 62,57) 154,34 8,15 81,92 2,98

154,34 153,51 81,92

15,43 KN / cm 21 KN / cm ;

− ⋅ − − − +⋅ − −

= <

( ) ( )( )B 2

57,13 153,51 8,02 81,92 2,8523012,46 154,34 153,51 81,92

⋅ − − − σ = + +⋅ − −

( ) ( )( )2

2 2

( 62,57) 154,34 2,85 81,92 8,02

154,34 153,51 81,92

21,02 KN / cm 21 KN / cm ;

− − − − +⋅ − −

= >

( ) ( ) ( )( )C 2

57,13 153,51 2,98 81,92 2,8523012,46 154,34 153,51 81,92

− − − − σ = + +⋅ − −

( ) ( ) ( )( )2

2 2

( 62,57) 154,34 2,85 81,92 2,98

154,34 153,51 81,92

18,65 KN / cm 21 KN / cm .

− − − − − +⋅ − −

= < Vậy tiết diện 2-2 không thỏa mãn điều kiện bền tại điểm

B.3.3. Kiểm tra ứng suất tại nút 4 theo TCVN 5575 - 2012

Việc kiểm tra bền tại tiết diện giảm yếu của thanh cánh chịu lực trục được xác định theo biểu thức sau [3], [4]:

Cn

N fA

σ = ≤ γ (5)

với γc – hệ số điều kiện làm việc, γc=0,9 khi thanh làm việc chịu kéo.

Kiểm tra ứng suất tại các điểm A, B, C trên mặt cắt 1-1 được thực hiện theo công thức (5):

2A B C C

2

220 17,66 KN / cm f 21x0,912,46

18,9 KN / cm

σ = σ = σ = = ≤ γ =

= Kiểm tra ứng suất tại các điểm A, B, C trên mặt cắt 2-2 được thực hiện theo công thức (5):

2A B C C

2

200 16,05 KN / cm f 21x0,912,46

18,9 KN / cm

σ = σ = σ = = ≤ γ =

= Vậy tiết diện 1-1 và 2-2 thỏa mãn điều kiện bền.

3.4. So sánh kết quả tính theo tiêu chuẩn Nga (SNiP II-23-81*) và theo TCVN 5575 - 2012

So sánh kết quả tính toán kiểm tra ra ứng suất kéo trên thanh cánh tại vị trí nút theo hai tiêu chuẩn, thấy rằng:

Ứng suất phân bố không đều trên tiết diện giảm yếu của thanh khi tính theo tiêu chuẩn Nga SNiP II-23-81* và phân bố đều khi tính theo TCVN 5575 - 2012.

Kết quả kiểm tra ứng suất không đảm bảo khi tính theo tiêu chuẩn Nga và đạt theo yêu cầu khi tính theo TCVN.

4. Kết luậnBài báo đã trình bày cách tính toán ứng suất trên thanh

cánh tiết diện thép góc đơn tại vị trí nút (bị giảm yếu do khoét lỗ bu lông) có xét đến mô men do sự lệch trục của lực tác dụng thanh xiên lên thanh cánh.

Với việc kể đến ảnh hưởng của mô men do sự lệch trục của lực tác dụng thanh xiên lên thanh cánh thì tính toán có sự làm việc an toàn và sát với thực tế hơn.

Do vậy, trong tính toán tháp nên kể đến mô men do sự lệch trục của lực tác dụng thanh xiên lên thanh cánh khi tính toán hoặc đánh giá xác định lại hệ số điều kiện làm việc γC trong trường hợp thanh cánh thép góc đơn chịu kéo để kết quả tính sát với thực tế hơn./.

Tài liệu tham khảo1. ПОСОБИЕ, по проектированию стальных конструкций

опор воздушных линий (ВЛ) электропередачи и открытых распределительных устройств (ОРУ) подстанций напряжением свыше 1 кВ (к СНиП II-23-81*).

2. СНиП II-23-81*. Стальные конструкции.3. TCVN 5575: 2012. Kết cấu thép – Tiêu chuẩn thiếp kế.4. Kết cấu thép 2. Công trình dân dụng và công nghiệp. Nhà

xuất bản Khoa học và kỹ thuật.

71 S¬ 28 - 2017

Xác định tải trọng do tác động nổ của bom đạn thông thường lên tầng hầm phòng không Determining static load equivalent to the explosive effect of conventional bomb on the basement

Phạm Minh Hà(1), Vũ Huy Hoàng(2)

Tóm tắtTrong thành phố, ngoài các công trình dân dụng còn tồn tại một hệ thống công trình

phòng thủ được xây dựng để đề phòng trường hợp chiến tranh xảy ra. Tầng hầm nhà cao

tầng, một bộ phận của hệ thống phòng thủ, cần được thiết kế lưỡng dụng (sử dụng cả

trong thời bình và trong thời chiến) để có thể trở thành nơi trú ẩn an toàn cho cư dân trong

thời chiến và phục vụ các mục đích quốc phòng khác. Tuy nhiên, do Việt Nam hiện chưa có các

quy định liên quan đến tầng hầm phòng thủ nên các tầng hầm nhà cao tầng mới chỉ được thiết kế với mục đích sử dụng thông thường

trong thời bình. Bài báo giới thiệu một số khái niệm về tầng hầm phòng không và cách xác

định tải trọng do tác động nổ của bom đạn thông thường lên tầng hầm nhà cao tầng theo

quy định của tiêu chuẩn thiết kế của Trung Quốc.

Từ khóa: Tải trọng nổ, tác dụng nổ, bom đạn, tầng hầm, tải trọng tĩnh tương đương

AbstractBasements under buildings are important parts of

defense network in the city in case a war outbreaks. They should be designed to serve normal activities

of occupants during peacetime but be able to switch quickly into shelters in wartime. Although

pre-design of basement as defense structure is significant, Vietnam has not yet issued regulations

and standards relating to defensive basement, and recent built civil building basements are only designed for peacetime use. Thus, the article will

introduce some concepts in air-defended basement design with GB50038-2005, Chinese code in civil air defense for basement, for further reference of

lawmakers and designers. The metioned content is of determining static load equivalent to the explosive

effect of conventional bomb on the basement.Keywords: Blast load, bomb, basement, equivalent

static load

(1) Cục giám định nhà nước về chất lượng công trình xây dựng – Bộ Xây dựng Email: [email protected] (2) Giảng viên, Khoa Xây dựng Trường đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Đặt vấn đềKhi chiến tranh xảy ra, bên cạnh các hoạt động phòng vệ quân sự, một trong

những công việc đầu tiên cần thực hiện là di tản dân thường đến nơi an toàn. Tuy nhiên, với tính chất hiện đại của vũ khí ngày nay, chiến tranh có thể diễn biến rất nhanh, khi đó cần phải có nơi trú ẩn tại chỗ để giải quyết tức thì vấn đề an toàn cho người dân, đặc biệt là trong các thành phố lớn, nơi có số lượng dân cư tập trung. Hệ thống trú ẩn an toàn trong thành phố có quy mô rất lớn, cần phải tận dụng các hệ thống ngầm sẵn có của thành phố, trong đó có tầng hầm của các tòa nhà dân dụng. Hơn thế nữa, tầng hầm phòng thủ kết hợp với các công trình ngầm khác tạo thành mạng lưới phòng thủ chung của cả thành phố còn là nơi trú ẩn, tác chiến của các lực lượng bám trụ bảo vệ thành phố. Để các tầng hầm có đủ khả năng chống các loại bom đạn theo yêu cầu, cần phải có quy hoạch quốc phòng mang tính tổng thể và quy định chi tiết áp dụng ngay trong thời bình. Trên thế giới, nhiều nước đã ban hành tiêu chuẩn thiết kế tầng hầm phòng không như Nga, Trung Quốc, Mỹ, Anh, Singapore... Ở Việt Nam, thiết kế tầng hầm chịu tải trọng do bom đạn gây ra trong thời chiến mới đang trong giai đoạn nghiên cứu. Vì chưa có chỉ dẫn cụ thể, thiếu các tiêu chuẩn liên quan đến kiến trúc, kết cấu, thông gió, cơ điện, phòng hỏa, thời gian gần đây hàng loạt tầng hầm được xây mới nhưng đều chưa được thiết kế phục vụ công tác phòng không nhân dân. Đã có đề tài nghiên cứu đề xuất giải pháp cải tạo tầng hầm hiện có để chuyển đổi thành mục đích phòng thủ khi cần thiết [4]. Tuy nhiên chúng ta cũng cần phải chủ động xây dựng các quy định về vấn đề phòng không nhân dân để áp dụng cho các tầng hầm xây mới. Để làm được việc này, bên cạnh việc tự nghiên cứu, chúng ta còn rất cần phải tham khảo, học tập kinh nghiệm của các nước trên thế giới. Dưới đây trình bày một số khái niệm liên quan đến tầng hầm phòng không và cách xác định tải trọng tĩnh tương đương với tác dụng nổ của bom đạn thông thường lên tầng hầm theo tiêu chuẩn thiết kế tầng hầm phòng không của Trung Quốc GB50038-2005, gọi tắt là Tiêu chuẩn GB50038-2005 [1].

2. Một số khái niệm về tầng hầm phòng không2.1. Phân loại

Theo quy định của Trung Quốc, có nhiều cách phân loại tầng hầm phòng không khác nhau. Dưới đây chỉ trình bày cách phân loại theo công dụng của công trình phòng không nhân dân trong thời chiến. Theo đó, công trình phòng không nhân dân (trong đó bao gồm tầng hầm phòng không) được phân thành 5 loại:

Sở chỉ huy phòng không nhân dân: Công trình đảm bảo hoạt động của các cơ quan chỉ huy phòng không nhân dân trong thời chiến.

Công trình cứu hộ y tế: Công trình phòng không nhân dân có thể độc lập sơ cứu người bị thương. Theo phân cấp công trình y tế và nhiệm vụ, phân thành 3 cấp là bệnh viện trung tâm, bệnh viện cấp cứu và trạm cấp cứu.

Công trình phục vụ lực lượng chuyên môn phòng không nhân dân: Lực lượng chuyên môn phòng không nhân dân là tổ chức được thành lập để thực hiện các công tác phòng không nhân dân, bao gồm giải cứu người, sửa chữa nhanh, cứu hộ y tế, phòng độc phòng dịch, thông tin liên lạc, vận chuyển và đảm bảo an ninh trật tự.

Công trình phục vụ lực lượng chuyên môn phòng không nhân dân dùng trú ẩn và phục vụ một số công việc của lực lượng chuyên môn phòng không nhân dân, thường bao gồm nơi trú ẩn của con người và thiết bị (xe cộ). Khi chưa đủ điều kiện có thể chỉ phục vụ một trong hai công năng trên.

Công trình trú ẩn: Chủ yếu phục vụ công tác trú ẩn của con người, phân làm 2 cấp: cấp 1 dùng để đảm bảo trú ẩn an toàn cho nhân viên thuộc cơ quan chính phủ, cơ quan quan trọng phục vụ sinh hoạt thông thường (bưu điện, điện lực, cấp



nước, thực phẩm...), các xí nghiệp quan trọng...; cấp 2 dùng để đảm bảo trú ẩn an toàn cho dân thường.

Mạng lưới hỗ trợ: Các công trình dùng để phối hợp sự hoạt động của các công trình trên, chủ yếu bao gồm trạm điện khu vực, trạm cấp nước khu vực, kho vật tư phòng không, kho chứa xe máy phòng không, trạm lương thực, xí nghiệp sản xuất xe máy, đường giao thông phòng không, trạm cảnh báo...2.2. Phân cấp

Tiêu chuẩn GB50038-2005 đề cập đến hai loại tầng hầm phòng không: Tầng hầm phòng không loại A phải thỏa mãn yêu cầu về chống vũ khí nguyên tử, vũ khí thông thường và vũ khí sinh hóa; Tầng hầm phòng không loại B chỉ cần thỏa mãn yêu cầu về chống vũ khí thông thường và vũ khí sinh hóa. Theo khả năng phòng chống sóng xung kích do các loại vũ khí gây ra, tầng hầm phòng không được phân thành các cấp như sau:

• Đối với vũ khí thông thường: có 6 cấp là 1, 2, 3, 4, 5 và 6;

• Đối với vũ khí nguyên tử: có 9 cấp là 1, 2, 2B, 3, 4, 4B, 5, 6 và 6B.

Cấp từ 1 đến 4 là phòng chống vũ khí thông thường, cấp từ 1 đến 4 và cấp 4B là phòng chống vũ khí nguyên tử, thường dùng cho công trình chỉ huy và cứu viện phòng không quốc gia. Tiêu chuẩn phòng vệ cụ thể thuộc về bí mật nhà nước.

Phạm vi của Tiêu chuẩn GB50038-2005 là áp dụng cho tầng hầm phòng không phòng chống vũ khí thông thường cấp 5, 6 và vũ khí nguyên tử cấp 4, 4B, 5, 6 và 6B. Các quy định đối với kết cấu phòng chống vũ khí thông thường cấp 5, 6 được giới thiệu ở mục 3 dưới đây. Cấp phòng chống vũ khí và công dụng trong thời chiến của tầng hầm phòng không xây mới do cơ quan chủ quản về phòng không nhân dân trực thuộc ủy ban nhân dân các tỉnh, thành phố trực thuộc trung

Bảng 1. Giá trị tiêu chuẩn của qce1 (kN/m2)

Chiều dày lớp đất phủ mặt trên trần h (m)

Cấp phòng chống vũ khí thông thường5 6

0 ≤ h ≤ 0,5 110 ÷ 90 (88 ÷ 72) 50 ÷ 40 (40 ÷ 32)0,5 < h ≤ 1,0 90 ÷ 70 (72 ÷ 56) 40 ÷ 30 (32 ÷ 24)1,0 < h ≤ 1,5 70 ÷ 50 (56 ÷ 40) 30 ÷ 15 (24 ÷ 12)1,5 < h ≤ 2,0 50 ÷ 30 (40 ÷ 24) -2,0 < h ≤ 2,5 30 ÷ 15 (24 ÷ 12) -

Chú thích:1. Giá trị nhỏ của h tương ứng với giá trị lớn của qce1;2. Khi xét đến ảnh hưởng của kết cấu bên trên, có thể lấy giá trị trong ngoặc đơn.

Bảng 2. Giá trị tiêu chuẩn của qce2 trường hợp kết cấu tường ngoài trong đất chưa bão hòa (kN/m2)

Chiều sâu mặt trên trần tầng hầm h (m)

Loại đất

Cấp phòng chống vũ khí thông thường

5 6

Khối xây BTCT Khối xây BTCT

0<h≤1,5

Sỏi cuội, cát hạt thô, cát hạt trung 85 ÷ 60 70 ÷ 40 45 ÷ 25 30 ÷ 20Cát hạt nhỏ, cát bụi 70 ÷ 50 55 ÷ 35 35 ÷ 20 25 ÷ 15Đất bụi 70 ÷ 55 60 ÷ 40 40 ÷ 20 30 ÷ 15Đất dính, đất đỏ bazan 70 ÷ 50 55 ÷ 35 35 ÷ 25 20 ÷ 15Đất dính cổ 80 ÷ 60 65 ÷ 40 40 ÷ 25 30 ÷ 15Đất lún sụt 70 ÷ 50 55 ÷ 35 35 ÷ 20 25 ÷ 15Bùn 50 ÷ 40 35 ÷ 25 25 ÷ 15 15 ÷ 10

1,5<h≤3,0

Sỏi cuội, cát hạt thô, cát hạt trung 40 ÷ 30 20 ÷ 15Cát hạt nhỏ, cát bụi 35 ÷ 25 15 ÷ 10Đất bụi 40 ÷ 25 15 ÷ 10Đất dính, đất đỏ bazan 35 ÷ 25 15 ÷ 10Đất dính cổ 40 ÷ 25 15 ÷ 10Đất lún sụt 35 ÷ 20 15 ÷ 10Bùn 25 ÷ 15 10 ÷ 5

Chú thích:1. Giá trị ở cột khối xây được xác định trên cơ sở tầng hầm có chiều cao thông thủy ≤ 3m, bề rộng thông thủy ≤ 5m;

giá trị ở cột bê tông cốt thép dựa trên cơ sở chiều cao tường ngoài tầng hầm ≤ 5m;2. Giá trị nhỏ của h tương ứng với giá trị lớn của qce2.

73 S¬ 28 - 2017

ương quyết định.2.3 Các bộ phận cấu thành tầng hầm phòng không

Các thành phần chính của tầng hầm phòng không bao gồm [4]:

• Các phòng chính (phòng cho người ẩn nấp)• Các phòng phụ trợ như vệ sinh, y tế, kho chứa, bể

chứa...• Các phòng cho hệ thống kỹ thuật như thông gió lọc độc,

máy phát điện, thông tin liên lạc, cấp thoát nước...• Lối ra vào gồm hệ thống cửa và khoang đệm

3. Tải trọng tĩnh tương đương dùng để thiết kế kết cấu tầng hầm phòng không

Tác động của sóng xung kích hoặc sóng nén do nổ lượng nổ là tải trọng động, thông thường được quy về tải trọng tĩnh tương đương tác động lên tầng hầm phòng không [5] (Hình 2). Tiêu chuẩn GB50038-2005 đưa ra các dạng sóng xung kích và sóng nén do nổ bom thông thường và bom hạt nhân cùng các công thức tính toán tải trọng tĩnh tương đương. Bên cạnh đó, tiêu chuẩn này còn cung cấp bảng tra trực tiếp các giá trị tải trọng để thuận tiện cho quá trình thiết kế.

Trong quá trình tính toán kết cấu trần hoặc lối thoát trong nhà có thể xem xét đến ảnh hưởng của kết cấu bên trên đến tải trọng tác động lên tầng hầm phòng không nếu thỏa mãn một trong hai yêu cầu sau:

• Kết cấu bên trên không ít hơn hai tầng, tường ngoài tầng 1 là tường xây hoặc bê tông cốt thép, đồng thời tổng diện tích lỗ đục trên một mặt tường ngoài bất kỳ không vượt quá 50% diện tích bề mặt tường ngoài đó.

• Kết cấu bên trên chỉ có một tầng, vật liệu tường ngoài tầng dưới cùng và diện tích lỗ đục thỏa mãn yêu cầu trên, đồng thời kết cấu mái là bê tông cốt thép.

a) Giá trị tiêu chuẩn của qce1

Khi tầng hầm phòng không đặt tại tầng hầm 1, tải trọng tĩnh tương đương qce1 của trần tầng hầm lấy theo bảng 1. Khi chiều dày lớp đất phủ mặt trên trần lớn hơn 2,5m đối với tầng hầm phòng chống cấp 5, lớn hơn 1,5m đối với tầng hầm phòng chống cấp 6, trần tầng hầm có thể không xem xét tác dụng của trọng tĩnh tương đương do tác động nổ của bom đạn thông thường, nhưng khi thiết kế kết cấu trần tầng hầm phải tuân thủ các yêu cầu cấu tạo đối với tầng hầm phòng không [1].

Khi tầng hầm phòng không đặt tại tầng hầm 2 và các tầng phía dưới, trần tầng hầm có thể không xem xét tác dụng của trọng tĩnh tương đương do tác động nổ của bom đạn thông thường, nhưng khi thiết kế kết cấu trần tầng hầm phải tuân thủ các yêu cầu cấu tạo đối với tầng hầm phòng không [1].

Đối với công trình có tầng hầm mở rộng hơn phần thân, trần tầng hầm mở rộng thêm có thể nằm sâu hơn mặt đất. Khi đó chiều dày lớp đất phủ mặt trên trần h có ảnh hưởng

(A) (B) Các đơn vị phòng vệ (phân chia không gian để tránh phá hoại lan truyền)(1) Khoang đệm phòng độc thứ nhất (2) Khoang đệm phòng độc thứ hai (3) Phòng cởi quần áo (4) Phòng tắm khử độc (5) Phòng kiểm tra và mặc quần áo (6) Giếng thông gió (7) Đường hầm (Lối thoát ngoài nhà) (8) Hành lang an toàn trong nhà (9) Lối ra vào(10) Phòng chính cho người trú ẩn (11) Lối thoát trong nhà (12) Kỹ thuật(13) Chỉ huy phòng không nhân dân (14) Lối thoát dự phòng (15) Vệ sinh chung 1 – Cửa bảo vệ 2 – Cửa kín 3 – Cửa thường 4 – Miệng đường hầm 5 – Tường ngăn 6 – Tường ngoài 7 – Tường lắp cửa 8 – Tường chịu sónga – Cửa vào phòng cởi quần áo b – Cửa vào phòng tắm khử độc c – Cửa ra khỏi phòng tắm khử độc d – Cửa ra khỏi phòng kiểm tra và mặc quần áoHình 1. Ví dụ cấu tạo tầng hầm phòng không



trực tiếp đến giá trị của qce1. Nếu mặt trên tầng hầm ngoài nhà nằm ngay sát mặt đất (trường hợp sử dụng mặt tầng hầm làm sân, đường), giá trị h lấy bằng 0. Khi xét giá trị qce1 cho trần tầng hầm nằm trong nhà, giá trị h cũng lấy bằng 0.

b) Giá trị tiêu chuẩn của qce2 Giá trị tiêu chuẩn của tải trọng tĩnh tương đương qce2 dùng

để thiết kế kết cấu tường ngoài lấy theo bảng 2 và bảng 3.Trường hợp mặt dưới trần tầng hầm phòng không cao

hơn cao độ ngoài nhà, kết cấu tường ngoài tầng hầm phòng không sẽ chịu tác động trực tiếp của sóng xung kích do nổ bom đạn, nếu thiết kế kết cấu tường đạt đến trạng thái đàn hồi dẻo thì tải trọng tĩnh tương đương lấy bằng 400 kN/m2 đối với cấp 5 và 180 kN/m2 đối với cấp 6 phòng chống vũ khí thông thường.

4. Kết luậnTác động nổ của bom đạn là tải trọng động đã được quy

đổi về tải trọng tĩnh tương đương thông qua các công thức chuyển đổi và đã được lập thành các bảng tra trực tiếp trong Tiêu chuẩn GB50038-2005 vì vậy việc áp dụng trong thiết kế rất thuận tiện.

Với áp lực tính toán chênh nhau khoảng hai lần dẫn đến tải trọng tĩnh tương đương tác dụng lên kết cấu tầng hầm cấp 5 và cấp 6 cũng chênh lệch rất lớn (khoảng hai lần). Như vậy, chi phí cho tầng hầm kháng lực cấp 5 sẽ tăng lên đáng kể so với cấp 6. Tương tự với các cấp kháng lực cao hơn. Đây

là sự xung đột giữa yêu cầu an toàn và hiệu quả kinh tế mà chính sách quốc phòng cần giải quyết.

Việc thiết kế lưỡng dụng tầng hầm các công trình dân dụng, trong đó có tầng hầm nhà cao tầng, mặc dù làm phát sinh chi phí đầu tư, tuy nhiên là vấn đề rất quan trọng, cần được sự quan tâm đúng mức của chính quyền, đòi hỏi các cơ quan quản lý nhà nước cùng với các cơ quan chuyên môn tập trung xây dựng cơ chế phù hợp đồng thời nghiên cứu ban hành các quy định, quy chuẩn, tiêu chuẩn kỹ thuật liên quan để triển khai áp dụng trong thực tế./.

Tài liệu tham khảo1. 中国人民共和国国家标准,人民防空地下室设计规范 (Tiêu

chuẩn GB50038-2005), 2010.2. Nguyễn Hồng Sơn, Thiết kế kết cấu nhà chịu tác động của nổ

sự cố, Nhà xuất bản Xây dựng, 2016.3. 国家国防动员委员会、国家发展计划委员会、建设部、财政部,人民防空工程建设管理规定, 2003.

4. Nguyễn Trí Tá và các cộng sự, Nghiên cứu giải pháp cải tạo tầng hầm của nhà cao tầng làm công trình phòng thủ dân sự trong thời chiến, Báo cáo đề tài nghiên cứu khoa học, Học viện Kỹ thuật quân sự, 2016.

5. Hồ Sĩ Giao, Nổ hóa học - Lý thuyết và thực tiễn, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, 2010.

6. Vũ Đình Lợi, Giáo trình công sự, Học viện Kỹ thuật quân sự, 2005.

Hình 2. Sơ đồ tải trọng tác dụng lên tầng hầm phòng không

Bảng 3. Giá trị tiêu chuẩn của qce2 trường hợp kết cấu tường ngoài trong đất bão hòa (kN/m2)

Chiều sâu mặt trên trần tầng hầm h (m)

Tỷ lệ khí trong đất bão hòa α1 (%)

Cấp phòng chống vũ khí thông thường5 6

0 ≤ h ≤ 1,51 100 ÷ 80 50 ÷ 30

≤ 0,05 140 ÷ 100 70 ÷ 50

1,5 < h ≤ 3,01 80 ÷ 60 30 ÷ 25

≤ 0,05 100 ÷ 80 50 ÷ 30Chú thích:

1. Nếu tỷ lệ khí α1 > 1% thì lấy giá trị qce2 theo đất chưa bão hòa; trường hợp 0,05% < α1 < 1% giá trị qce2 được nội suy;

2. Giá trị nhỏ của h tương ứng với giá trị lớn của qce2.

75 S¬ 28 - 2017

Các loại tổ hợp khi thiết kế công trình chịu động đất theo TCVN 9386:2012Combinations in designing of structures for earthquake resistance, according to TCVN 9386:2012

Nguyễn Thị Ngọc Loan

Tóm tắtBài báo trình bày các định nghĩa tổ hợp

cần thiết khi thiết kế công trình chịu động đất tuân theo TCVN 9386:2012,

bao gồm: (1) Tổ hợp khối lượng khi phân tích dao động (Mass source),

(2) Tổ hợp các dạng dao động (Modal combination), và (3) Tổ hợp tải trọng động đất với các tải trọng khác (Load combination). Một ví dụ cụ thể được

trình bày về cách áp dụng các hệ số tổ hợp tải trọng cho mỗi loại tổ hợp.

Từ khóa: Động đất, TCVN 9386, Nguồn khối lượng, Tổ hợp các dạng dao động, Tổ hợp tải

trọng

AbstractThis paper presents about the combinations

in designing of structures for earthquake resistance, according to TCVN 9386:2012.

The combinations are (1) Mass source definition, (2) Modal combination, and (3)

Load combination. A numerical example will show how to apply the load factors in each

combination.Keywords: Earthquake resistance, TCVN

9386, Mass sourse, Modal combination, Load combination

ThS. Nguyễn Thị Ngọc Loan Bộ môn Sức bền-Cơ kết cấu Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Giới thiệuTiêu chuẩn hiện hành được áp dụng

khi thiết kế công trình chịu động đất ở Việt Nam là TCVN 9386:2012 [1]. Tiêu chuẩn hiện hành này được chuyển đổi từ TCXDVN 375:2006 [2] thành tiêu chuẩn quốc gia. TCVN 9386:2012 (cũng như TCXDVN 375:2006) được biên soạn trên cơ sở chấp nhận tiêu chuẩn Eurocode 8 [3]. Ngoài việc bổ sung hoặc thay thế các phần mang tính đặc thù Việt Nam, như bảng phân cấp phân loại công trình xây dựng, bản đồ phân vùng gia tốc nền lãnh thổ Việt Nam, bảng phân vùng gia tốc nền theo địa danh hành chính, bảng chuyển đổi gia tốc nền sang cấp động đất, thì TCVN 9386 được dịch đúng nguyên bản, đúng nội dung của Eurocode 8, vì thế các cách tổ hợp tải trọng, đi kèm với các hệ số tổ hợp trong hai tiêu chuẩn là hoàn toàn giống nhau.

Việc thiết kế kết cấu chịu động đất thường được đòi hỏi đối với các công trình quan trọng và công trình cao tầng. Viện khoa học công nghệ xây dựng đã phát hành tài liệu: hướng dẫn thiết kế nhà cao tầng bê tông cốt thép chịu động đất [4]. Trong tài liệu hướng dẫn này, nhiều ví dụ tính toán cụ thể đã được trình bày, nhiều chỉ dẫn trong tiêu chuẩn còn mang tính nguyên tắc đã được định lượng hoặc công thức hóa. Mặc dù vậy, trong tài liệu hướng dẫn còn thiếu các ví dụ bằng số về các định nghĩa tổ hợp tải trọng và nguồn khối lượng, mà các ví dụ này, nếu có, sẽ là một phần hướng dẫn thiết thực mà các kỹ sư thiết kế kết cấu rất quan tâm. Thực tế hiện nay, các kỹ sư thiết kế thường làm đơn giản hóa việc định nghĩa các tổ hợp và nguồn khối lượng, dẫn đến làm không đúng tiêu chuẩn.

Các định nghĩa về tổ hợp tải trọng theo TCVN 9386 sẽ được trích dẫn và trình bày lại trong mục 2 của bài báo này, và cách áp các hệ số tổ hợp tải trọng cho một ví dụ cụ thể được trình bày ở mục 3.

Trong bài viết này, để ngắn gọn và dễ hiểu, các thuật ngữ được sử dụng trong TCVN 9386 như: “tải trọng và tác động” được gọi là “tải trọng”, “tác động dài hạn” được gọi là “tĩnh tải”, “tác động thay đổi” được gọi là “hoạt tải”.

2. Các loại tổ hợp khi thiết kế công trình chịu động đất

Khi phân tích kết cấu công trình chịu động đất, có ba loại tổ hợp cần được định nghĩa là:

(1) Tổ hợp khối lượng khi phân tích dao động (Mass source),

(2) Tổ hợp các dạng dao động (Modal combination), và

(3) Tổ hợp tải trọng động đất với các tải trọng khác (Load combination)

Phần sau đây sẽ lần lượt trình bày các tổ hợp này.2.1 Tổ hợp khối lượng khi phân tích dao động (Mass source)

Mục 3.2.4 (2) trong 9386:2012 định nghĩa tổ hợp để xác định nguồn khối lượng liên quan đến các hiệu ứng quán tính trong phân tích dao động (modal analysis) như sau:

, , , " " +∑ ∑k j E i k iG Qψ (1)

trong đó:Dấu “+” trong biểu thức có nghĩa là “tổ

hợp với”Các chỉ số ở các số hạng trong biểu

thức (1) có ý nghĩa là: i là thành phần hoạt tải thứ i; j là thành phần tĩnh tải thứ j; k là tầng thứ k, do đó Gk,j là tĩnh tải thứ j, tầng k, Qk,i là hoạt tải thứ i, tầng k.

, 2,=E i iψ ϕψ

ψE,i là hệ số tổ hợp tải trọng đối với

hoạt tải thứ i, ψE,i xét đến khả năng các hoạt tải Qk,i không xuất hiện trên toàn bộ công trình trong thời gian xảy ra động đất. ψE,i còn xét đến sự tham gia hạn chế của khối lượng (do hoạt tải) vào chuyển động của kết cấu do mối liên kết không cứng giữa chúng (khối lượng của các hoạt tải).

ψ2,i là hệ số tải trọng dài hạn giả định (quasi-permanent), nghĩa là ψE,i Qk,i được giả định là tĩnh tải. Giá trị của ψ2,i và φ lần lượt được cho trong bảng 1 và bảng 2, (tương ứng với bảng 3.4 và bảng 4.2 trong TCVN 9386:2012).2.2 Tổ hợp các dạng dao động (Modal combination)

Mục 4.3.3.3.2 trong 9386 trình bày hai loại tổ hợp dạng dao động, đó là: (1)



tổ hợp căn bậc hai của tổng các bình phương (SRSS - the Square Root of the Sum of their Squares), và tổ hợp bậc hai đầy đủ (CQC – the Completed Quadratic Combination). Điều kiện để áp dụng tổ hợp SRSS xem trong [1].

2= ∑E EiE E (2)

trong đó EE là nội lực, chuyển vị, ứng suất,… do động đất đang xétEEi là nội lực, chuyển vị, ứng suất,… do động đất đang

xét, do dạng dao động thứ i gây raKhi các thành phần nằm ngang theo phương X và

phương Y của tác động động đất tác động đồng thời, thì áp

dụng quy tắc SRSS để tổ hợp các thành phần nằm ngang, như sau, xem mục 4.3.3.5.1 trong [1]:

2 2= +E Edx EdyE E E

trong đó EEdx, EEdy lần lượt là hệ quả của tác động động đất theo phương X và phương Y, được tổ hợp theo phương trình (2).2.3 Tổ hợp tải trọng động đất với các tải trọng khác (Load combination)

Mục 3.2.4 (1) trong TCVN 9386:2012 định nghĩa tổ hợp tải trọng để xác định nội lực, chuyển vị, … do tải động đất và các tải trọng khác như phương trình (3). Tổ hợp này được gọi là tổ hợp đặc biệt trong TCVN 2737:1995 [5]

, 2, ,1 1

" " " " " " ≥ ≥

= + + +∑ ∑dd k j E i k ij i

E G P A Qψ (3)

trong đó: Ed là giá trị thiết kế của các hệ quả tải trọng (hay Ed là nội lực, chuyển vị, … trong tổ hợp đặc biệt), P là lực ứng suất trước (cũng được xem như tĩnh tải),

dEA là lực động đất thiết kế. Các kí hiệu còn lại tương tự như đã được trình bày trong mục 2.1 trên đây.

3. Ví dụ áp dụngVí dụ: Xác định các hệ số tổ hợp khi phân tích kết cấu cho

công trình hai tầng như hình 1, khi có xét đến động đất, biết các giá trị hoạt tải lên công trình là:

Khu văn phòng: Q1=2 kN/m2

Khu hội họp: Q2=4 kN/m2

Khu kho lưu trữ: Q3=6 kN/m2

Mái: Q4=0,75 kN/m2

3.1 Tổ hợp tải trọng khi định nghĩa nguồn khối lượng (Mass source)

Khi định nghĩa nguồn khối lượng cho việc phân tích dao động, hệ số tổ hợp được áp cho các thành phần tĩnh tải là 1,0, và áp cho các thành phần hoạt tải được lấy như trong Bảng 3

Với các hệ số tổ hợp được định nghĩa trong bảng 3, thì tương ứng trong SAP2000 sẽ được định nghĩa như trong hình 2a, trong đó hệ số tổ hợp cho hoạt tải 1 (HT1 - hay Qk,1) là 0,24, cho HT2 (hay Qk,2) là 0,48, cho HT3 (hay Qk,3) là 0,8 và cho HT4 (hay Qk,4) là 0. Cách tổ hợp thường gặp là tất cả các hoạt tải (Qk,1, Qk,2, Qk,3, và Qk,4) được gộp chung là hoạt tải (HT), và được nhân cùng một hệ số bằng 0,24 như trong hình 2b.

Bảng 3: Hệ số tổ hợp tải trọng khi định nghĩa nguồn khối lượng

Hoạt tải Loại hoạt tải Qk,i (kN/m2) φ ψ2,i φψ2,iQk,j Khu vực văn phòng B Qk,1 = 2 0,8 ψ2,1 =0,3 0,8×0,3×2

Khu vực hội họp C Qk,2 = 4 0,8 ψ2,2 =0,6 0,8×0,6×4

Khu vực kho lưu trữ E Qk,3 = 6 1,0 ψ2,3 =0,8 1,0×0,8×6

Mái H Qk,4 = 0,75 1,0 ψ2,4,4 =0 1,0×0×0,75

Hình 1. Công trình 2 tầng cho ví dụ

Bảng 1: Các giá trị Ψ2,i đối với nhà (Bảng 3.4 trong TCVN 9386:2012)

Tác động ψ2,i

Tải trọng đặt lên nhà, loạiLoại A: Khu vực nhà ở, gia đình 0,3Loại B: Khu vực văn phòng 0,3Loại C: Khu vực hội họp 0,6Loại D: Khu vực mua bán 0,6Loại E: Khu vực kho lưu trữ 0,8Loại F: Khu vực giao thông, trọng lượng xe ≤ 30 kN 0,6

Loại G: Khu vực giao thông, 30 kN ≤ trọng lượng xe ≤ 160 kN 0,3

Loại H: Mái 0

Bảng 2: Giá trị của Ψ để tính toán ΨEi (Bảng 4.2 trong TCVN 9386:2012)

Loại tác động thay đổi Tầng φ

Các loại từ A - C*

MáiCác tầng được sử dụng đồng thờiCác tầng được sử dụng độc lập

1,00,80,5

Các loại từ D-F* và kho lưu trữ

1,0

* Các loại tác động thay đổi được định nghĩa trong bảng 1.

77 S¬ 28 - 2017

Nhận xét: Trong TCVN 9386, hoạt tải sửa chữa trên mái không

được tính tham gia vào nguồn khối lượng gây ra các hiệu ứng quán tính (Ψ2,i). Cách tổ hợp thường gặp có tính cả khối lượng này.

Với các công trình dạng tổ hợp chung cư và văn phòng, nghĩa là chỉ có hoạt tải loại A và loại B như trong bảng 1, thì cách tổ hợp thường gặp phù hợp với định nghĩa trong TCVN 9386, ngoại trừ sự sai khác do phần khối lượng trên mái.

Với công trình có chứa các khu có hoạt tải loại C, D, E, F thì cách tổ hợp thông thường không phù hợp với TCVN 9386.3.2 Tổ hợp các dạng dao động (Modal combination)

Giả sử đang tính động đất theo phương X, và phải tính với hai dạng dao động, dạng 1 được đặt tên là DDX1 và dạng 2 là DDX2, thì nội lực, chuyển vị, ứng suất,… do động đất theo phương X được tổ hợp kiểu SRSS là:

2 21 2= +DDX DDX DDX , và định nghĩa tương ứng trong

SAP2000 (hay ETABS) như hình 3Vì là tổ hợp SRSS, nên DDX có đồng thời 2 dấu dương

và âm. Ví dụ biểu đồ mô men của DDX có dạng như trong hình 43.3 Tổ hợp tải trọng động đất với các tải trọng khác (Load combination)

Nội lực, chuyển vị, ứng suất, … trong kết cấu cho trường hợp tổ hợp tải trọng động đất với các tải trọng khác, còn được gọi là tổ hợp tải trọng đặc biệt trong TCVN 2737:1995 [5], được định nghĩa trong mục 2.4.4 và 2.4.5 trong [5] và được trích lại như dưới đây:

“2.4.4. Tổ hợp tải trọng đặc biệt có một tải trọng tạm thời thì giá trị của tải trọng tạm thời được lấy toàn bộ.

2.4.5. Tổ hợp tải trọng đặc biệt có hai tải trọng tạm thời trở lên, giá trị tải trọng đặc biệt được lấy không giảm, giá trị tính toán của tải trọng tạm thời hoặc nội lực tương ứng của chúng được nhân với hệ số tổ hợp như sau: tải trọng tạm thời dài hạn nhân với hệ số ψ1=0,95; tải trọng tạm thời ngắn hạn nhân với hệ số ψ2=0,8; trừ những trường hợp đã được nói rõ trong tiêu chuẩn thiết kế các công trình trong vùng động đất hoặc các tiêu chuẩn thiết kế kết cấu và nền móng khác”.

Hình 2. Hệ số tổ hợp tải trọng khi định nghĩa nguồn khối lượng trong SAP2000

Hình 3. Định nghĩa trong SAP2000 cho tổ hợp SRSS hai dạng dao động do động đất

Hình 4. Biểu đồ mô men do động đất theo phương X, được tổ hợp SRSS từ hai dạng dao động

(a) Tổ hợp theo TCVN 9386:2012 (b) Tổ hợp thường gặp



Như vậy:Theo TCVN 2737:1995 thì tổ hợp tải trọng đặc biệt phải

tuân theo TCVN 9386:2012, vàNếu tổ hợp chỉ chứa duy nhất một trong các loại hoạt tải

từ A đến G trong bảng 1, thì tổ hợp đặc biệt có một tải trọng tạm thời, nếu không, tổ hợp đặc biệt có hai tải trọng tạm thời trở lên.

Trường hợp công trình có một tải trọng tạm thời, nếu tổ hợp theo TCVN 2737 thì hệ số tổ hợp của tải trọng tạm thời là 1,0 (mục 2.4.4), nếu tổ hợp theo TCVN 9386 thì hệ số tổ hợp của tải trọng tạm thời là ψ2,i <1,0, tùy từng loại hoạt tải (xem phương trình 3 và bảng 1), kể cả trường hợp i=1.

Công trình trong ví dụ có ba tải trọng tạm thời (không kể tải trọng sửa chữa mái). Tên của tổ hợp đặc biệt là THDB. Áp các hệ số tổ hợp tải trọng được định nghĩa trong bảng 1 vào phương trình (3) sẽ có kết quả như phương trình (4) dưới đây

" " " " (0,3 1 0,8 2 0,6 3 0 4)= + + + + +THDB TT DDX HT HT HT HT (4)

Tương ứng phương trình (4), các hệ số tổ hợp trong SAP2000 sẽ được định nghĩa như trong hình 5a, trong đó hệ số tổ hợp cho hoạt tải 1 (HT1 - hay Qk,1) là 0,3, cho HT2 (hay Qk,2) là 0,8, cho HT3 (hay Qk,3) là 0,6 và cho HT4 (hay Qk,4) là 0.

Cách tổ hợp thường gặp là tất cả các hoạt tải (Qk,1, Qk,2, Qk,3, và Qk,4) được gộp chung là hoạt tải (HT), và được nhân cùng một hệ số bằng 0,3 như trong phương trình (5a) (tương

ứng là hình 5b). Cũng có cách tổ hợp thường gặp khác, khi các kỹ sư thiết kế áp dụng định nghĩa tổ hợp theo TCVN 2737:1995, như trong phương trình (5b)

" " " " 0,3= + +THDB TT DDX HT (5a) " " " " 0,8= + +THDB TT DDX HT (5b)

Đối chiếu với phương trình (4) và bảng 1 thì cách tổ hợp theo phương trình (5a) chỉ đúng khi công trình có các hoạt tải loại A và/hoặc loại B và/hoặc loại G, cách tổ hợp theo phương trình (5b) chỉ đúng khi công trình chỉ có duy nhất một hoạt tải loại E.

Kết luận và kiến nghị• Bài báo đã trình bày cách áp dụng các hệ số tổ hợp

tải trọng khi phân tích công trình chịu động đất theo TCVN 9386:2012.

• Theo TCVN 9386:2012, hoạt tải sửa chữa mái không tham gia vào nguồn khối lượng gây ra các hiệu ứng quán tính, và không có ảnh hưởng gì trong tổ hợp đặc biệt.

• Trong tổ hợp đặc biệt, hệ số tổ hợp cho hoạt tải được định nghĩa trong TCVN 9386:2012 khác và chi tiết hơn các hệ số đó trong TCVN 2737:1995.

• Các cách tổ hợp thường gặp, mặc dù đơn giản hơn so với cách tổ hợp tuân theo TCVN 9386:2012, nhưng không phù hợp với các quy định về tổ hợp tải trọng trong TCVN 9386:2012.

• Khi thiết kế công trình chịu động đất, các tổ hợp tải trọng cần tuân theo TCVN 9386:2012./.

Tài liệu tham khảo1. TCVN 9386:2012: Thiết kế công trình chịu động đất - Phần 1:

Quy định chung, tác động động đất và quy định đối với kết cấu nhà. Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2012

2. TCXDVN 375:2006: Thiết kế công trình chịu động đất - Phần 1: Quy định chung, tác động động đất và quy định đối với kết cấu nhà. Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2006

3. Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance - Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings.

European Committee for Standardization, 2003.4. Viện khoa học công nghệ Xây dựng: Hướng dẫn thiết kế công

trình cao tầng bê tông cốt thép theo TCXDVN 375:2006. Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2006

5. TCVN 2737:1995: Tải trọng và tác động, tiêu chuẩn thiết kế. Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2013

6. SAP2000 Advanced 14.2.2, Structural Analysis Program. Computers and Structures, Inc.

(a) Tổ hợp theo TCVN 9386:2012 (b) Tổ hợp thường gặp

Hình 5. Hệ số tổ hợp tải trọng khi định nghĩa tổ hợp đặc biệt trong SAP2000

79 S¬ 28 - 2017

Field monitoring on piled raft foundation subjected to unsymmetrical earth pressure Quan trắc hiện trường móng bè cọc chịu áp lực đất không đối xứng

J. Hamada(1), K. Yamashita(2)

Tóm tắtBài báo này giới thiệu nghiên cứu cụ thể về

công trình nhà bảy tầng với ba tầng hầm, chịu áp lực đất không đối xứng. Để giảm

thiểu độ lún quá lớn do các lớp đất sét dưới bè móng và để giảm lực cắt phát sinh lớn

tác động lên cọc do lực ngang từ áp lực đất, phương án móng bè cọc đã được sử dụng. Để

khẳng định tính đúng đắn của phương án thiết kế móng này, công tác quan trắc dài hạn

sự phân chia tải trọng giữa bè và cọc đã được tiến hành bằng các phép đo trong khoảng thời gian 13 năm. Dựa trên các kết quả đo

được của tòa nhà cho thấy rằng móng bè cọc không những chịu tốt tải trọng đứng của

công trình mà còn có thể chịu được tải trọng ngang do áp lực đất không đối xứng.

Từ khóa: móng bè cọc, đo đạc hiện trường, áp lực đất không đối xứng, phân chia tải trọng

AbstractThis paper offers a case history of a seven-story

building with three basement floors, subjected to unsymmetrical earth pressure. To reduce excessive

settlements due to clay layers below the raft, and to reduce excessive shear force acting on

piles due to lateral load from earth pressure, a piled raft foundation was employed. To confirm

the validity of the foundation design, long-term field measurements on the foundation have been

conducted on the load sharing between the raft and the piles during about thirteen years. Based on the measurement results of the building, it is

confirmed that a piled raft foundation works well not only for vertical structure load but also for

lateral load due to unsymmetrical earth pressure.Keywords: piled raft foundation, field

measurements, unsymmetrical earth pressure, load sharing

(1) Dr, Group Leader, Research & Development Institute, Takenaka Corporation, [email protected] (2) Dr, Executive Manager, Research & Development Institute, Takenaka Corporation, [email protected]

1. IntroductionPiled raft foundations are recognised as one of the most economical foundation

system, and have been applied for a lot of building in many countries such as Germany and Japan. Several case histories have been reported about piled rafts [1, 2, 3]. However, only a few case histories exist on the monitoring of the soil-pile-structure interaction behavior for lateral load. This paper offers a case history of a piled raft foundation focusing on pile bending moments in addition to vertical load sharing. During the monitoring period, the 2011 off the Pacific coast of Tohoku Earthquake struck the site. Subsequently, the monitoring was frequently conducted. In addition, the seismic observation records on the foundation have been reported by Hamada et al. (2015) [4].

2. Monitored building and soil conditionsThe monitored building, which is a seven-story residential building with

three basement floors, is located in Tokyo, Japan. The building subjected to unsymmetrical earth pressure is a reinforced concrete structure, 29.3 m high, with a 71.4 m by 36.0 m footprint. Figure 1 shows a schematic view of the building and its foundation with a typical soil profile. The soil profile consists of fine sand layer just below the raft with SPT N-values from 10 to 20 and clay strata including humus between depths of 17 m and 24 m from the ground surface with unconfined compressive strength of about 140 kPa. Below the depth of 24 m, there lies a Pleistocene fine sand layer with SPT N-values of 40 or higher. The shear wave velocities derived from a P-S logging system were about 200 m/s between the depths of 17 m and 24 m, and 480 to 570 m/s in the sand layers below the depth of 24 m. The ground water table appears at a depth approximately equal to the basement level.

The average contact pressure over the raft was 159 kPa. If a conventional pile foundation were used for the building foundation subjected to unsymmetrical earth pressure, the piles should carry large lateral load not only for seismic condition but also for ordinary condition, where a design horizontal seismic coefficient (lateral load over building dead load) was 0.15 for ordinary condition and 0.34 for severe seismic condition. On the other hand, if a raft foundation were used, the clay layer between depths of 17 and 23 m has a potential of excessive settlement while the sand layer just below the raft has enough bearing capacity for the dead load of the building and lateral frictional resistance between the raft and the subsoil can be reliable.

Consequently, a piled raft foundation consiting of cast-in-place concrete piles with 1.2 m in diameter and 12.2 m in length was employed, where the lateral load can be resisted by both the piles and the frictional resistance beneath the raft.

3. InstrumentationTo confirm the validity of the foundation design, field measurements were

performed on the load sharing between the raft and the piles. Figures 2 and 3 show the layout of the piles with locations of monitoring decices. Axial forces and bending moments of the piles were measured by a couple of LVDT-type strain gauges on Pile_2D (2-D street), Pile_5G (5-G street) and Pile_5D (5-D street). Eight earth pressure cells and a pore-water pressure cell were installed beneath the raft around the instrumented piles. Three sections of Pile_5D at depths of 1.0 m, 2.0 m and 9.14 m below the pile head and those of Pile_5G at depths of 1.0 m, 1.7 m and 8.19 m were measured.

Earth pressure cells of D4 and D6 were set obliquely on the soil around Pile_5D, as shown in Photo 1, in order to evaluate a frictional resistance beneath the raft by the difference of the earth pressure from the two earth pressure cells. Earth pressure cells of D8-1, D8-2 and D9 were set on the embedded side wall in order to evaluate a lateral force acting on the side wall of the building.



Figure 1. Schematic view of monitored building and foundation with soil profile

Figure 2. Foundation profile with locations of monitoring devices

Photo 1. Inclined setting earth pressure cells (D4, D5 and D6)

Figure 3: Locations of strain gauges on monitored piles

(a) Pile_5G

(b) Pile_5DThe axial forces and the bending moments of two piles,

the contact earth pressures between the raft and the soil as well as the pore-water pressure beneath the raft were also measured. The resolutions of strain and earth pressure are about 1.0×10-4μ and about 5.0×10-6 kPa, respectively as shown in table 1.

4. Long-term measurementsFigure 4 shows the time hisories of axial loads on

Pile_5D and Pile_5G. Figure 5 shows the relation of the axial load at the pile head with those at the intermediate depth and near the pile toe. Axial loads are about 4500-4000 kN on pile head at Pile_5D, while about 600 kN near pile toe. This means relatively large pile skin friction, ((4500-600)kN / (1.2π m x 7.14 m)=145 kPa). And axial load on pile head are gradually increasing after the end of construction with seasonal variation.

Figure 6 shows time histories of bending moments on Pile_5D and Pile_5G, respectively. These values are

81 S¬ 28 - 2017

Figure 4. Time histories of axial load on piles

Figure 5. Relationship of axial load between head load and intermediate depth

Figure 6. Time histories of bending moment on piles

Figure 7. Time histories of earth pressures and water pressure around pile_5D

Figure 8. Time histories of earth pressures acting on side walls

Figure 9. Time histories of load sharing between raft and pile

(a) Pile_5D (b) Pile_5G



Table 1. Measuring devices

Istrument Number ResolutionStrain gauge 26 0.99 ~ 1.06 x 10-4 μ

Earth pressure cell 10 3.71 ~ 5.68 x 10-6 kPaPiezometer 1 1.44 x 10-6 kPa



negligibly small. Figure 7 shows the time hisories of contact earthpressures and water pressure beneath the raft around Pile_5D. Measured values are relatively stable comparing to axial load on pile. Figure 8 shows the time-dependent earth presure acting on the embedded side walls. The earth pressure was stable after the earthquake. Judging from 55 kPa at D8-2, a coefficient of earth pressure K was approximately evaluated as 0.3 (55 kPa / unit weight (17 kN/m3) / depth (11.2 m)).

The axial load of the pile and the earth pressures acting on side wall fluctuate according to a season due to temperature. The seasonal variation of the incremental earth pressures of D8-2, D9 shows opposite relation, that is positive and negative.

Figure 9 shows the time-dependent load sharing among the pile load (kPa), the earth pressure and the water pressure in the tributary area of Pile_5D. The earth pressure is an average of the measured values from D7 and D5. The pile load (kPa) is estimated by the axial force of the pile divided by the tributary area of 39 m2. The ratio of the load carried by the pile to the total load is 40% (42%) at the end of the construction and 43% (44%) about eleven years after that time. Here, the values in parentheses are the ratios of the load carried by the pile to the effective load. The ratios were almost same before and after the 2011 off the Pacific coast of

Tohoku Earthquake which a seismic intensity at the observed building site was little less than 5.

5. ConclusionsBased on the long-term monitoring, no significant

changes in load sharing between the piles and the raft or earth pressures acting on the side wall were observed after the 2011 Tohoku Earthquake. Consequently, the foundation design was found to be appropriate./.

Tài liệu tham khảo1. Poulos H.G., Piled raft foundations: design and applications,

Geotechnique 51(2), pp.95-113, 2001.2. Katzenbach R., Arslan U. and Moormann C., Piled raft

foundation projects in Germany, Design applications of raft foundations, Hemsley J.A. Editor, Thomas Telford, pp.323-392, 2000.

3. Yamashita, K., Yamada, T. and Hamada, J., Investigation of settlement and load shearing on piled rafts by monitoring full-scale structures, Soil and Foundations, Vol.51, pp.513-532, 2011.6.

4. Hamada, J., Aso, N., Hanai, A. and Yamashita, K., Seismic performance of piled raft subjected to unsymmetrical earth pressure based on seismic observation records, 6ICEGE, 2015.

Tài liệu tham khảo1. Beckingsale C.W. Post-Elastic Behavior of Reinforced Concrete

Beam-Column Joints, Research Report 80-20, Department of Civil Engineering, University of Canterbury, Christchurch, New Zealand, August 1980.

2. Nguyễn Lê Ninh: Động đất và thiết kế công trình chịu động đất, nhà xuất bản Xây dựng – 2007

3. Paulay T., Priestley M.J.N. “Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings”, John Wiley – 1992.

4. Sangjoon Park, Khalid M. Mosalam, Experimental and Analytical Studies on Reinforced Concrete Buildings with Seismically Vulnerable Beam- Column Joints, Pacific Earthquake Engineering Research Center (PEER), 2012.

5. SP 14.13330.2011 -СТРОИТЕЛЬСТВО В СЕЙСМИЧЕСКИХ РАЙОНАХ.

6. TCVN 9386:2012(2012),”Thiết kế công trình chịu động đất”, Nhà Xuất bản Xây Dựng, Hà Nội.

7. TCVN 5574:2012(2012), “Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép”, Nhà Xuất bản Xây Dựng, Hà Nội.

8. A.K. Kaliluthin, S. Kothandaraman, T.S. Suhail Ahamed, A Review on behavior of reinforced concrete beam-column joint, International Journal of Innovative Research in Science, Engineering and Technology, 2014.

9. Jaehong Kim, James M. LaFave. Joint Shear Behavior of Reinforced Concrete Beam-Column Connections subjected to Seismic Lateral Loading, Department of Civil and Environmental Engineering University of Illinois, 2009.

10. Sangjoon Park, Khalid M. Mosalam, Shear strength models of exterior Beam-column joints without transverse reinforcement. Pacific Earthquake Engineering Research Center (PEER), 2009.

11. Nilanjan Mitra. An analytical study of reinforced concrete beam-column joint behavior under seismic loading. University of Washington, USA, 2007.

6. Kết luận và kiến nghịTrên cơ sở phân tích sự phá hoại của các mẫu thí nghiệm

và biến dạng cắt của các nút khung có thể rút ra các kết luận sau:

-Cách thức thiết kế khác nhau dẫn tới cách ứng xử khác nhau của các mẫu thí nghiệm. Phá hoại mẫu NK1 là dạng phá hoại dẻo với các khớp dẻo uốn xuất hiện ở các dầm sát mặt cột. Phá hoại vùng nút khunglà phá hoại dẻo và có biến dạng tương đối đều trên toàn bộ vùng nút. Phá hoại các mẫu NK2 và NK3 thuộc dạng phá hoại giòn. Vùng nút khung ởhai mẫu này bị ép vỡ dưới dưới tác động nén cục bộ của chuyển vị xoay đầu mút cột và dầm. Các dầm và cột quanh nút khung không phát triển được biến dạng dẻo đầy đủ và không hoàn toàn là biến dạng uốn. Nguy cơ phá hoại (uốn và cắt) giữa dầm, cột và nút khung gần ngang nhau.

- Dưới tác động cắt và uốn của dầm và cột truyền vào, các nút khung sẽ bị biến dạng cắt đáng kể, ngay cả khi được thiết kế theo các quy định của tiêu chuẩn thiết kế kháng chấn hiện đại TCVN 9386:2012. Do đó, việc xét tới biến dạng của nút khung trong tính toán hệ kết cấu khung BTCT chịu động đất là hết sức cần thiết.

- Hiệu ứng bó bê tông trong vùng nút khung ảnh hưởng quyết định tới ứng xử của nút khung. Để tạo được hiệu ứng bó bê tông này vai trò của cốt đai và cốt thép cột trung gian trong vùng nút khung hết sức quan trọng.

-Thí nghiệm cho thấy, các hệ kết cấu khung được thiết kế theo tiêu chuẩn của Nga SP 14.13330.2014 và của Việt Nam TCVN 5574:2012 không phù hợp để phát triển cơ cấu phá hoại dẻo ở hệ kết cấu khung BTCTchịu động đất mạnh./.

Nghiên cứu thực nghiệm sự phá hoại và biến dạng...(tiếp theo trang 61)

83 S¬ 28 - 2017

Xác định độ bền chống cắt của đất phong hóa granite Hong Kong dưới ảnh hưởng của mưa Determination of shear strength of completely decomposed granite (CDG) in Hong Kong subjected to rainfall infiltration

Bùi Đức Tùng(1), Zhou Chao(2), Charles W. W. Ng(3)

Tóm tắtBài báo trình bày kết quả thí nghiệm trong phòng đối với các mẫu đất

nguyên dạng granite phong hóa hoàn toàn (CDG) tại Hong Kong, các sơ đồ thí nghiệm được thực hiện với mục đích phân tích các cơ chế phá hoại

của mái dốc dưới tác dụng của mưa dưới các sơ đồ ứng suất khác nhau. Các sơ đồ thí nghiệm sau được thực hiện: (1) Thí nghiệm cắt 3 trục cố kết

không đẳng hướng - không thoát nước (thí nghiệm CU) và (2) thí nghiệm 3 trục cố kết không đẳng hướng - thoát nước với ứng suất lệch (q) không thay đổi (thí nghiệm CQD). Kết quả cho thấy sự đối lập trong ứng xử của

đất là do tính dị hướng, gây ra bởi sự khác nhau về đường ứng suất và lịch sử ứng suất trong quá trình cố kết không đẳng hướng. Ngoài ra, mặt bao phá hoại của mẫu đất nguyên dạng CDG cũng chịu ảnh hưởng rõ rệt

bởi lộ trình đường ứng suất. Dưới sơ đồ nén, lực dính (biểu kiến) và góc ma sát huy động là 14 kPa và 34°. Trong khi đó đối với các mẫu đất thí

nghiệm dưới sơ đồ kéo, hai thông số nêu trên lần lượt là 10 kPa và 42°. Hai mặt bao phá hoại tương ứng với hai cơ chế (kéo và nén) khác nhau

cho thấy việc chỉ sử dụng các thông số cường độ từ thí nghiệm nén CQD trong thiết kế có thể nằm trong vùng không an toàn khi tính toán các tình huống sạt lở nông, khi mà ảnh hưởng của lực dính (biểu kiến) chi

phối ứng xử đối với loại sạt lở này.Từ khóa: Sạt lở, trượt mái dốc, mưa, mái dốc tự nhiên, đất phong hóa granite, thí

nghiệm ba trục kéo

AbstractThis paper presents the results from two series of laboratory tests on intact

completely decomposed granite (CDG) with reference to slope engineering: (1) anisotropically consolidated undrained shear (CU) tests; and (2) drained constant

deviator stress shear (CQD) tests. It is found from CU tests that the opposite trends under compression and extension are likely attributed to stress path and stress-

induced anisotropy. On the other hand, the failure envelope of the intact CDG is found strongly affected by the stress path. Under compression, the mobilized

friction angle and apparent cohesion are 34° and 14 kPa, respectively. Under extension, these two strength parameters change to 42° and 10 kPa. The failure

envelopes suggest that the use of strength parameters from compression CQD tests only may be less conservative for analyzing the stability of shallow slope,

where effects of cohesion are likely dominant.Keywords: failure; landslide; rainfall; natural slope; decomposed granite,

extension

(1) Ths, Cựu nghiên cứu sinh, khoa Xây dựng, ĐH Khoa học và Công nghệ Hong Kong;Kỹ sư địa kỹ thuật, Phòng Địa kỹ thuật, Viện nền móng và công trình ngầm, FECON <[email protected]>(2) Tiến sỹ, Trợ lý nghiên cứu Giáo sư, khoa Xây dựng, ĐH Khoa học và Công nghệ Hong Kong <[email protected]>(3) Giáo sư, Tiến sỹ, khoa Xây dựng, ĐH Khoa học và Công nghệ Hong Kong <[email protected]>

Tổng quanHiện tượng trượt đất hay sạt lở mái dốc do ảnh hưởng

của mưa là sự cố phổ biến trên thế giới thuộc lĩnh vực địa kỹ thuật, chủ đề này đã và đang được nghiên cứu nhiều trong vài thập kỷ gần đây. Đặc biệt là đối với các quốc gia có lượng mưa hàng năm rất cao nằm trong khu vực cận nhiệt đới như Hong Kong, Brazil, một số vùng của nước Ý và các nước nhiệt đới như Singapore, Malaisia, Việt Nam. Hàng năm tại các quốc gia này đều có một số lượng lớn các vụ sạt lở xảy ra trong mùa mưa [1]. Phần lớn là các vụ trượt nông xảy ra ngay trong thời điểm các đợt mưa diễn ra và nguyên nhân chính là do sự hình thành tạm thời mực nước ngầm hay vùng bão hòa phía trên mặt nước ngầm hiện hữu (wetting front). Theo lý thuyết “cơ học đất không bão hòa” thì tại vùng này do lực dính (suction) của đất bị mất đi bởi nước mặt ngấm vào mái dốc, dẫn đến làm giảm cường độ chịu cắt của lớp đất nông [2]. Hiện tượng trượt nông này về bản chất không có mối liên hệ đến việc dâng cao mực nước ngầm ban đầu. Trong khi đó thì hiện tượng trượt sâu thường xảy ra sau khi kết thúc một đợt mưa bão, có thể vài ngày sau đó, chủ yếu là do từ việc nước mưa có đủ thời gian ngấm vào mái dốc đến độ sâu lớn hơn và kết quả là làm dâng cao mực nước ngầm hiện hữu.

Cần phải hiểu được rằng, lộ trình ứng suất dẫn đến sạt lở mái dốc do quá trình thấm nước mưa là khác với đường ứng suất thực hiện theo các thí nghiệm nén ba trục truyền thống (xem Hình 1 (a)) [3] [4]. Đất là loại vật liệu mà ứng xử của nó phụ thuộc rất lớn vào lịch sử ứng suất. Đối với với thí nghiệm nén ba trục truyền thống thì áp lực buồng luôn được giữ không đổi đồng thời với quá trình tăng ứng suất lệch. Trong khi đó, theo Brand [5], đường ứng suất tác dụng lên phân tố đất mô phỏng hiện tượng nước mưa thấm vào mái dốc phải đươc mô phỏng theo thí nghiệm cắt cố kết – thoát nước trong điều kiện ứng suất lệch không đổi (thí nghiệm CQD). Lộ trình ứng suất này được thực hiện trong phòng thí nghiệm theo quy cách như sau: ứng suất lệch được giữ cố định trong khi điều chỉnh giảm ứng suất hữu hiệu đẳng hướng (p’).

Cho đến nay, ứng xử của đất dưới sơ đồ thí nghiệm CQD nói trên đã được thực hiện bởi nhiều nhà nghiên cứu trên thế giới [3] [6] [7]. Hầu hết các nghiên cứu này chỉ tiến hành các thí nghiệm dưới cơ chế trạng thái ứng suất ba trục nén, tức là ứng suất chính thẳng đứng dọc trục luôn lớn hơn ứng suất chính ngang. Tuy nhiên, thực tế có thể nhận thấy rằng hướng của các ứng suất chính thay đổi dọc theo mặt trượt như được minh họa trong Hình 1 (b) [8]. Do đó thí nghiệm nén ba trục truyền thống không thể minh họa đầy đủ được các trạng thái của phân tố đất dọc theo mặt trượt. Dẫn đến việc chỉ sử dụng duy nhất các thông số cường độ xác định từ thí nghiệm theo cơ chế ba trục nén nêu trên có thể dẫn đến việc tính toán hệ số



an toàn theo hướng bất lợi đối với tình huống trượt mái dốc do mưa [9]. Để nghiên cứu về ảnh hưởng của tỷ số ứng suất (q/p’) và sự thay đổi hướng ứng suất chính lên ứng xử của dất, nhóm các nhà nghiên cứu [10] đã tiến hành các thí nghiệm CQD trên mẫu cát Toyoura cho cả hai cơ chế ứng suất ba trục kéo và nén. Kết quả thí nghiệm của họ cho thấy rằng, mẫu thí nghiệm bị mất ổn định và xuất hiện biến dạng dẻo lớn trước khi trạng thái ứng suất của mẫu đạt tới miền phá hoại Mohr-Coulomb.

Kế hoạch thí nghiệm và thiết bị thí nghiệmHai nhóm thí nghiệm chính đã được thực hiện trong bài

báo này để nghiên cứu ảnh hưởng của tỷ số ứng suất (q/p’) và lộ trình/ đường ứng suất đến ứng xử phá hoại của các mẫu đất nguyên dạng nhằm làm cơ sở khi lựa chọn các thông số cường độ cho việc phân tích và thiết kế ổn định mái dốc tự nhiên. Nhóm thí nghiệm thứ nhất bao gồm 10 thí nghiệm CQD. Như đã phân tích ở trên, nhóm thí nghiệm này được sử dụng với mục đích mô phỏng chính xác lộ trình ứng suất thực tế tại hiện trường dưới cơ chế thấm của nước mưa vào mái dốc, là nguyên nhân trực tiếp dẫn đến việc áp lực nước lỗ rỗng tăng cao. Để làm rõ được ảnh hưởng của tỷ số ứng suất và lộ trình ứng suất lên ứng xử của đất CDG, cả hai cơ chế ứng suất nén (ứng suất thẳng đứng lớn hơn ứng suất ngang) và cơ chế ứng suất kéo (ứng suất thẳng đứng nhỏ hơn ứng suất ngang) đã được thực hiện. Tỷ số ứng suất (q/p’) được hiểu là tỷ số giữa ứng suất lệch q (bằng hiệu của ứng suất thẳng đứng và ứng suất ngang) và ứng suất hữu hiệu đẳng hướng (p’). Do vậy, tỷ số ứng suất có giá trị dương và âm tương ứng với cơ chế ứng suất nén và kéo.

Nhóm thí nghiệm thứ hai bao gồm việc thực hiện bốn thí nghiệm cắt cố kết không đẳng hướng – không thoát nước (thí nghiệm CU). Tương tự như nhóm thí nghiệm thứ nhất, cả hai cơ chế ứng suất kéo và nén đều được xem xét. Nhóm thí nghiệm này chủ yếu với mục đích so sánh với nhóm đầu tiên kể trên. Ảnh hưởng của lộ trình ứng suất lên ứng xử của mẫu đất thí nghiệm được xác định thông qua việc so sánh kết quả thí nghiệm của hai nhóm thí nghiệm này. Chi tiết về kế hoạch thí nghiệm được tổng hợp trong bảng 1 dưới đây.

Hệ thống thiết bị thí nghiệm ba trục tự động tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật của trường Đại học Khoa học và kỹ thuật Hồng Kong (HKUST) được sử dụng cho mục đích nghiên cứu. Chi tiết về thiết bị đã được báo cáo bởi nhóm nghiên cứu Giáo sư Li X. S tại HKUST [11].

Mẫu đất thí nghiệm và quy trình thí nghiệmĐất được sử dụng trong nghiên cứu này là mẫu đất

nguyên dạng granite phong hóa hoàn toàn (CDG tại Hong Kong). Tất cả các mẫu thí nghiệm được chuẩn bị với kích thước có đường kính 70 mm và cao 140 mm bằng phương pháp cắt thủ công từ khối đất hình vuông vận chuyển về từ hiện trường. Quá trình chuẩn bị mẫu đất được tiến hành cẩn thận tối đa nhằm giảm thiểu sự xáo động, tránh việc ảnh hưởng của sự xáo động này đến cấu trúc tự nhiên của đất cũng như sự liên kết (dính) hóa học (nếu có) giữa các hạt đất (cementation) của mẫu đất nguyên dạng.

Bảng 1. Tổng hợp kế hoạch thí nghiệm

Nhóm thí

nghiệm

Số hiệu mẫu thí nghiệm

Trạng thái của mẫu sau khi cố kết Hệ số

rỗng cuối cùng

Ứng suất hữu hiệu

đẳng hướng

Tỷ số ứng suất

Hệ số rỗng

CQD

C80/08

80

0.8 0.59 0.69E80/08 -0.8 0.58 0.64C80/06 0.6 0.59 0.76E80/06 -0.6 0.57 0.64C60/08

60

0.8 0.61 0.74E60/08* -0.8 0.57 0.58C60/06 0.6 0.60 0.80E60/06* -0.6 0.60 0.61C45/08

450.8 0.59 0.79

E45/08* -0.8 0.58 0.59

Thí nghiệm

CU

ACU80 80 0.8 0.59 0.59ACU60 60 0.8 0.61 0.61ECU80 80 -0.8 0.60 0.60ECU60 60 -0.8 0.62 0.62

Ghi chú: * Các mẫu không bị phá hoại tại thời điểm kết thúc thí nghiệmCQD: thí nghiệm cố kết không đẳng hướng – cắt thoát nước với ứng suất lệch không thay đổi.CU: thí nghiệm cố kết không đẳng hướng – cắt không thoát nước.

Đối với nhóm thí nghiệm thứ nhất CQD, các mẫu thí nghiệm được cố kết không đẳng hướng đến giá trị ứng suất hữu hiệu đẳng hướng (p’) và tỷ số ứng suất (q/p’) theo lộ trình thiết kế. Theo minh họa trong Hình 2, quá trình cố kết đẳng hướng được thực hiện bằng việc điều chỉnh tăng áp lực buồng từ từ theo từng bước đến giá trị mong muốn. Sau đó, ứng suất lệch được kiểm soát tăng hoặc giảm để đạt được các tỷ số ứng suất dương hoặc âm tương ứng. Tốc độ gia tải là ±3 kPa/ giờ được lựa chọn cho các giai đoạn nói trên. Sau kết thúc giai đoạn cố kết (áp lực nước lỗ rỗng thặng dư đã hoàn toàn được tiêu tán), giai đoạn cắt CQD được bắt đầu bằng việc tăng từ từ áp lực nước lỗ rỗng với tốc độ gia tăng áp suất không đổi, trong khi vẫn giữ nguyên giá trị của áp lực buồng. Thí nghiệm được kết thúc khi mẫu đất đạt tới biến dạng dẻo lớn (tương ứng với biến dạng dọc trục khoảng 20 %) hoặc áp suất ngang (hay thẳng đứng) hữu hiệu (σ1’ hoặc

Hình 1. (a) So sánh giữa các lộ trình ứng suất khác nhau và (b) Minh họa quá trình thay đổi hướng ứng suất chính dọc theo mặt trượt giả định

85 S¬ 28 - 2017

σ3’) giảm về giá trị 0 kPa. Hình 3 minh họa lộ trình ứng suất của thí nghiệm cắt cố

kết không đẳng hướng – không thoát nước (CU). Toàn bộ bốn mẫu thí nghiệm của nhóm này được tiến hành cố kết không đẳng hướng tương tự như nhóm CQD. Khi kết thúc giai đoạn cố kết, giai đoạn cắt không thoát nước được tiến hành với việc kiểm soát tốc độ biến dạng ±0.05% / phút.

Phân tích kết quả thí nghiệmThí nghiệm nén ba trục không thoát nước (ACU)

Hình 4 thể hiện ứng xử của mẫu đất nguyên dạng CDG khi cắt không thoát nước dưới hai cơ chế nén và kéo, gồm mối quan hệ giữa ứng suất lệch (q) và biến dạng dọc trục (ɛa), lộ trình ứng suất (p’ – q) và mối quan hệ giữa áp lực nước lỗ rỗng thặng dự với biến dạng dọc trục (∆u - ɛa). Chi tiết theo hình 4 (a), mẫu đất khi cắt không thoát nước dưới cơ chế ba trục nén (ACU60 và ACU80) ban đầu ứng xử theo xu hướng nén lại, sau đó là theo xu hướng nở thể tích mạnh mẽ sau khi đạt tới trạng thái “chuyển pha”. Ứng suất lệch sau đó tiếp tục tăng cho đến khi đạt được trạng thái ứng suất tới hạn. Đường trạng thái tới hạn (CSL) do đó được xác định bằng việc nối các điểm trạng thái tới hạn từ các thí nghiệm ACU60 và ACU80 và gốc tọa độ (0,0) trong không gian lộ trình ứng suất (p’-q). Từ hình vẽ ta xác định được tỷ số ứng suất tới hạn là 1.56, tương ứng với góc ma sát tới hạn là 38o. Giá trị góc ma sát này khá đồng nhất với kết quả tương tự với mẫu đất đầm nén lại CDG được báo cáo theo tài liệu [12]. Sự đồng nhất này cho rằng cấu trúc ban đầu của mẫu đất nguyên dạng CDG sẽ bị phá hủy hoàn toàn khi cắt mẫu đến giá trị biến dạng lớn, cụ thể là khi đạt được trạng thái tới hạn.

Quá trình thay đổi áp lực nước lỗ rỗng được thể hiện ở hình 4 (b), áp lực nước lỗ rỗng thặng dư của mẫu ACU60 và ACU80 tăng tại giai đoạn đầu (thể hiện xu hướng mẫu nén thể tích) và sau đó giảm (thể hiện xu hướng nở thể tích). Có thể thấy khi so sánh kết quả của hai mẫu đất này thì mẫu ACU60 thể hiện xu hướng nén thể tích khiêm tốn hơn tại giai đoạn đầu nhưng có xu hướng nở mạnh hơn ở giai đoạn sau so với mẫu còn lại. Hiện tượng này minh chứng rõ ràng rằng sự giãn nở thể tích của mẫu nguyên dạng CDG không thể chỉ mô phỏng bằng tỷ số ứng suất. Theo lý thuyết mô hình phụ thuộc vào trạng thái của Li and Dafalias [13], khi ứng suất hữu hiệu đẳng hướng nhỏ hơn, hệ số trạng thái Ψ (là hiệu của hệ số rỗng hiện tại với hệ số rỗng tới hạn ở cùng

giá trị ứng suất hữu hiệu đẳng hướng trong miền e – logp’) sẽ giảm. Tương ứng với giá trị hệ số trạng thái nhỏ hơn, mẫu đất sẽ có xu hướng giãn nở thể tích lớn hơn. Mặt khác, theo mối quan hệ ứng suất biến dạng trong Hình 4 (c), cả hai mẫu ACU 60 và ACU80 đều thể hiện ứng xử tái bền (strain-hardening).So sánh giữa ứng xử cắt không thoát nước giữa hai cơ chế nén và kéo (ACU và ECU)

Trong quá trình cắt không thoát nước, các mẫu đất dưới cơ chế kéo ứng xử rất khác biệt so với các mẫu dưới cơ chế ứng suất nén. Không như các thí nghiệm nén, ứng xử của mẫu đất CDG nguyên dạng khi cắt không thoát nước dưới cơ chế kéo lại thể hiện xu hướng giãn nở thể tích nhẹ tại giai đoạn đầu của quá trình cắt, minh họa bằng việc tăng lên của ứng suất hữu hiệu đẳng hướng (xem hình 4 (a)), đồng thời phát sinh áp lực nước lỗ rỗng thặng dư âm (xem hình 4 (b) và quá trình mềm hóa (biến dạng) (xem hình 4 (c)). Sau khi biến dạng dọc trục đạt giá trị 3 %, xu hướng nén thể tích bắt đầu quan sát thấy cùng với quá trình giảm ứng suất hữu hiệu đẳng hướng, cùng với sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng và suy giảm được độ chống cắt (hóa mềm/ strain-softening). Ứng xử khác biệt này (ban đầu có xu hướng giãn nở sau đó là xu hướng nén thể tích) cũng được báo cáo trong nghiên cứu của Wang and Yan [14] thí nghiệm đối với cùng loại đất nguyên dạng CDG dưới sơ đồ nén ba trục. Bản chất của ứng xử này có thể được cho là do vai trò quan trọng của các hạt đất mịn và thô đối với ứng xử của đất nguyên dạng CDG. Do sự tương tác giữa hai nhóm hạt này nên ứng xử của mẫu đất khi cắt không thoát nước có thể bị kiểm soát bởi khung cấu trúc của hạt mịn (ứng xử nén thể tích đối với đất quá cố kết) và khung cấu trúc hạt thô (ứng xử giãn nở thể tích đối với bộ khung có cấu trúc rời rạc) tương ứng [14].

Ứng xử khác biệt của mẫu đất nguyên dạng CDG dưới cơ chế nén và kéo liên quan chủ yếu đến xu hướng đối lập của sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng khi cắt. Như thể hiện trong hình 4 (a), lộ trình ứng suất của mẫu ECU60 và ECU80 có chiều hướng tăng lên đến giá trị đỉnh trước khi chuyển sang trái rồi đi xuống đến trạng thái tới hạn. Trong khi đó đối với mẫu ACU60 và ACU80, ứng suất hữu hiệu đẳng hướng có chiều hướng giảm nhẹ ban đầu sau đó tăng cho đến khi đạt được trạng thái tới hạn. Sự khác biệt giữa hai cơ chế này cho thấy quá trình tương tác giữa nhóm hạt thô và mịn cũng bị ảnh hưởng bởi quá trình cố kết không đẳng hướng, do quá

Hình 2. Lộ trình ứng suất của thí nghiệm cắt với ứng suất lệch không đổi (CQD)

Hình 3. Lộ trình ứng suất của thí nghiệm cố kết không đẳng hướng – không thoát nước (thí nghiệm CU)



trình này có thể làm thay đổi (khung) cấu trúc của mẫu đất nguyên dạng CDG.

Mặt khác, khi mẫu bị cắt dưới cơ chế kéo, thì trạng thái ứng suất tới hạn của tất cả các mẫu thí nghiệm đều nằm trên một đường thẳng duy nhất với độ dốc (Me) là 1.0 trong mặt phẳng ứng suất p’-q. Tỷ số ứng suất trên đường dốc này tương ứng với góc ma sát là 38o, tương đồng với giá trị góc ma sát tới hạn xác định theo nhóm thí nghiệm cắt dưới cơ chế nén. Quan sát này minh chứng rằng góc ma sát huy động tại trạng thái tới hạn không phụ thuộc vào tỷ số ứng suất ban đầu cũng như cơ chế ứng suất (nén hay kéo), đó là do ảnh hưởng của lộ trình ứng suất lên (khung) cấu trúc của đất không còn tác dụng khi biến dạng tích lũy đạt tới giá trị lớn ở trạng thái tới hạn.

Biến dạng tích lũy trong quá trình cắt với ứng suất lệch không đối (thí nghiệm CQD)

Hình 5 thể hiện kết quả của 10 thí nghiệm cắt với ứng suất lệch không đổi CQD dưới hai miền kéo và nén, tương ứng với tỷ số ứng suất âm và dương. Như quan sát trong hình, đường quan hệ giữa biến dạng dọc trục và ứng suất hữu hiệu đẳng hướng có xu hướng tương tự đối với tất các trường hợp có ứng suất hữu hiệu đẳng hướng và tỷ số ứng suất ban đầu khác nhau. Trong giai đoạn đầu khi giảm ứng suất hữu hiệu đẳng hướng p’, biến dạng dọc trục (ɛa) là rất nhỏ không đáng kể, thể hiện của ứng xử đàn hồi trong giai đoạn này. Khi p’ giảm đến giá trị giới hạn, thì ứng suất dọc trục tăng mạnh đột ngột. kết quả này là do việc tỷ số ứng

suất bị tăng dần lên xuất phát từ việc giảm dần giá trị của p’, dẫn đến hiệu ứng cắt lên mẫu thí nghiệm. Khi tỷ số ứng suất đạt giá trị ngưỡng giới hạn, trạng thái chảy xuất hiện do hiệu ứng cắt này gây lên. Do quá trình gia tải vẫn tiếp tục, mẫu thí nghiệm nhanh chóng đạt tới trạng thái phá hoại. Tuy nhiên trong số các thí nghiệm đã thực hiện, có một số mẫu (E60/08, E60/06 và E45/08) không bị phá hoại bất kể ứng suất hữu hiệu giảm tới giá trị không và biến dạng thẳng đứng tích lũy là không đáng kể. Hiện tượng này cho thấy mẫu đất nguyên dạng CDG có khả năng chịu kéo (thực) hay cường độ kháng nở hông tự do ở một mức độ nào đó, mặc dù có thể là do các rễ cây được tìm thấy trong mẫu đất trong quá trình thí nghiệm. Hơn nữa, khi so sánh ứng xử của đất dưới cơ chế ba trục kéo và nén thì thấy rằng ảnh hưởng của rễ cây còn sót lại trong mẫu lên cường độ của đất là rõ ràng hơn trong trường hợp thí nghiệm ba trục kéo, đặc biệt ở cấp áp lực thấp.

Hình 6 (a) thể hiện biến dạng thể tích từ các thí nghiệm CQD dưới cơ chế ba trục nén. Có thể thấy rằng tất cả các mẫu thí nghiệm đều có biến dạng thể tích âm (nở thể tích) khi ứng suất trung bình đẳng hướng hữu hiệu giảm dần đến giá trị giới hạn. Ứng xử này khác biệt với quá trình cắt không thoát nước khi mà thể tích mẫu có xu hướng nén trước khi đến giai đoạn giãn nở (xem hình 3). Điều này là cơ sở cho việc lý giải sự giãn nở thể tích của đất là phụ thuộc vào lộ trình ứng suất mà phân tố đất trải qua. Như vậy có thể khẳng định là việc chỉ sử dụng thông số trạng thái ứng suất hiện tại

Hình 4. Ứng xử của đất khi cắt không thoát nước dưới cơ chế ba trục nén và kéo: (a) Lộ trình ứng suất; (b) Áp lực nước lỗ rỗng dư (∆u) và (c) Mối quan hệ ứng suất biến dạng

Hình 5. Biến dạng dọc trục trong thí nghiệm CQD

87 S¬ 28 - 2017

là không đủ để mô phỏng chính xác ứng xử giãn nở thể tích của đất.

Hình 6 (b) thể hiện biến dạng thể tích trong quá trình cắt CQD tương ứng với các mẫu có tỷ số ứng suất âm ban đầu. Kết quả cho thấy giống với trường hợp dưới cơ chế nén ba trục, tất cả các mẫu thí nghiệm dưới cơ chế ba trục kéo này đều giãn nở về thể tích, tức là có biến dạng thể tích âm. Tuy nhiên về mặt định lượng thì sự giãn nở thể tích trong trường hợp là nhỏ hơn so với cơ các thí nghiệm CQD dưới cơ chế nén ba trục.Ảnh hưởng của lộ trình ứng suất lên mặt phá hoại

Trạng thái ứng suất (giới hạn) của các mẫu đất, mà tại đó tốc độ biến dạng tích lũy tăng đột biến trong nhóm thí nghiệm CQD, được tổng hợp trong hình 7. Đường ứng suất tới hạn (CSL) xác định từ các thí nghiệm cố kết đẳng hướng – không thoát nước (ACU và ECU) cũng được thể hiện trong hình để so sánh kết quả giữa hai nhóm thí nghiệm này. Sự khác biệt giữa các mặt phá hoại của thí nghiệm CQD và CU được giải thích là do cấu trúc vi mô và ứng xử của đất đều bị ảnh hưởng bởi lộ trình ứng suất, kết luận này tương đồng với kết quả mô phỏng phần tử rời rạc bởi nhóm nghiên cứu của Perez [15].

Từ kết quả của các thí nghiệm CQD dưới cơ chế nén ba trục, đường bao phá hoại (FLc) được hình thành khá rõ ràng. Khi trạng thái của mẫu đất chạm vào mặt phá hoại, thì biến dạng lớn bắt đầu xuất hiện nếu ứng suất trung bình đẳng hướng hữu hiệu (p’) tiếp tục giảm. Sự phân tán về số liệu quan sát thấy từ các thí nghiệm CQD trong miền cơ chế ba trục nén này là không đáng kể và khá đồng nhất. Lực dính biểu kiến và góc ma sát hữu hiệu tương ứng xác định từ đường bao phá hoại là 14 kPa và 34°. Như đã đề cập ở phần trên, 03 thí nghiệm CQD dưới cơ chế ba trục kéo không bị phá hoại tại thời điểm kết thúc thí nghiệm, như minh họa trong hình 5. Thông số cường độ lực dính biểu kiến và góc mà sát hữu hiệu thu được từ kết quả thí nghiệm lần lượt là 10 kPa và 42°.

Hai đường bao phá hoại (FLc và FLe) là mặt bao cường độ giới hạn của đất tại thời điểm bắt đầu phát triển biến dạng dẻo lớn. Như đã trình bày ở trên thì có thể thấy lộ trình ứng suất có ảnh hưởng rõ ràng lên lực dính biểu kiến và góc ma sát. Lực dính biểu kiến dưới cơ chế nén ba trục cao hơn 4 kPa so với trường hợp cơ chế kéo ba trục, tuy nhiên góc ma sát huy động lại nhỏ hơn khi mẫu đất thí nghiệm CQD dưới cơ chế nén. Điều này có thể dẫn đến không an toàn (do hệ số an toàn tính toán có thể cao hơn) khi phân tích ổn định mái dốc do ảnh hưởng của mưa nếu chỉ sử dụng các thông số cường độ xác định từ thí nghiệm CQD dưới cơ chế nén được sử dụng. Đó là do lực dính biểu kiến đóng vai trò chi phối khi phân tích ổn định của các khối sạt trượt nông, khi mà đối với các khối trượt nông này thì ứng suất hữu hiệu và ảnh hưởng của nó đến cường độ chịu cắt là nhỏ [16]. Ngược lại thì đối với các khối trượt sâu thì vai trò của góc ma sát là quan trọng hơn, thì việc sử dụng các thông số cường độ từ thí nghiệm cơ chế nén CQD lại thiên về an toàn. Ngoài ra, bằng việc so sánh giữa hai đường bao phá hoại này (xác định từ thí nghiệm CQD) và đường bao phá hoại CSL thì chỉ sử dụng góc ma sát tới hạn trong phân tích ổn định của mái dốc tự nhiên với địa chất ganite sẽ là an toàn hơn cả, tuy nhiên cần lưu ý rằng điều này có thể không đúng khi áp dụng với các mái dốc đắp (đặc biệt là có độ chặt thấp) [4].

Kết luậnCác kết quả thí nghiệm minh chứng rằng ứng xử cắt không

thoát nước của đất nguyên dạng CDG chịu ảnh hưởng mạnh mẽ bởi lịch sử ứng suất và quá trình cố kết không đẳng hướng có thể thay đổi kết cấu (khung) của đất nguyên dạng CDG một cách rõ rệt.

Hình 6. Mối quan hệ biến dạng dọc trục - Ứng suất đẳng hướng hữu hiệu trong thí nghiệm CQD: (a) dưới cơ chế nén và (b) dưới cơ chế kéo

Hình 7. Các mặt bao phá hoại tương ứng với các lộ trình ứng suất khác nhau



Dưới cả hai sơ đồ ba trục nén và kéo (thí nghiệm CU), sự thay đổi của áp lực nước lỗ rỗng thặng dư không chỉ chịu ảnh hưởng của tỷ số ứng suất (q/p’) mà cả giá trị ứng suất trung bình đẳng hướng hữu hiệu (p’). Kết luận này có thể được giải thích bằng lý thuyết “sự giãn nở thể tích phụ thuộc vào trạng thái của đất” (state-dependent dilatancy). Mặt khác, trạng thái “chuyển pha” cũng xuất hiện trong cả hai trường hợp ba trục kéo và nén trong quá trình cắt không thoát nước (thí nghiệm CU). Không giống với cát, góc ma sát huy động tại thời điểm chuyển pha của đất nguyên dạng CDG trong nghiên cứu này là khác nhau giữa hai cơ chế ba trục kéo và nén.

Mặt bao phá hoại xác định từ thí nghiệm cắt với ứng suất lệch không đổi CQD cũng chịu ảnh hưởng rõ rệt bởi lộ trình ứng suất. Việc chỉ sử dụng các thông số cường độ từ thí

nghiệm CQD dưới cơ chế nén cho toàn bộ mặt trượt tiềm năng có thể dẫn đến không an toàn khi phân tích ổn định của các khối sạt trượt nông, khi mà ảnh hưởng của lực dính (biểu kiến) chi phối đối với loại sạt lở này. Tuy nhiên sẽ là thiên về an toàn hơn đối với trường hợp phân tích ổn định của khối trượt sâu khi mà sức kháng trượt của khối trượt sâu chủ yếu huy động từ lực ma sát./.

Lời cám ơnCác tác giả xin chân thành cám ơn Hội đồng quỹ nghiên

cứu (RGC) của Hồng Kong về việc cung cấp các hỗ trợ về chi phí đối với dự án này thông qua các quỹ nghiên cứu số 16216116 và T22-603/15N.

Tài liệu tham khảo1. Zhang, L.L., Zhang, J., Zhang, L.M. & Tang, W.H. 2011. Stability

analysis of rainfall-induced slope failure: a review. Proceedings of the ICE-Geotechnical Engineering, 164, 299.

2. Ng, C.W.W., Zhan, L.T., Bao, C.G., Fredlund, D.G. & Gong, B.W. 2003. Performance of an unsaturated expansive soil slope subjected to artificial rainfall infiltration. Geotechnique, 53, 143-157.

3. Anderson, S.A. & Riemer, M.F. 1995. Collapse of saturated soil due to reduction in confinement. Journal of Geotechnical Engineering, 121, 216-220.

4. Chu, J., Leroueil, S. & Leong, W.K. 2003. Unstable behaviour of sand and its implication for slope instability. Canadian Geotechnical Journal, 40, 873-885.

5. Brand, E.W. 1981. Some thoughts on rain-induced slope failures. Proceedings of the 10th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Stockholm, 373-376.

6. Dai, F.C., Lee, C.F. & Wang, S.J. 1999. Analysis of rainstorm-induced slide-debris flows on natural terrain of Lantau Island, Hong Kong. Engineering Geology, 51, 279-290.

7. Zhao, H.F. & Zhang, L.M. 2014. Instability of saturated and unsaturated coarse granular soils. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 140, 25-35.

8. Harley, R., Sivakumar, V., Hughes, D. & Donohue, S. 2016.

Strength reduction of till under dynamic pore pressure condition. Geotechnique Letters, 6, 83-88.

9. Uthayakumar, M. & Vaid, Y.P. 1998. Static liquefaction of sands under multiaxial loading. Canadian Geotechnical Journal, 35, 273-283.

10. Dong, Q., Xu, C.J., Cai, Y.Q., Juang, H., Wang, J., Yang, Z.X. & Gu, C. 2015. Drained instability in loose granular material. International Journal of Geomechanics, 16, 04015043.

11. Li, X.S., Chan, C.K. & Shen, C.K. 1988. An automated triaxial testing system. Advanced triaxial testing of soil and rock. ASTM International.

12. Ng, C.W.W. & Chiu, A.C.F. 2003. Laboratory study of loose saturated and unsaturated decomposed granitic soil. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 129, 550-559.

13. Li, X.S. & Dafalias, Y.F. 2000. Dilatancy for cohesionless soils. Geotechnique, 50, 449-460.

14. Wang, Y.H. & Yan, W.M. 2006. Laboratory studies of two common saprolitic soils in Hong Kong. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 132, 923-930.

15. Perez, J.C.L., Kwok, C.Y., O’Sullivan, C., Huang, X. & Hanley, K.J. 2016. Exploring the micro-mechanics of triaxial instability in granular materials. Geotechnique, 66, 725-740.

16. Zhu, J. H. & Anderson, S. A. (1998). Determination of shear strength of Hawaiian residual soil subjected to rainfall-induced landslides. Géotechnique 48, No. 1, 73–82.

89 S¬ 28 - 2017

Underground structural design harmonized with high quality urban underground space Thiết kế kết cấu công trình ngầm hài hòa với không gian ngầm chất lượng cao

Shunji Ito(¹), Tran Kim Khoa(²), Tatsuo Yamada(3), Masayuki Muraki(4)

Tóm tắtHiện nay không gian ngầm cần phải càng ngày

càng hấp dẫn và thu hút người sử dụng hơn, không gian ngầm cần đem lại sự thoải mái với các mái lấy sáng và các khoảng trần mở nhằm

cải thiện chất lượng cuộc sống và phát triển đô thị bền vững đặt biệt ở các đô thị châu Á. Thiết

kế kết cấu vì vậy cần phải đáp ứng được các yêu cầu của không gian ngầm chất lượng cao.

Những vấn đề chính yếu của thiết kế kết cấu cần được lưu ý như ổn định chống lại áp lực đẩy

nổi của nước ngầm hay gia cường hệ kết cấu để chịu được áp lực ngang của đất và của nước

ngầm. Những vấn đề kỹ thuật này cùng các giải pháp được nghiên cứu và đề xuất trong phạm

vi bài báo.Từ khóa: ngầm, phát triển đô thị bền vững, không gian

rộng lớn, nước ngầm, ổn định kết cấu, lỗ mở sàn

AbstractCurrently, the urban underground space is required

to be more attractive and comfortable with top light and open ceiling for the improvement of quality of life

and sustainability of urban development especially in Asian cities. In this situation the underground

structure shall be harmonized with this underground space planning. The major structural issues are

stability against uplift force by groundwater and balance of lateral force by earth and water pressure.

These engineering issues are studied and their solutions are proposed.

Keywords: underground, sustainable urban development, soaring space, groundwater, structural

stability, slab opening

(1) Head of Industrial Facilities Division, Nikken Sekkei Civil Engineering Ltd., Email: <[email protected]>(2)Urban Infra & Engineering Div., Nikken Sekkei Civil Engineering Ltd., Email: <[email protected]>(3)Urban Infra & Engineering Div., Nikken Sekkei Civil Engineering Ltd., Email: <[email protected]>(4)Urban Infra & Engineering Div., Nikken Sekkei Civil Engineering Ltd.,Email:[email protected](1)

1. IntroductionIn recent years, we can see rapid progress of urban development especially

in major cities of Asia along with economic growth. Development of infrastructure such as subway/ highway, and construction of commercial/ office-use building are prominent, which leads to high concentration and diversification of urban functions. Those urban development provides improvement of quality of life and makes the urban area more attractive and comfortable for the people living and working there.

On the other hand, there are limited areas in the growing urban cities for the development projects of private sectors, so that it is very important to utilize public areas such as roads and parks more efficiently. Especially, the utilization of underground space such as underground malls plays a key role in high quality urban development, for it reduces traffic jam, and it also contributes convenient linkage by formulating underground pedestrian network including the connection to subway stations. Therefore, underground space in urban areas is extremely valuable and effective for urban development to improve the quality of life, and sustainable underground planning is desired to create more safe, attractive, and comfortable underground space.

2. Current Urban Underground Space PlanningUnderground development including underground shopping mall beneath

public space such as roads and parks is important and notable in the field of urban development. More comfortable and attractive underground space planning is needed for sustainable urban development. Moreover, since people tend to get lost more likely than above ground due to less landmarks such as the sun and high-rise buildings in underground space, easy-to-follow floor planning and spacious underground space planning is needed. In addition, underground space planning with high ceiling enables to store smokes in the event of fire at the underground space where no windows are placed, so that people can evacuate safely. Therefore, recent underground planning is likely to place large space underground including soaring space and top-light, and it enables to create attractive and comfortable urban space.

“Diamor Osaka” located in front of Osaka station is one of major underground shopping malls in Japan which is famous with the spacious underground space equipped with top light as shown in Figure 1. The top light standing on the grade brings the sun light through its glass roof into the underground. In addition, when the movable roof opens, the natural wind blows underground. These makes the underground space bright, spacious, relaxed, and comfortable. Furthermore, in the event of fire since the opened roof vents the smoke, the people can evacuate safely, so that the relieved urban underground is created.

The underground shopping mall planning in Ho Chi Minh is shown in Figure 2. In this planning the bright and spacious open air with top light standing on the grade creates the comfortable underground space. Figure 3 shows the perspective view for Ben Thanh station of Ho Chi Minh Metro line. In this design large soaring space connects the concourse on B1 floor with the platform on B2 floor. This high quality underground space welcomes the passengers in the centre of the city.

3. Structural Issue Harmonized with High Quality Underground SpaceIn order to create high quality urban underground spaces, large openings

and spacious open air are normally arranged in underground structures. Due



to these space plannings integrated into underground structures, some structural issues have to be dealt with. In this section, some major issues and solutions are described such as stability of underground structures against uplift forces and reinforcing the structures against lateral forces.3.1. Stability of Underground Structure

In general the underground structure weight is lighter than removed soil, so that occurrence of settlement has less possibility. Contrarily, in the high groundwater level area such as Ho Chi Minh City, stability against the uplift force by groundwater becomes much more critical. According to Japanese Design Standards for Railway Structures and Commentary (Cut and Cover Tunnel: 03/2001) (DSRSC-CT), for cut-and-cover tunnels constructed below the groundwater level, an examination of uplift is needed. Equilibrium can be examined as indicated below by using a sum of tunnel self-weight and vertical load, and the uplift pressure caused by hydrostatic pressure.

(1) Counterweight MethodIn cases of large openings and spacious open air

integrated into underground structures, WB in equation (1) is significantly reduced, and the top light makes vertical loads of overburden Ws much smaller. In order to overcome this issue, additional weight may be added into the structure such as adding concrete to bottom slab. Consequently, WB can be increased to achieve the stability check shown in Equation (1). Although this counterweight method makes the

excavation deeper for adding concrete, since this is the most simple and easy way with the weight balance, the structural reliability is higher.

(2) Earth Anchor MethodRecently, earth anchor method as shown in Figure 6

is also used to resist underground structures against uplift forces. In this method, earth anchors are installed into hard soil layer and connected to the structures. If RE is sum of anchoring forces by earth anchors, Equation (1) can be re-written as shown in Equation (2). Earth anchor system can be designed to provide enough anchoring force RE to satisfy the check in (2). In this method there are some engineering issues, which are the acquirement of stable tension strength, the anticorrosion treatment of tendons, and the maintenance. In addition, as the connection detail of anchor and concrete slab is complicated, the higher construction skill and quality control are required.

(3) Application for Ho Chi Minh ProjectTable 1 shows advantages and disadvantages of the two

counter methods and depending on projects, appropriate method would be applied. In case of “Diamor Osaka” project shown in Figure 1, from not only structural point of view but also construction cost view point, the counterweight method was adopted.

In Ho Chi Minh City project, since hard clay layer is located beneath approximately GL-35m, in case of earth

Figure 1. Underground Shopping Mall “Diamor Osaka”

Figure 2. Underground Shopping Mall Planning in Ho Chi Minh

Figure 3. Ben Thanh Station of Ho Chi Minh Metro Line

91 S¬ 28 - 2017

anchor method, the anchor length becomes extremely long, so that construction cost is expected increasing significantly. In case of counterweight method, due to the weight balance, cost increase is assumed to be not much high. In addition, construction method is slightly easy and reliability is high with counterweight method. Consequently, counterweight method is evaluated as more adoptable and suitable for Ho Chi Minh City projects, where and if necessary. Here, one engineering point to be paid attention that flood water level needs to be taken into account for the uplift force since flood by heavy rain often happens in Ho Chi Minh City.

3.2. Reinforcing for Large Slab Opening to Lateral ForceLateral forces such as earth pressure, water pressure

and polarized earth lateral pressure of building load are major loads acting on the side walls of underground structures. With the large openings to provide spacious area, stiffness of underground structures resisting the lateral forces is significantly reduced. Therefore, it is necessary to reinforce the structure stiffness against the lateral forces. To model the openings, horizontal virtual beam members are modeled in structure frame as shown in Figure 7. Moment of inertia of horizontal virtual beam section is adequately calculated depending on opening size, slab thickness, etc. In this modeling, main horizontal beam size is increased to reinforce the stiffness of structural frame.

In case of high groundwater level such as in Ho Chi Minh City, lateral forces acting on side walls become much larger, so that much stiffer structure is required. In this case, several additional countermeasures are necessary such as making slab thickness (integrated with horizontal beam) thicker, adding supporting beams inside of slab opening, and/or installing structural walls in cross sectional direction. These countermeasures also reinforce the underground structure against seismic loads.

4. SummaryIn order to create the spacious urban public space for the

sustainable urban development, the following major structural issues and the solutions are clarified for the underground structure design.

Figure 5. Counter weight method to bottom slab

Figure 6. Earth Anchor MethodFigure 4. Examination of stability of tunnel against uplift force (DSRSC-CT)

Table 1. Comparison between counter methods

Counterweight method

Earth Anchor Method

Advantage - Easy construction- Cheap material- Lower construction cost

- No increasing load to the underground structure.- Able to construct prior to underground structure to reduce construction time

Disadvantage - Increasing loads to the underground structure- Deeper excavation

- High technology construction method is required- Higher construction cost

γI: Structure factor;Us: Hydrostatic uplift force on bottom of tunnelWB: Self-weight of tunnelWs: Vertical loads of overburdenQs: Resistance of cover soilQB: Friction drag on tunnel side



- The stability shall be ensured against the uplift force by groundwater due to large underground open space. Through the comparative study between the counterweight method and earth anchor method from not only structural viewpoint but also economical point of view, the solution shall be determined.

- In order to make the large slab opening for soaring space the structural countermeasure such as a horizontal beam shall be studied. Since this reduces the underground structural stiffness, in the structural analysis the stiffness shall be evaluated correctly considering the comprehensive underground structure.

The underground space beneath the public space such as roads and parks will be developed much more in the coming years. It is expected that the underground structural design harmonized with high quality urban underground space will be advanced more effectively./.

Tài liệu tham khảo1. Design Standards for Railway Structures and Commentary

(Cut and Cover Tunnel: 03/2001); DSRSC-CT 2. Nikken Sekkei Civil Engineering Ltd, Preparatory survey

of Ben Thanh Central Station, Architectural Magazine of Vietnam Association of Architects, 215-03-2013.

3. Nikken Sekkei Civil Engineering Ltd, Urban Development Centering on Station Squares, Architectural Magazine of Vietnam Association of Architects, 260-12-2016.

Figure 7. Reinforcing structure due to opening

93 S¬ 28 - 2017

Phân tích ảnh hưởng của đài cọc đến tương tác động học giữa cọc và đất theo phương pháp không lưới Affect analysis of foundation to dynamic interactionbetween pile and soil by meshless method


Tóm tắtBài báo trình bày một phương pháp

mới để phân tích tương tác động học giữa cọc – đất có xét đến sự có mặt của

đài móng dựa trên phương pháp không lưới. Ảnh hưởng của điều kiện đỉnh cọc

(ngàm hoặc tự do) cũng như ảnh hưởng của đài cọc đến tương tác động học

giữa cọc - đất nền sẽ được phân tích.Từ khóa: Tương tác động học giữa cọc – đất,

Phương pháp không lưới

AbstractThis paper presents a new method to

analyze dynamic interactions between pile-soil considering the presence of

foundation on the meshless method. Affects of conditions of the top pile (fixed or

free) and affects of foundation to dynamic interactions between pile-soil will be

analyzed.Keywords: Interactions between pile-soil,

meshless method

PGS.TS. Vương Văn Thành BM Địa Kỹ thuật, Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]. Nghiêm Mạnh Hiến Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]. Lê Đỗ Kiên Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Đặt vấn đềTương tác động học là kết quả của sự có mặt của móng nông hoặc móng sâu

trong nền đất dẫn đến biến dạng của móng khác với biến dạng của nền đất tự do. Nguyên nhân là do dao động của nền đất bị hạn chế bởi độ cứng và cường độ của móng. Nguyên nhân nữa là do độ chôn sâu của móng dẫn đến sự suy giảm dao động của nền đất. Nhà cao tầng thường sử dụng giải pháp móng cọc do tải trọng tác dụng xuống móng rất lớn và nền đất phía dưới là yếu. Trong trường hợp này, cọc sẽ tương tác với sóng truyền dưới đáy móng làm thay đổi dao động của đất nền dưới đáy công trình. Trong nội dung bài báo này, tác giả sẽ phân tích ảnh hưởng bởi điều kiện đỉnh cọc (ngàm hoặc tự do) cũng như ảnh hưởng của đài cọc đến tương tác động học giữa cọc - đất nền theo phương pháp không lưới. Tác giả sẽ tiến hành tính toán tương tác động học của cọc đơn cũng như nhóm cọc trong trường hợp không xét đến sự có mặt của đài cọc (đỉnh cọc tự do) và trong trường hợp xét đến sự có mặt của đài cọc (trường hợp đài cọc cao và cọc liên kết ngàm với đài móng) dựa trên phương pháp không lưới.

2. Phân tích tương tác động học của móng cọcTương tác giữa cọc và đất được biểu hiện thông qua hàm chuyển đổi là tỷ số giữa

chuyển vị của cọc và chuyển vị của nền đất trong miền tự do /= p ffu u uI . Vấn đề này thường được giải thông qua hai phương pháp:- Phương pháp giải tích.- Giải trực tiếp bằng phương pháp số.

2.1. Phân tích tương tác động học giữa cọc - đất nền theo phương pháp giải tích.Mô hình tính toán tương tác động học của cọc – đất được trình bày trên hình 1 và

hình 2. Dịch chuyển của đất nền xung quanh cọc được coi là chuyển vị cưỡng bức. Các chuyển vị cưỡng bức này biến đổi theo thời gian và gây ra tải trọng động tác dụng lên cọc.

Phương trình vi phân miêu tả phản ứng của cọc như sau theo [5]:4 2

4 2 ( )∂ ∂

+ = −∂ ∂

p pp x pP P ff

u uE I m S u u

z t (1)trong đó: EPIP: là độ cứng chống uốn của cọc.mP: là khối lượng đơn vị cọc.uP : là chuyển vị của cọc.uff: là chuyển vị của nền đất.Sx: đặc trưng tại giao diện cọc đất do sự lan truyền biến dạng từ nền đất tự do vào

cọc. Sx = kx + iωcx với tham số độ cứng cx đại diện cho cản nhớt và cản vật liệu.Giải phương trình (1), các biến dạng của cọc (chuyển vị và góc xoay), mô men uốn

và lực cắt sẽ được xác định là hàm của độ sâu z thời gian t.2.2. Phân tích tương tác động học giữa cọc và đất nền theo phương pháp số.

Trong phương pháp số, đài móng, cọc và nền đất được mô hình và phân tích đồng thời (hình 3). Trong bài báo này, dao động nền đất tự do được đặt tại đáy của mô hình tính toán và ứng xử của hệ được phân tích theo phương pháp không lưới.

Miền tự do hay biên ranh giới của nền đất được xác định theo [7] được thể hiện trong hình 4.

Đất nền, cọc và đài móng được mô hình hóa bằng phần tử khối đại diện bằng các nút. Phần tử tiếp xúc ba chiều được sử dụng tại bề mặt tiếp xúc giữa cọc - đất, cho phép sự trượt và tách rời, nhưng đảm bảo khả năng tương thích trong quá trình nén. Bài báo tập trung nghiên cứu tương tác giữa cọc và đất nền, liên kết giữa đài móng và đất nền ít



ảnh hưởng đến tương tác giữa cọc và đất nền. Trong nghiên cứu, tác giả coi liên kết giữa đài móng và đất nền phía dưới đài móng là liên kết khớp thông thường.

Phương trình đặc trưng động lực học của vật thể ở trạng thái cân bằng dưới tác dụng của tải trọng động đất được xây dựng theo phương pháp không lưới [2], [6] như sau:

+ + = −

gKU CU MU M r u (2)

Trong đó: - M, K: lần lượt là ma trận khối lượng và ma trận độ

cứng tổng thể được tập hợp từ các ma trận khối lượng và ma trận độ cứng của các nút.

- U, U’, U’’: lần lượt là véc tơ chuyển vị, véc tơ vận tốc và véc tơ gia tốc tổng thể của các nút trong toàn bộ miền tính toán.

- C: là ma trận cản tổng thể. - r: là véc tơ chỉ phương của gia tốc nền. - gu : là gia tốc nền.

Các thành phần trong biểu thức (2) được xây dựng và xác định theo [2], [3], [4] như sau:

. .Ω

= Φ Ω∫ IM dρ;

IJΩ

= Ω∫ TI JK B DB d

;với BI và ΦI là ma trận biến dạng và ma trận hàm dạng

của nút I. D là ma trận biến dạng - ứng suất.

,

,y

,z

,z ,y

,z ,

,y ,

0 0

0 0

0 0

0

0

0

=

I x

I

I

I I

I I x

I I x

B

φ

φ

φ

φ φ

φ φ

φ φ,

0 0

0 0

0 0

Φ

Φ = Φ

Φ

I

I I

I ;

Hình 1. Mô hình lò xo tương tác động học (Gazetas và Mylonakis, 1998)

Hình 3. Mô hình tính toán theo phương pháp trực tiếp

Hình 2. Hệ thống tương đương của tương tác động học cọc - đất

Hình 4. Phạm vi ranh giới biên của nền đất tự do

95 S¬ 28 - 2017

0

1 0 0 01 1

1 0 0 01 1

1 0 0 01 1

1 20 0 0 0 0

2(1 )

1 20 0 0 0 0

2(1 )

1 20 0 0 0 0

2(1 )

− −

− −

− −=

−

−

−

−

−

−

D D

ν ν

ν ν

ν ν

ν ν

ν ν

ν ν

ν

ν

ν

ν

ν

ν

với 0

(1 )

(1 )(1 2 )

−=

+ −

ED

ν

ν ν .ρ: là khối lượng riêng của vật liệu.

3. Ví dụ tính toánTrong phần này tác giả tiến hành tính toán tương tác

động học của cọc đơn và nhóm 4 cọc (2x2 cọc) trong nền

đất đồng nhất dựa trên phương pháp không lưới đã trình bày ở phần trên và so sánh với nghiên cứu của Fan, Gazetas và các đồng nghiệp (1991) [1]. Tác giả sẽ tiến hành tính toán tương tác động học của cọc đơn cũng như nhóm cọc trong trường hợp không xét đến sự có mặt của đài cọc (đỉnh cọc tự do) và trong trường hợp xét đến sự có mặt của đài cọc (trường hợp đài cọc cao và cọc liên kết ngàm với đài móng) dựa trên phương pháp không lưới.

Tải trọng tác dụng là tải trọng động đất có dạng với tần số của tác động trong khoảng 0 đến 6Hz tương ứng với các tần số không thứ nguyên từ 0 đến 0,5. Không xét đến các tải trọng đứng hay tải trọng ngang khác.Bảng 1. Bảng quy đổi tần số tác động F sang tần số không thứ nguyên ao

Tần số F(Hz) Vs (m/s) ω (rad/s) a0

0 74.23 0.00 0.003 74.23 18.84 0.256 74.23 37.68 0.51

a) Trường hợp cọc đơn

a) Đỉnh cọc tự do b) Đỉnh cọc ngàm

Hình 5. Tương tác động học cọc đơn-đất trong trường hợp L/D=20

Hình 6. Tương tác động học cọc đơn-đất trong trường hợp L/D=20 và L/D=40



Tài liệu tham khảo1. Fan, K., Gazetas, G., Kaynia, A., Kausel, E., and Ahmad, S.

(1991), “Kinematic Seismic Response of Single Piles and Pile Groups”. J. Geotechnical Engineering, ASCE, 117(12).

2. Th.s Lê Đỗ Kiên - Ts. Nghiêm Mạnh Hiến, (2015), “Áp dụng phương pháp không lưới cho tính toán cọc đơn trong môi trường đất đàn hồi tuyến tính”. Tạp trí địa kỹ thuật.

3. G.R. Liu (2003); “Meshfree Method: Moving beyond the finite element Method”. National University of Singapore, Singapore.

4. G.R. Liu and Y.T. Gu, (2003); “An Introduction to Meshfree Methods and Their Programming”. National University of Singapore, Singapore.

5. M. Maugeri, E. Motta, E. Raciti & D. Ardita, (2014); “The kinematic interaction of a single pile with heterogeneous soil”. Department of Civil and Environmental Engineering, University of Catania, Italy.

6. Youping Chen, James D. Lee and Azim Eskandarian, (2006); “Meshless Methods in Solid Mechanics”. Springer Science Business Media, Spring Street, New York, USA.

7. Kiran B. Ladhane and Vishwas A. Sawant, (2012); “Dynamic Response of 2 Piles in Series and Parallel Arrangement”. ENGINEERING JOURNAL Volume 16 Issue 4.

Bảng 2. Các thông số đặc trưng của cọc, đài móng

Đặc trưng Đơn vị Giá trịĐường kính cọc m D = 1,0Chiều dài cọc m L = 20 và 40Kích thước đài móng m bxlxh = 2x2x1,5Mô đun đàn hồi GPa EP = 27Hệ số Poisson - vP = 0,2Khối lượng riêng kg/m3 ρP = 2500

Bảng 3. Các thông số đặc trưng của đất nền (đất rời)

Đặc trưng Đơn vị Giá trịMô đun đàn hồi MPa Es = 27Hệ số Poisson - vs = 0,4Khối lượng riêng kg/m3 ρs = 1750Hệ số cản % 5

b) Trường hợp nhóm 4 cọc (nhóm 2x2 cọc) Các thông số đặc trưng của đất nền (đất rời) được cho

trong bảng 3.

4. Kết luậnKết quả nghiên cứu của bài báo cho thấy, kích thước và

độ cứng của đài móng làm gia tăng tương tác động học giữa cọc và đất nền cụ thể như sau:

- Với dải tần số nhỏ ( ≤0a 0,1 ) sự ảnh hưởng của đài móng đến tương tác động học giữa cọc và đất nền là không đáng kể.

- Với dải tần số dao động trung bình và cao ( >0a 0,1 ) đài móng làm tăng đáng kể tương tác động học giữa cọc và đất nền cùng với sự gia tăng tần số dao động.

- Tỷ số chiều dài cọc / đường kính cọc L/D càng lớn thì hệ số Iu càng giảm, tương tác động học giữa cọc và đất nền tăng đối với cả khi đỉnh cọc tự do hay ngàm.

- Đối với trường hợp nhóm cọc, tỷ số khoảng cách cọc / đường kính cọc càng lớn thì hệ số Iu càng tăng, tương tác động học giữa cọc và đất nền giảm trong cả trường hợp không xét đến sự có mặt của đài móng và không xét đến sự có mặt của đài móng./.

a) Tỷ số S/d = 3 b) Tỷ số S/d = 5

Hình 7. Tương tác động học nhóm cọc-đất trong trường hợp S/d=3 và S/d=5

Bảng 4. Các thông số đặc trưng của cọc, đài móng

Đặc trưng Đơn vị Giá trịĐường kính cọc m D = 1,0Chiều dài cọc m L = 20Khoảng cách cọc - S = 3D, 5D, 10D

Kích thước đài móng mbxlxh = 5x5x2 (với S=3D)bxlxh = 7x7x2 (với S=5D)

bxlxh = 12x12x2 (với S=5D)Mô đun đàn hồi GPa EP = 27Hệ số Poisson - vP = 0,2Khối lượng riêng kg/m3 ρP = 2500

97 S¬ 28 - 2017

Mô hình móng bè cọc kích thước lớn bằng phần mềm Plaxis 3D Modeling of a large pile raft with Plaxis 3D software

Trần Huy Hùng(1), Nguyễn Trung Hiếu(2)

Tóm tắtTrong những năm gần đây, móng bè

cọc kích thước lớn đã được áp dụng rộng rãi như là một phương án kinh tế cho kết cấu móng chịu tải trọng phân

bố rộng như kho chứa than, kho thành phẩm,… Trong bài báo này giới thiệu phương pháp phân tích số cho kết cấu móng cọc kho chứa than của Nhà máy

Nhiệt điện Thái Bình 2 (Thái Thụy-Thái Bình), trong đó sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn (3D-FEM) cùng với sự hỗ trợ của phần mềm Plaxis 3D để dự

báo độ lún cho công trình cũng như tính toán phần kết cấu sàn cho kho

than. Kết quả về sự phân bố tải trọng giữa nền và cọc cũng như độ lún lệch

của hệ móng cọc cho thấy hiệu quả của việc sử dụng kết cấu móng cọc kích

thước lớn cho các công trình chịu tải trọng rộng.

Từ khóa: Móng cọc kích thước lớn, Phương pháp hần tử hữu hạn 3 chiều, Độ lún lệch,

pileraft

AbstractIn recent years, the large pile raft is

applied as one of the most economical methods for foundation systems under

widely load condition such as coal storage, warehouse storage,… This paper presents

the numerical analyses of the piled raft foundation system for Coal storage in Thai Binh 2 Thermal Power Plant project, using three-dimensional Finite Element Method

(3D FEM) with support of Plaxis 3D software for. The results in terms of load shared by

piles and differential settlement, indicates the potential of using the large piled raft

system under widely load condition.Keywords: Large pile raft, Finite Element

Method, Differential settlement

(1) Kỹ sư, Công ty Cổ phần FECON, Email: <[email protected]> (2) Kỹ sư, Công ty Cổ phần FECON, Email: <[email protected]>

1. Đặt vấn đềCùng với sự phát triển của đất nước, những năm gần đây số lượng nhà máy nhiệt

điện (đốt) sử dụng than đã tăng lên nhanh chóng để đáp ứng (yêu cầu về an ninh) nhu cầu về năng lượng. Các nhà máy nhiệt điện thường được xây dựng tại các khu vực ven sông hoặc ven biển để thuận tiện cho việc vận chuyển nguyên liệu than phục vụ quá trình vận hành. Do đó, địa chất ở các khu vực xây dựng nhà máy thường xuất hiện lớp đất yếu với chiều dày lớn, việc áp dụng giải pháp móng bè cọc kích thước lớn đã và đang được sử dụng rộng rãi cho kết cấu móng của kho chứa than.

Việc áp dụng móng bè cọc kích thước lớn trên đất yếu (sức kháng cắt không thoát nước, Su<40kPa) dưới tác dụng của vùng tải trọng rộng đặt ra nhiều vần đề cho kỹ sư địa kỹ thuật ví dụ như: lún quá mức- đặc biệt là lún lệch, hiện tượng ma sát âm lên cọc và cọc không đạt được sức chịu tải mong muốn [1]. Theo De Sanctis và Viggiani [2], với loại móng bè cọc kích thước lớn, cọc được thiết kế để giảm độ lún tổng thể hoặc độ lún lệch. Để phân tích các vấn đề trên cũng như xem xét đến sự làm việc đồng thời giữa các thành phần của (hệ thống) kết cấu móng cọc kích thước lớn thì đã có nhiều phương pháp được thực hiện theo các nghiên cứu của Poulos và Divis [3] và Randolph [4].

Tại Việt Nam, tiêu chuẩn thiết kế cọc của Việt Nam TCVN 10304-2014 yêu cầu việc phân tích hệ kết cấu móng cọc kích thước lớn cần thực hiện cho bài toán không gian có kể đến sự tương tác của kết cấu phần thân và phần ngầm, giữa (móng) cọc và nền. Bên cạnh đó, phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH) cũng đã được nghiên cứu trong một số đề tài nghiên cứu gần đây của Phung [5], William Cheang [6], K. Watcharasawe & P.Jongpradist [7].

Trong bài báo này, nhóm tác giả giới thiệu việc áp dụng phương pháp PTHH ba chiều với sự trợ giúp của phần mềm Plaxis 3D để phân tích sự làm việc của kết cấu móng bè cọc kích thước lớn dưới tác dụng của vùng tải trọng phân bố rộng trong điều kiện đất yếu của kho chứa than Nhiệt điện Thái Bình 2.

2. Mô hình móng cọc kích thước lớn cho kho chứa than2.1. Mô hình lưới phần tử và điều kiện biên

Kho chứa than là một hạng mục quan trọng thuộc dự án Nhiệt điện Thái Bình 2 được xây dựng tại xã Mỹ Lộc, huyện Thái Thụy, tỉnh Thái Bình. Phân tích PTHH ba chiều bằng phần mềm Plaxis 3D đã được nhóm tác giả sử dụng để tính toán kết cấu móng cọc kích thước lớn cho dự án này. Trong số ba kho than (kho than 1, kho than 2 và kho than 3), kho than 1 và 2 có kích thước lớn nhất với giá trị chiều dài và chiều rộng lần lượt là 255m và 52.5m. Để đảm bảo mô hình trên phần mềm Plaxis 3D phản ánh đúng điều kiện làm việc thực tế của kho chứa than số 1 nhóm tác giả chọn kích thước mô hình với chiều rộng 52.5m và chiều dài bằng một nửa chiều dài thực của kho than tức là khoảng 127m.

Bảng 1. Thông số cọc PHC D400 và sàn bê tông trong Plaxis 3D

Thông số Cọc PHC D400 Sàn Đơn vịE Môđun Young 3.7E7 3.0E7 kPaγ Trọng lượng vật liệu cọc 23.5 23.5 kN/m3

D Đường kính ngoài của cọc 0.4 - mt Chiều dày thành cọc/ chiều dày sàn 0.08 0.4 m

Ttop,max Sức kháng bên lớn nhất tại đầu cọc - - kN/mTbottom,max Sức kháng bên lớn nhất tại mũi cọc 500 - kN/m

Fmax Sức kháng mũi lớn nhất của cọc 500 - kNν Hệ số Poisson - 0.2 -



Đất nền được rời rạc hóa bằng phần tử khối 15 nút, trong đó bao gồm 6 nút dạng tam giác theo phương ngang và 8 nút dạng tứ giác theo phương thẳng đứng.

Phương án cọc được đề xuất sử dụng là cọc bê tông cốt thép ly tâm dự ứng lực đường kính ngoài 400mm (PHC D400-Class A) và chiều dài thay đổi từ 35.5m ở vị trí tâm kho và giảm xuống 29.5m ở vị trí biên kho. Lý do nhóm tác giả chọn chiều dài cọc thay đổi là do tải trọng của công trình có dạng hình thang và để đảm bảo sàn kho than lún đều trong quá trình sử dụng và không bị nứt vỡ.

Các cọc được mô hình bằng phần tử Embedded pile. Để tránh ảnh hưởng của quá trình chứa than đến nền đất, sàn bê tông với chiều dày 0.4m được bố trí trên đầu cọc và được mô hình bằng phần tử Plate. Thông số chính cho các kết cấu này được tổng hợp trong Bảng 1. 2.2. Điều kiện địa chất

Điều kiện địa chất ban đầu của kho than có phân bố lớp đất yếu rất dày, do đó nếu áp dụng giải pháp móng bè cọc thì cọc sử dụng sẽ có đường kính rất lớn (cọc BTCT ly tâm DƯL D700 – Class A và chiều sâu lên đến 45m) để đảm bảo ổn định trong quá trình khai thác. Sau khi, phân tích các ưu nhược điểm của từng phương án nhóm tác giả đã đề xuất:

+ Giai đoạn 1: Trước khi thi công kết cấu móng cọc, kho chứa than đã được xử lý nền bằng phương pháp cố kết hút chân không kết hợp bấc thấm với tải trọng thiết kế là 50kPa. Các thông số chính của đất như chỉ số SPT, qc và Su sau xử lý tăng lên 1.2÷3.4 lần so với khi chưa xử lý [8].

+ Giai đoạn 2: Thi công cọc & thi công kết cấu sàn của kho than. Như vậy, do nền đất yếu đã được xử lý làm tốt lên trong giai đoạn 1 vì vậy giảm được hiệu ứng ma sát âm cho cọc nên kết cấu móng cọc sẽ đảm bảo tối ưu về kinh tế và kỹ thuật.

Hình 3 thể hiện mặt cắt địa chất cũng như một số thông số cơ lý từ thí nghiệm trong phòng và thí nghiệm hiện trường (SPT, CPTu, VST) sau khi xử lý. Nằm trên cùng là lớp cát san lấp (lớp 1) với chiều dày khoảng 5m, phía dưới lớp đất này là các lớp 2-Sét dẻo và lớp 3-Bụi lẫn cát với chiều dày cả hai lớp khoảng 5m. Lớp cát đầu tiên được tìm thấy ở chiều sâu khoảng 12m và chiều

Hình 1. Mặt bằng kho chứa than

Hình 2. Mô hình PTHH 3 chiều cho kho chứa than bằng Plaxis 3D

dày khoảng 2m là lớp 4-Cát, trạng thái chặt vừa. Nằm phía dưới lớp cát này là ba lớp 5,6 và 7-Sét dẻo/bụi lẫn cát với chiều dày khoảng 20m và sức kháng cắt không thoát nước Su khoảng 30kPa. Mặt cắt địa chất kho chứa than cho thấy các lớp 8, 9, 10 và 11 nằm ở chiều sâu khoảng từ 32m có sức chịu tải cao và dự kiến sẽ đặt mũi cọc vào các lớp đất này.

Trong tính toán, mô hình Mohr-Colomb được sử dụng để mô phỏng ứng xử của các lớp đất. Thông số chính của các lớp đất được tổng hợp trong bảng 2. 2.3. Điều kiện tải trọng

Tải trọng tác dụng lên nền đất là tải trọng bản thân của vật liệu than với giá trị khối lượng thể tích γ = 14 kN/m3 và góc nghỉ là Ɵ = 38o. Sơ đồ chất tải của vật liệu than là hình tam giác với cạnh đáy là 52.5m và chiều cao là 20.5m. Để tính toán thiết kế, sơ đồ tải trọng này được quy đổi về các cấp tải trọng khác nhau được thể hiện như hình 4.

99 S¬ 28 - 2017

2.4. Hiệu chỉnh thông số trong Plaxis 3D sát với kết quả thí nghiệm hiện trường

Để xét đến ảnh hưởng của hiệu ứng nhóm cọc, từ kết quả số liệu thí nghiệm nén tĩnh cọc thực tế tại kho chứa than với khối lượng 8 cọc/ 1 kho chứa, việc hiệu chỉnh thông số cọc trong phần mềm Plaxis 3D sẽ được thực hiện bằng việc thay đổi giá trị Rinter trong khai báo phần tử Interface của tất cả các lớp đất cũng như giá trị sức kháng cực hạn (Ttop,max, Tbottom,max và Fmax) của cọc cho đến khi biểu đồ nén tĩnh hiện trường sát với biểu đồ nén tĩnh được mô hình trong Plaxis

3D. Sau khi hiệu chỉnh, các giá trị này được tổng hợp trong

bảng 3 và sẽ được sử dụng để tính toán cho toàn bộ hệ móng cọc kích thước lớn.

3. Kết quả phân tích 3.1. Kết quả phân tích độ lún

Hình 6 là kết quả phân bố độ lún thẳng đứng của hệ móng bè cọc kích thước lớn của kho chứa than theo mặt cắt ngang. Kết quả cho thấy độ lún giảm từ giữa tâm ra ngoài biên của

Bảng 2. Thông số đất nền trong Plaxis 3D

Tên lớp Mô hình vật liệu

Ứng xử vật liệu

Trọng lượng thể tích

Mô đun Young

Hệ số Poisson

Lực dính đơn vị

Góc ma sát trong

γ(kN/m3) Eref(kPa) ν(-) c’(kPa) φ’(o)1a MC D 19.00 26750 0.3 1 342 MC UD 18.90 8000 0.3 10 203 MC D 19.50 15500 0.3 10 204 MC D 18.00 10500 0.3 1 305 MC UD 18.30 8000 0.3 6 156 MC UD 18.00 5000 0.3 6 157 MC D 19.50 10000 0.3 10 208 MC D 19.90 13000 0.3 15 259 MC D 18.00 15580 0.3 1 30

10 MC UD 19.60 20630 0.3 15 2511 MC D 18.00 32000 0.3 1 34

Ghi chú: MC: Mohr-Coulomb D: Drained; UD: Undrained

Bảng 3. Thông số hệ số giảm cường độ Rinter sau hiệu chỉnh trong Plaxis 3D

Tên lớp 1a 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11Hệ số giảm

cường độ Rinter 0.85 0.75 0.8 0.8 0.7 0.65 0.8 0.8 0.8 0.85 0.85

Bảng 4. Kết quả phân tích hệ số phân bố tải trọng

Phân bố tải trọng lên cọc Phân bố tải trọng lên nềnHệ số phân bố

tải trọng αrTải trọng tác dụng lên cọc

% tải trọng phân bố lên cọc

Tải trọng tác dụng lên nền

% tải trọng phân bố lên nền

765540kN 66% 393297kN 34% 0.66

Hình 3. Điều kiện địa chất khu chứa than

100T„P CHŠ KHOA H“C KI¦N TR”C - XŸY D¼NG


kho than với các giá trị tương ứng là 15.5 cm và 13.6 cm. Độ lún trung bình của móng bè cọc có thể được xác định từ phần mềm Plaxis 3D theo công thức của Reul và Randolph [9]:

23+

= center conneravg

s ss

(1)Trong đó: savg = độ lún trung bình; scenter = độ lún tại tâm

móng; sconner = độ lún tại biên móng.Từ các giá trị tính toán được, độ lún trung bình của móng

cọc kho chứa than là 15.0cm nhỏ hơn giá trị cho phép [sghtb] =20cm áp dụng cho dự án. Kết quả này từ Plaxis 3D nhỏ hơn so với kết quả tính toán độ lún thẳng đứng của móng khối theo giải tích khoảng 13% (kết quả tính toán được là 17 cm).

Độ lún thẳng đứng phân bố theo chiều dài của kho than tại độ sâu 0.5m được thể hiện trong Hình 7. Kết quả tính toán cho thấy, sự phân bố độ lún dọc theo chiều dài kho khá đồng đều. Độ lún lệch tại độ sâu này có thể được xác định bằng công thức:

∆ = −center conners s s (2)Với kết quả phân tích được, độ lún lệch của móng kho

chứa than là Δs = 5cm tương ứng với giá trị độ ngiêng tương đối của móng là i = 0.002 nhỏ hơn giá trị cho phép [igh]=0.004 áp dụng cho dự án. Kết quả này có được là do việc bố trí đối xứng các cọc và chiều dài các cọc thay đổi từ tâm ra biên kho chứa than để phù hợp với sơ đồ chất tải.

3.2. Kết quả phân tích hệ số phân bố tải trọngMột trong những yêu cầu chính trong thiết kế móng bè

cọc kích thước lớn là đánh giá hệ số phân bố tải trọng cho cọc và cho nền như được nêu dưới đây.

Tổng tải trọng thẳng đứng truyền vào nền đất thông qua áp lực tiếp xúc dưới nền đất Pr và cọc ΣPp,i theo Katzenbach [10]:

,= +∑t r p iP P P (3)Sự phân bố tổng tải trọng lên sàn và cọc được định nghĩa

bằng hệ số phân bố tải trọng, là tỷ số giữa tổng sức kháng cọc và tổng khả năng chịu tải của móng:

,= ∑ p ir

t

PP

α (4)

Kết quả phân tích hệ số phân bố tải trọng lên hệ móng cọc kích thước lớn được tổng hợp trong Bảng 2.

Kết quả từ bảng 2 cho thấy: tương ứng với độ lún trung bình savg = 15cm tại tâm kho chứa than, nền đất tiếp nhận 34% tổng tải trọng và hệ số phân bố tải trọng αr = 0.66. Khi đưa hệ số này vào biểu đồ quan hệ độ lún – hệ số phân bố tải trọng từ nghiên cứu của Katzenbach [11] trong Hình 8 cho thấy quan hệ giữa hai chỉ tiêu này được dự báo nằm trong vùng hệ số theo thống kê của các dự án được thực hiện trước đó.

Hình 4. Sơ đồ tải trọng khu chứa than

Hình 6. Phân bố độ lún thẳng đứng của móng theo mặt cắt ngang

Hình 5. Hiệu chỉnh mô hình cọc trong Plaxis 3D và kết quả thí nghiệm nén tĩnh

Hình 7. Phân bố độ lún thẳng đứng theo chiều dài kho chứa than tại độ sâu 0.5m


101 S¬ 28 - 2017

Cyber-physical system based productivity improvement concept of construction 4.0Khái niệm cải tiến năng suất xây dựng 4.0 dựa trên hệ thống thực ảo

Hande Ünlü(¹), Norihiko Goto(²)

Tóm tắtĐã từ lâu, tốc độ thực hiện việc cải tiến năng suất của các công nghệ liên quan

trong ngành xây dựng luôn bị chậm hơn so với các ngành công nghiệp khác. Tuy

nhiên, do sự suy giảm số lượng công nhân có tay nghề và sự thay đổi động

lực thị trường tại Nhật bản, một số các giải pháp khác nhau đã đi vào trọng

tâm của quá trình chuyển đổi sản phẩm. Trong bài báo này, chúng tôi giới thiệu

khái niệm về Xây dựng 4.0, trong đó nâng cao Hệ Thống Thực Ảo, bằng cách

đưa ra bối cảnh cách mạng, lịch sử cải tiến năng suất trong ngành xây dựng

Nhật Bản.Từ khóa: Hệ thống Thực - Ảo, Xây dựng 4.0, số

hóa, cải tiến năng suất

AbstractImplementation speed of productivity

improvement associated technologies in construction industry has always remained

behind other industries for long time. However, due to decreasing number of skilled

workers and changing market dynamics in Japan several different solutions have

come into focus of process and product transformation. In this paper, we introduce

our concept of Construction 4.0 that is proposed to raise upon Cyber-Physical

Systems, by giving its revolution background, a history of productivity improvement in

Japanese construction industry.Keywords: Cyber-Physical Systems,

Construction 4.0, digitization, productivity improvement

(1) Ph.D.,Engineer,Takenaka Corporation Email: [email protected] (2) M.Sc.,Engineer,Takenaka Corporation Email: [email protected]

1. IntroductionIndustry 4.0 or the fourth industrial revolution is the current trend of automation

and data exchange in manufacturing technologies with an aim to establish Smart Production. The key technologies of Industry 4.0 have a strong focus on digitization and integration of vertical and horizontal value chains, digitization of product and service offerings, digital business models and customer/user access [1].

However, it hasn’t been a smooth process to adapt these technologies into the works at construction industry easily. The main challenges of construction industry could be listed as 1- its complexity: high number of components to be designed and implemented in parallel 2- increased uncertainties and different patterns at each project, 3- the rigid culture of construction which doesn’t allow fast changes compared to other industries such as automotive, 4- fragmented supply chain: high number of work packages done by many different subcontractors and 5- short-term thinking: dominant way of thinking that is project-based, to be achieved under limited time and resources [2].

Technology development, implementation of new construction methods and its adaptation into the site works require interdisciplinary comprehensive planning of product and process transformation. Often, the transformation is a big challenge for large design and construction companies to implement new methods [3]. However, due to the reasons which are focused in this paper, construction industry is heading towards Construction 4.0 and competition is becoming more contentious towards digitization of projects from planning to design, construction and facility management stages.

2. A Concept for Construction 4.0Inspired by Industry 4.0’s key technologies on digitization of production and

coordination by ICT, there have been several concepts introduced for defining Construction 4.0 by Japanese organizations [4] and other international institutes. Associatively, Takenaka Corporation visualizes Construction 4.0 as a fusion of disruptive and incremental type of product and process transformation that results in productivity improvement [Figure 1].

Despite the speed of revolution in manufacturing industry, construction has always been more conventional and almost 20 years behind to adapt cutting edge technologies

Figure 1. Takenaka’s Vision of Construction 4.0



into practice. However, today, design and construction tools have been significantly improved such as use of BIM, CNC/3D printing technologies, VR (Virtual Reality)/AR (Augmented Reality) systems and so on. As foreseen within the frame of Takenaka’s vision of Construction 4.0, construction industry will reach the age of digital fabrication soon in the near future [5]. This is an inevitable evolution in construction for productivity improvement at countries such as Japan which has a struggle with decreasing number of skilled workers and correspondingly increasing amount of investment in automation and robotics applications to overcome the labor problem [6].

In Japan a CPS platform has already been being promoted by the government since 2015 under the project named “I-Construction” (ICT-Integrated Construction). By introducing standards and regulations about ICT-Integrated construction besides taking advantages of such technologies as drones and auto-heavy machines, the ministry aims to

increase productivity of trade workers by 50%. Such initiation at government level boosts the industry towards the age of digitization rapidly.

Due to the fact, we have examined the inevitable necessity of productivity improvement and possibilities that digitization may offer to us. We have developed a concept of Cyber-Physical System (CPS) for Construction 4.0 as introduced in Figure 2. Our concept of a CPS platform provides transformations that is built upon 1- Digitalized design & engineering, 2- Digitized Procurement & Management, 3- Digitized Logistic & Production System, 4- Smart Building Operation & Maintenance, 5- Smart Facility Management system and 6- Using Lifecycle Data for Design & Engineering.

3. Productivity improvement in Japan in the age of Construction 2.0 and 3.0

In the 1970s, in Japan, productivity improvement has been studied and implemented by utilizing construction

Figure 2. CPS Platform Concept for Construction 4.0

Figure 3. ASTM Project, 1979

103 S¬ 28 - 2017

automation through modularization [7]. We call this period the era of Construction 2.0. Modularized buildings such as Takenaka’s ASTM project (mass housing project of 3,381 dwelling units; completion: 1979), had been achieved by significant transformations in the way of production, design, logistics and assembly [Figure 3].

Briefly, the housing modules of: precast (PCa) concrete external walls with fitted windows, PCa floor slabs and prefabricated kitchens and bathrooms including its mechanical and electrical installations had been built at factories and delivered just in-time. Such modules were rapidly assembled and plugged-into the steel structural frame on-site. This method was a unique approach implemented in Japan which had successfully saved time, cost and resources in the 1970s.

However, since then the use of modularization method which is recently a trend across the world (such as prefabricated skyscrapers) has become less popular in Japan. With the beginning of 1980s Japan has already moved forward into Construction 3.0. The main reasons that triggered the 3rd revolution in Japan are 1- In the 1980s rapid growths in Japanese economy lowered the need of mass housing while creating a market demand change into “quality rather than quantity”. Due to the fact, diversity in design became more important. 2- Labor costs had decreased whilst highly

skilled workers were still engaged in big numbers. 3- During 1970s a large burden was placed on the amount of required detailed hand drawings for the prefabrication process at factories. However, by the use of composite solutions (combination of prefabricated elements with conventional in-situ production) large amount of time and cost could be saved both from design and construction phases.

During the age of Construction 3.0 including the large amount of today’s current projects, in Japan, composite construction solutions became a key for productivity improvement. By this way, the market demand on design variety could be constructed in a more flexible way compared to modularization method.

By the use of CAD and later BIM tools, today, complicated architectural structures could be analyzed to select the most efficient construction methods through different scenarios digitally. We utilize BIM to optimize the production process by analyzing different scenarios and increase the efficiency of entire project. Table 1 presents the brief transition history of efficient methods from 1970s until today.

4. CPS based productivity improvement in the age of Construction 4.0

On the other hand, at our most recent projects putting our concept of Construction 4.0 [Figure 1] in the core, we have been researching and testing incrementally the adaptation of CPS based productivity improvement through digitization. Below are two applications that we’ve developed for the adaptation of PIM (Process Info Modelling) which is a vital component of Digitized Procurement & Management [Figure 2] in CPS based productivity improvement:

Machinery and labor position detecting system: At construction sites it’s a time consuming process to find location of machineries (sometimes there are hundreds of aerial work platforms (AWP) on site) and analyze the efficiency of workers by their work locations. In order to improve our on-site productivity, we have developed an information gathering system that uses wireless transmitter technology of iBeacon.

Figure 4. Detection system network

Figure 5. System output on a drawing file

Figure 6. Image of the cloud-based management



Our system is the first indoor position detection technology that uses iBeacon at a construction site. As shown in Figure 4, fixed and mobile iBeacons transmit location information of machineries and workers to the Site Management Server via data receivers on site. Output data indicates their location by symbols on project’s actual drawing layout [Figure 5]. By utilizing this real-time detection system, we save time on searching of machineries and workers. We have also developed a photo shooting application for iPad that takes photos of on-going works on site and uploads to server together with its location information. By this application we save more than 30% of man-hour spent for documenting on-going works for the site management. Utilizing the above mentioned methods, we have improved the efficiency of our site management tasks by saving 72 hours of work time in 6 months.

Cloud-based remote monitoring system utilizing IoT: Due to increasing number of on-site machineries, management of real-time operating status and maintenance has become a more time consuming process. Aiming to improve the efficiency of operation and maintenance works, we have developed a remote cloud-based machinery monitoring system by the use of IoT technology [Figure 6]. This system can detect a risk of machinery failure in real-time which could

be monitored remotely via cloud system at the office or on site. In addition, this system enables a central management of data between the machinery and manufacturers. In the future, we are aiming to utilize the big data that has been collected by this system for integrated construction automation.

Above mentioned applications are only two examples of a future CPS that integrates digitization at every phase of projects for productivity improvement.

5. Concluding RemarksAt our concept of Construction 4.0, projects are being

based on digitized platforms and automation applications from planning to construction and facility management activities. Modularization method which provided improved productivity in the era of Construction 2.0 was evolved into composite solutions during the era of Construction 3.0 driven by changing market dynamics. As observed during earlier construction revolutions, Construction 4.0 will bring product and process transformation too. Given today’s technological advancements, we believe that the future of construction industry will reach productivity improvement by benefiting from digitized platforms in the form of Cyber-Physical-Systems as introduced in this paper./.

Tài liệu tham khảo1. PwC, Industry 4.0: Building the digital enterprise, Global Industry

4.0 Survey – Industry key findings, 2016.2. T. D. Oesterreich, F. Teuteberg, Understanding the Implications

of Digitization and Automation in the Context of Industry 4.0: A triangulation approach and elements of a research agenda for the construction industry, Computers in Industry, Vol.83, 2016

3. C. Christensen, Innovator’s Dilemma: When New Technologies Cause Great Firms to Fail, Harvard Business Review Press, Reprint edition January 5, 2016

4. General Competitiveness Forum of Japan (COCN), Smart Construction System Using IoT and CPS (in Japanese), Industry Competitiveness Discussion Proceeding, 2015

5. M. Kohler, F. Gramazio, The Robotic Touch: How Robots Change Architecture, Park Books, 2014

6. MLIT, i-Construction (in Japanese), http://www.mlit.go.jp/tec/tec_tk_000028.html, latest access on 14 July 2017

Table 1. The triggering challenges and outputs of each construction revolution

105 S¬ 28 - 2017

Giải pháp lắp đặt hệ tường kính công trình siêu cao tầng tại Việt NamSolutions for installing the glass curtain wall system of skyscrapers in Vietnam


Tóm tắtPhần vỏ tòa nhà không những ảnh

hưởng đến hình dáng bên ngoài mà còn ảnh hưởng đến độ bền vững của công trình, khả năng sử dụng cũng như an toàn tính mạng và tài sản của những người sử dụng. Bài báo giới thiệu các

giải pháp lắp đặt hệ kết cấu tường kính bao che mặt ngoài các công trình nhà

siêu cao tầng tại Việt Nam.Từ khóa: Công nghệ xây dựng, nhà siêu cao

tầng, kết cấu bao che, hệ tường kính

AbstractShell structure not only affects the

appearance, but also affects the durability of the building, its usability, as well as the

safety of user’s life and property. This paper introduces the solutions for installing the

glass curtain wall system of skyscrapers in Vietnam.

Keywords: Construction technology, skyscrapers, cover structure, glass curtain wall

system

ThS. Nguyễn Văn Đức Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]. Trương Kỳ Khôi Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: [email protected]

1. Tổng quanCùng với sự phát triển của vật liệu kính, sự phát triển của những vật liệu tạo khung

cho kính, những công nghệ thi công lắp kính hiện đại cũng ra đời. Nhiều vật liệu và công nghệ đó đã được ứng dụng thành công vào các công trình tiêu biểu trên thế giới như toà nhà Shanghai Tower, khách sạn Marina Bay Sand - Singapore, tháp Petronas, tháp Durj Dubai,...

Ở Việt Nam, do nhiều yếu tố lịch sử để lại nên ngành công nghiệp kính cũng như các hoạt động thi công lắp kính đã không có những bước phát triển kịp thời so với thế giới, ở thời điểm hiện nay vẫn còn một khoảng cách xa so với thế giới.

Trước những năm 1990, vật liệu kính được sử dụng trong các công trình xây dựng trong nước vẫn là những vật liệu kính thông thường dùng để lắp vào cửa sổ, cửa đi, các vị trí lấy sáng hay thông khí, với hệ khung chủ yếu là khung gỗ và các phương pháp lắp dựng truyền thống. Từ những năm 1990 đến nay, sự xuất hiện thêm nhiều chủng loại kính cũng như vật liệu tạo khung là tiền đề cho việc ứng dụng nhiều công nghệ thi công lắp kính hiện đại vào Việt Nam. Một số công trình tiêu biểu, ứng dụng công nghệ kính và thi công kính hiện đại những năm gần đây như: tháp Keangnam Landmark (Hà Nội), tháp Bitexco Financial (Sài Gòn) và nhiều công trình khác… chủ yếu do nước ngoài thực hiện từ khâu thiết kế đến thi công. Vì vậy, việc nghiên cứu giải pháp lắp đặt hệ tường kính cho các công trình siêu cao tầng là cần thiết.

Hình 1. Cấu tạo khung xương trong hệ Stick curtain wall

Hình 2. Liên kết đố dọc với hệ kết cấu công trình



2. Các hệ tường kính sử dụng làm kết cấu bao che mặt ngoài công trình siêu cao tầng2.1. Hệ Stick Curtain Wall

Cấu tạo khung xương của hệ Stick luôn gồm các thành phần cơ bản như: đố dọc, đố ngang, neo liên kết. Từng bước, hệ Stick được cải tiến nhiều hơn, lắp đặt cũng dễ dàng hơn với những đố nhôm lớn và chắc chắn hơn, các thanh đố dọc và ngang được thiết kế và cấu tạo đồng nhất đảm bảo vừa vặn và chắc chắn ở những điểm giao nhau, đồng thời được lựa chọn phù hợp với cả độ dày của tấm kính.

Vật liệu sử dụng làm khung xương cho hệ Stick cũng phong phú và dễ sử dụng như: các thanh nhôm, hợp kim nhôm hoặc các thanh được làm từ thép có mạ kẽm, thép không rỉ. Khi thiết kế có thể sử dụng thêm đệm cao su tại các vị trí liên kết giữa gối tựa và hệ kết cấu công trình nhằm hình thành liên kết mềm có tác dụng chống chấn động, chống động đất. Đối với các chi tiết chôn sẵn, chi tiết gối tựa, các linh kiện liên kết như bu lông, đinh ốc đều phải dùng thép không rỉ hoặc phải được mạ kẽm.2.2. Hệ Unitized Curtain Wall

Hệ thống mặt dựng Unitized Curtain Wall là một sự cải tiến nhằm khắc phục những nhược điểm của hệ Stick. Về mặt cấu tạo khung xương chịu lực trong hệ Unitized vẫn mang những đặc điểm chung gồm: thanh đố dọc, thanh đố ngang, neo liên kết.

Tuy nhiên các thanh đố dọc, đố ngang không được lắp liên tục trong một mặt dựng mà được phân chia theo yêu cầu của thiết kế, lắp ghép với nhau trong nhà máy theo từng đơn vị khung xương (môđun), từng môđun này có cấu tạo rãnh hoặc khớp nối để liên kết với nhau kết hợp với neo vào hệ kết cấu công trình tạo nên khung chịu lực trong hệ Unitized.

Cấu tạo khung xương của hệ Unitized có đặc điểm chịu lực tốt, tính toán và thiết kế đơn giản. Khi tính toán và kiểm tra khả năng chịu lực của hệ khung xương, có thể tính toán và kiểm tra độc lập cho môđun điển hình nếu các môđun được neo với hệ kết cấu công trình mà không chịu phụ thuộc vào môđun khác. Tuy nhiên có thể kết hợp các môđun với nhau để giảm số điểm liên kết với hệ kết cấu.

Vật liệu sử dụng làm khung xương cho hệ Unitized phức tạp và khó chế tạo hơn hệ Stick bởi đòi hỏi nhiều chi tiết, độ chính xác cao để đảm bảo các môđun có thể lắp vào nhau một cách dễ dàng, chặt chẽ và ổn định. Đối với các chi tiết chôn sẵn, chi tiết gối tựa, các linh kiện liên kết như bu lông, đinh ốc đều phải dùng thép không rỉ hoặc phải được mạ kẽm.2.3. Hệ Spider Curtain Wall

Trong hệ Spider Curtain Wall các tấm kính thông qua các chấu kính được cố định vào các hệ chịu lực như: cố định trực tiếp vào kết cấu công trình, cố định vào các tấm sườn bằng kính, cố định vào hệ giàn không gian bằng kim loại, cố định vào cột thép, cố định vào hệ thanh căng hoặc dây căng.

3. Giải pháp lắp đặt hệ Unitized Curtain Wall3.1. Trình tự lắp đặt

Bài báo chỉ nghiên cứu cho hệ Unitized vì hệ này được sử dụng rộng rãi hơn.

Hiện nay tại Việt Nam, hệ Unitized Curtain Wall thường được sử dụng nhiều hơn do nó có các ưu điểm như: các môđun được gia công trong nhà máy nên chất lượng tốt, khả năng áp dụng công nghiệp hoá cao và tiến độ thi công nhanh. Nhược điểm là giá thành vật tư cao hơn, tuy nhiên bù lại bởi tiến độ thi công nhanh.

3.2. Yêu cầu kĩ thuật các công tác lắp dựnga. Công tác chuẩn bị- Công tác chuẩn bị bao gồm:+ Chuẩn bị mặt bằng thi công.+ Chuẩn bị thiết bị, máy, dụng cụ thi công.+ Chuẩn bị vật tư, vật liệu; kế hoạch vận chuyển.+ Thiết kế, phê duyệt biện pháp kỹ thuật, tổ chức thi công.+ Các công tác chuẩn bị khác. - Công tác chuẩn bị được thực hiện theo quy phạm, tiêu

chuẩn xây dựng hiện hành có liên quan, phù hợp với điều kiện thực tế và yêu cầu công nghệ của công trình cụ thể.

- Trước khi thi công, Nhà thầu tường kính làm việc với Chủ đầu tư, TVGS để nhận bàn giao các mốc giới và hiện trạng công trường. Trên cơ sở đó Nhà thầu tường kính khảo sát, kiểm tra lại có đúng thực tế hay không, căn cứ vào số liệu đó để đưa ra BVTC.

- Sau khi có số liệu khảo sát công trường và điều kiện thực địa tiến hành lập BVTC chi tiết theo điều kiện thực tế. Bản vẽ thi công và biện pháp thi công của Nhà thầu tường kính được đệ trình lên Chủ đầu tư, Tư vấn thiết kế và giám sát để kiểm tra phê duyệt dùng làm căn cứ pháp lý cho công tác nhập vật tư, thiết bị, gia công lắp đặt tại xưởng và thi công lắp đặt tại hiện trường.

b. Công tác trắc đạc- Dung sai của mỗi đường tham chiếu nhỏ hơn 1 mm.

Hình 3. Cấu tạo môđun đơn vị, các môđun được lắp với nhau trong hệ Unitized

Hình 4. Cấu tạo môđun đơn vị, các môđun được lắp với nhau trong hệ Spider.

107 S¬ 28 - 2017

- Dung sai của mỗi đường lắp đặt nhỏ hơn 2 mm. (Theo tiêu chuẩn BS 952-1:1995). c. Lắp đặt chi tiết liên kết chôn trong kết cấu - Việc lắp dựng liên kết chôn sẵn trong kết cấu nên đi

cùng với việc thi công kết cấu.- Việc sản xuất và lắp dựng các chi tiết liên kết chôn trong

kết cấu phải đáp ứng lịch trình thi công và đảm bảo không ảnh hưởng đến tiến trình xây dựng kết cấu.

- Các chi tiết liên kết chôn sẵn phải được lắp dựng theo đúng vị trí phác thảo của nó.

- Các chi tiết liên kết phải gắn chắc chắn vào khuôn kết cấu, đảm bảo rằng các liên kết này không dịch chuyển được sau khi đổ bê tông.

- Cần có một quan sát viên giám sát việc đổ bê tông, từ đó các vấn đề phát sinh nếu có sẽ được giải quyết sớm.

- Các nhân viên xây dựng cần kiểm tra chặt chẽ các chi tiết liên kết chôn trong kết cấu sau khi mỗi tầng được hoàn thiện và điền đầy đủ vào bảng kiểm tra vị trí lắp dựng các chi tiết liên kết đó.

- Dung sai lắp đặt của chi tiết liên kết so với vị trí thiết kế là 20 mm.

d. Tổ hợp vận chuyển tấm tường ra công trường và bố trí trên mặt bằng thi công

- Các tấm kính hoặc panel kính được lắp ráp và chế tạo tại nhà máy sẽ được đóng thùng tuần tự theo yêu cầu để dễ dàng lắp đặt tại công trình. Khoảng 4-5 tấm kính đóng vào

một thùng gỗ chuyên dụng phù hợp với khuôn và tấm kính. Kích cỡ môđun phải hợp với kích thước của các pallet để thuận tiện cho công tác nâng hàng. Các lô hàng được đánh số, nhãn mác để phù hợp với vị trí lắp đặt tại công trình.

- Các lô hàng được chở đến công trường bằng xe chuyên dụng (thường là xe tải kết hợp cần trục tự hành).

- Khi vận chuyển tới công trường các sản phẩm tường kính sẽ được kiểm tra lại một lần nữa tại kho chứa công trình.

- Sử dụng xe nâng để bốc xếp và toàn bộ các tấm giá đỡ được chuyển vào vị trí định sẵn để chờ cho lần chuyển tiếp.

- Sử dụng cả cần cẩu tháp và thang máy (vận thăng) để nâng các tấm môđun đến dưới tầng 40. Thang máy cho cả người và hàng hóa cần rộng hơn 1800 mm.

- Để đảm bảo an toàn, chỉ sử dụng thang máy để nâng các tấm môđun lên các tầng cao hơn 40.

- Trong khu vực cần lắp dựng, các giá đỡ thép dùng để đỡ vật liệu cần phải chuẩn bị trước, toàn bộ tấm tường kính được đưa đến vị trí của nó, nhân viên cần phải hướng dẫn, chỉnh toàn bộ các môđun hướng về vị trí, sau đó hạ xuống giá đỡ bằng thép (bục đỡ).

- Sau khi vào đến sàn, nhân viên sẽ dỡ móc cẩu ra và vận chuyển các môđun vào nơi quy định.

e. Các bước công việc lắp đặt gối tựa- Lắp đặt các đường thép sử dụng cho việc định vị gối tựa- Lắp đặt gối tựa tham chiếu

Hình 5. Trình tự các công tác lắp dựng hệ tường kính Unitized Curtain Wall




Định hướng vai trò của mô hình thông tin công trình BIM trong ngành xây dựng tại Việt NamDefining Building Information Modeling - BIM role in Vietnam construction industry


Tóm tắtBài báo này đưa ra góc nhìn và nhận

định về BIM, cũng như khả năng ứng dụng BIM cho ngành xây dựng ở Việt

Nam. BIM không đơn thuần là sử dụng công vụ vẽ 3D, BIM nên được nhìn như

một giải pháp mới có thể thay thế và cải tiến nhiều về cách thức quản lý và phối

hợp dự án xây dựng trong ngành xây dựng tại Việt Nam từ đó nâng cao chất

lượng và năng suất lao động, đem lại lợi ích cho tất cả các bên. Chuyển dịch sang môi trường làm việc sử dụng BIM không

đơn thuần là cách tạo mô hình mà còn là cách sử dụng các ứng dụng từ mô hình

như thế nào tại các giai đoạn kết hợp với quy trình, các thiết bị máy hỗ trợ và

các nền tảng trao đổi dữ liệu đồng bộ.Từ khóa: BIM, hợp tác, điều phối, quản trị BIM,

tích hợp

AbstractThis paper presents perspective and

definition of BIM, as well as the ability to apply BIM to Vietnam construction industry. BIM is not only a tool for 3D visualization, it

should be considered as a new solution to replace and increase collaboration or project

management in Vietnam; therefore, improve labour efficiency and brings benefit to all

stakeholder in the project. Switching to BIM working environment does not means

to learn a new 3D modeling method, it is how to apply BIM into each project phrase

inherent to the best process practice which would integrate the data to highly advantage mobile, survey, scan equiments and common

data environment.Keywords: BIM, collaboration, coordination,

BIM project management, integration

PGS.TS. Lê Anh Dũng Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Ths. Phạm Thành Công ty TNHH tư vấn và ứng dụng Công nghệ BIM Việt Nam

1. Đặt vấn đề.Building Information Modeling-BIM hay Mô hình thông tin công trình hiện đang là

chủ đề chiếm được sự quan tâm trong ngành xây dựng tại Việt Nam. Sau Quyết định số 2500/QĐ-TTg của Thủ tướng Chỉnh phủ về Đề án áp dụng BIM tại Việt Nam nhu cầu tìm hiểu về BIM lại càng lớn hơn bao giờ hết. Vậy BIM có thực sự hữu ích và đóng vai trò gì trong điều kiện bối cảnh của ngành xây dựng và mức độ phát triển xã hội hiện tại ở Việt Nam. Muốn BIM đi vào thực tiễn như đúng kỳ vọng thì hướng tiếp cận nào sẽ phù hợp nhất.

2. Thực trạng việc sử dụng các phần mềm BIM ở Việt Nam- BIM không đơn thuần là việc sử dụng các công cụ phần mềm khác AutoCAD phục

vụ các hoạt động vẽ thiết kế. Sự xuất hiện các phần mềm hỗ trợ vẽ thiết kế nhanh hơn cho kiến trúc sư bắt đầu xuất hiện ở Việt Nam từ những năm 2006÷2008, ban đầu các phần mềm này đã giúp các kiến trúc sư Việt Nam nhanh chóng thể hiện các hình chiếu bản vẽ nhanh hơn nhưng chất lượng thể hiện chưa thực sự làm hài lòng yêu cầu tuân thủ các tiêu chuẩn thể hiện bản vẽ kỹ thuật. Theo thời gian, việc thể hiện bản vẽ đã tương đối hoàn thiện sang các bộ môn khác như Kết cấu và Cơ điện, tuy nhiên phạm vi sử dụng các ứng dụng của phần mềm ứng dụng BIM vẫn chưa vượt qua khỏi quan điểm của người làm công tác thiết kế và trong giai đoạn thiết kế.

- Do đó khái niệm BIM ở Việt Nam vẫn nằm trong khoảng hiểu biết về một hay vài phần mềm 3D phục vụ vẽ kỹ thuật với tốc độ sản xuất chậm, không đáp ứng kỳ vọng triển khai dự án hiện tại và yêu cầu một sự thay đổi lớn giữa các bên liên quan trong dự án mới đưa BIM trở nên rộng rãi và khả thi tại Việt Nam. Vậy các phần mềm ứng dụng BIM có đơn thuần chỉ để vẽ và BIM nên được sử dụng như nào cho phù hợp với bối cảnh hiện tại? Thực tế phần mềm chỉ là một trong những thành phần cơ bản của BIM, hiện nay, phát triển phần mềm cho BIM đang là một lĩnh vực công nghệ xây dựng rất phát triển trên thế giới. Cần phải hiểu một thực tế rằng, BIM không phải là bất kỳ phần mềm nào cả, mà là tập hợp rất nhiều các phần mềm và công nghệ được sử dụng trong suốt vòng đời của dự án. Con người mới chính là yếu tố huyết mạch để có thể phát huy được vai trò của việc sử dụng các phần mềm/ công nghệ BIM trong dự án một cách hiệu quả nhất. Bên cạnh đó, các phần mềm vẫn chưa có một tiêu chuẩn chung, đồng bộ nên khả năng phối hợp vẫn còn kém, tạo ra những khó khăn trong việc ứng dụng BIM.

3. Thực trạng ngành xây dựng Việt Nam- Với đặc thù sử dụng vật liệu xây dựng chủ yếu chế tạo và đổ tại chỗ không phức

tạp, thiết bị kỹ thuật công trình mang tính điển hình hóa cao, công nghệ xây dựng còn

Hình 1. Các loại phần mềm ứng dụng trong Mô hình thông tin công trình BIM

109 S¬ 28 - 2017

hầu hết sử dụng sức người. Do đó sự phức tạp của công trình không nằm ở yếu tố kỹ thuật hay giải pháp thiết kế thi công mà lãng phí của ngành xây dựng tại Việt Nam hiện nay chủ yếu hiện nằm trong phương pháp quản lý phối hợp giữa các giai đoạn và các bên liên quan trong dự án do dự án không có một nền tảng trao đổi dữ liệu có tính tích hợp cao và sai sót do bất đối xứng thông tin giữa các sản phẩm thiết kế đang là thực trạng hiện hữu.

- Đối với công trình dân dụng và công nghiệp, hồ sơ thiết kế bản vẽ thi công được lập thông qua ba bộ môn chính Kiến trúc, Kết Cấu, Cơ điện. Hầu hết phương pháp vẽ thiết kế truyền thống dựa vào phần mềm vẽ kỹ thuật AutoCAD 2D với

dữ liệu rời rạc và nhiều sai sót, sai sót đến từ phương pháp thể hiện hình vẽ và quản lý yếu kém khi có sự thay đổi mang tính đồng bộ. Ngoài ra, thực trạng quản lý thiết kế mang tính phân tán cao, nền tảng phối hợp giữa các bộ môn gần như dựa vào kinh nghiệm do đó chất lượng thông tin trong bản vẽ thiết kế rất thấp, đặc biệt hồ sơ thiết kế bản vẽ bộ môn Cơ điện. Sự yếu kém trong quá trình quản lý và phối hợp các hệ thống công trình làm giảm giá trị của sản phẩm thiết kế, lãng phí nguồn lực và thời gian. Các đối tượng chính có liên quan vẫn chưa có một hệ thống văn bản ràng buộc những vai trò, trách nhiệm và các yêu cầu rõ ràng ngay từ thời điểm bắt đầu dự án.

Hình 2. Các dữ liệu thiết kế-thi công truyền thống rời rạc thông tin

Hình 3. Mô hình chứa tham số thông tin điều khiển



- Ở giai đoạn thi công, do đặc thù thực tế có nhiều bên nhà thầu tham gia dự án với các cấp độ khác nhau việc liên kết thông tin giữa các bản vẽ tại giai đoạn thiết kế và các chỉnh sửa trong giai đoạn thi công thường xuyên không đồng bộ. Các thông tin chỉnh sửa thường xuyên không được cung cấp tức thời cho các bên liên quan và việc sử dụng bản vẽ giấy 2D đã làm cho công tác quản lý phối hợp thực sự gây nhiều phiền phức và lãng phí thời gian lớn giữa các bên, đồng thời sự liên hệ giữa ý đồ thiết kế và hiện trường gần như không có sự kết nối mà hoàn toàn phụ thuộc vào khả năng và kinh nghiệm của cán bộ hiện trường. Chủ đầu tư hoặc Ban quản lý dự án là người đầu tiên chịu ảnh hưởng của các phát sinh này như các phát sinh về khối lượng, biện pháp thi công, điều chỉnh giải pháp, tiếp sau các nhà thầu và đơn vị tư vấn thiết kế cũng mất nhiều thời gian để chỉ xử lý các thông tin không đồng bộ hoặc thiếu sót đó. Sự thiết sót và liên kết rời rạc này không chỉ gây ra những lãng phí nặng nề về chi phí mà còn là những mối đe dọa lớn về an toàn lao động tại công trường, an toàn trong quá trình khai thác và sử dụng sau thi công.

- Tại giai đoạn sau đầu tư, một lần nữa thông tin bản vẽ hoàn công hoặc các tài liệu liên quan đến quản lý không gian và tài sản trong công trình không được tập hợp và quan tâm đúng mức gây khó khăn trong công tác quản lý vận hành, gây thất thoát và trực tiếp góp phần ảnh hưởng đến người đầu tư và người sử dụng công trình sau này.

4. Định hướng vai trò của BIM qua giải pháp phối hợp, quản lý mang lại những lợi ích thiết thực cho ngành xây dựng Việt Nam.

- Đi từ những phân tích về thực trạng đang diễn ra trong ngành xây dựng tại Việt Nam, cũng như từ thực tế của các nước phát triển đi đầu trong công nghệ BIM, việc ứng dụng BIM sẽ gặp nhiều khó khăn nhưng BIM là giải pháp tốt nhất ở thời điểm hiện tại có thể giúp cải cách và thúc đẩy ngành xây dựng phát triển.

BIM ra đời là cuộc cách mạng áp dụng các tiến bộ công nghệ tin học, đem đến các giải pháp mang tính phối hợp cao giữa các bên và các giai đoạn dự án, giúp toàn bộ quá trình hoạt động xây dựng được tối ưu và giảm thiểu các lãng phí phát sinh. Tuy nhiên BIM không phải là phần mềm và cũng không hẳn chỉ là công nghệ, BIM nên được hiểu nhiều hơn là một quy trình xây dựng và quản lý thông tin dự án, công trình theo cách mới mang hướng hỗ trợ các phương pháp triển khai truyền thống trong việc xác định các vấn đề chồng chéo một cách trực quan và tập trung hơn.4.1. Hiệu quả từ quy trình phối hợp chặt chẽ.

- BIM mở ra khả năng và cũng yêu cầu một quy trình phối hợp chặt chẽ. Trước hết việc áp dụng BIM không thể không nói đến việc thiết lập một nền tảng trao đổi dữ liệu xuyên suốt

giữa các bên và các giai đoạn dự án. Đây là yêu cầu đầu

tiên cần được quan tâm đối với một dự án áp dụng BIM, môi trường trao đổi dữ liệu nên được lập thông qua công nghệ lưu trữ đám mây nơi mọi người có thể truy cập từ bất kỳ nơi nào, thông tin được chia sẻ có thể là các thông tin liên quan đến dự án như các mô tả, các yêu cầu, các tiêu chuẩn quy định, vị trí để các tập tin dữ liệu mô hình thiết kế, vị trí để các tập tin mô hình phối hợp…

So sánh với phương thức trao đổi dữ liệu theo phương thức hiện nay, hầu hết là qua Email. Lợi thế của phương thức này là nhanh chóng, đơn giản. thuận tiện, nhưng với một số lượng email quá lớn cho một dự án cần có sự phối hợp của nhiều bên tham gia, cách thức này sẽ làm các file trao đổi bị chồng lấp, không xác định được thông tin đầu, thông tin cuối, đâu là bản chỉnh sửa đâu là bản hoàn thiện. Các bên tham gia khó theo dõi, làm sự phối hợp bị ngắt quãng và không hiệu quả. Sự ra đời của BIM kéo theo sự phát triển của các công nghệ cho phép quá trình trao đổi dữ liệu trong quá trình triển khai dự án BIM được tốt hơn nhưng việc áp dụng trong dự án tại Việt Nam vẫn còn rất khó khăn, do các cá nhân chưa có thói quen sử dụng và cơ sở hạ tầng mạng còn kém. Các công nghệ này đều đáp ứng yêu cầu về sự trao đổi dữ liệu có hệ thống, không trùng chéo để đảm bảo sự phối hợp diễn ra được hiệu quả, công nghệ dùng cho môi trường trao đổi dữ liệu cần đảm bảo các yếu tố:

o Chạy trên nền tảng đám mây (truy cập bất cứ vị trí, thời gian nào)

o Tự động cập nhật các file mới nhấto Lưu lại lịch sử thực hiện thao tác tạo lập, chỉnh sửa,

download, upload, xóa các file dữ liệu

Hình 4. Bộ tài liệu cần thiết quản lý thông tin dự án BIM

Hình 5. Môi trường trao đổi dữ liệu tập trung trên công nghệ đám mây

111 S¬ 28 - 2017

o Có thể tìm được các file dự án dựa theo quy tắc đặt tên đã xác định từ trước

Môi trường trao đổi dữ liệu chung là điều kiện tiên quyết để bắt đầu một dự án BIM.

- Công tác thiết kế và lập kế hoạch được thông tin hóa và bổ sung hình ảnh 3D trực quan giúp các bên có thể hình dung giải pháp theo một cách giống nhau. Việc xuất bản vẽ từ mô hình nâng cao tính chính xác do trực tiếp trích xuất từ mô hình thông tin 3D, các thông tin ghi chú hoặc bảng thống kê được đồng bộ hóa dựa vào ưu thế vượt trội của công tác tạo lập và quản lý tham số mà phần mềm BIM đem lại.

- Trước thực trạng giai đoạn thiết kế tại các dự án ở Việt Nam có chất lượng quản lý và thể hiện bản vẽ còn nhiều sai sót và thiếu thông tin, hồ sơ bản vẽ khi chuyển qua giai đoạn thi công còn cần cập nhật điều chỉnh và phối hợp lại, do đó sai sót hoặc thông tin nhầm phiên bản đang là mối lo ngại tồn tại trong thực tế thi công và quản lý dự án. Công tác phối hợp đa hệ kỹ thuật công trình giờ đây được mô phỏng thông qua hình học 3 chiều và tương thích chặt chẽ với mô hình thiết kế thông qua các quy trình phân tách và quản lý khoa học, các va chạm hình học hoặc các thiếu sót giữa các bên khi cùng thiết kế dễ dàng được nhìn thấy trong các mô hình tổng hợp, việc quản lý các lỗi và thông báo lỗi được chuẩn hóa theo một quy tắc đặt tên thống nhất ngay từ đầu do đó nâng cao khả năng phối hợp và sớm điều chỉnh các lỗi thiết kế có thể ảnh hưởng đến công tác thi công. BIM cũng giúp mô phỏng chi tiết quá trình thi công, biện pháp thi công giúp tất cả các bên tham gia có thể hiểu và thống nhất các hướng triển khai ngoài công trường từ công tác thi công, vận chuyển, lưu kho, điều hướng di chuyển khi có nguy hiểm… từ đó giảm thiểu các rủi ro về an toàn lao động có thể phát sinh, giảm các trường hợp thi công sai, thi công lại, tránh thất thoát chi phí

và thời gian.- Thực tế cho thấy khả năng

quản lý thiết kế giữa các bên thiết kế và nhà thầu thi công sao cho khớp nối trong bối cảnh thay đổi và cập nhật đã đem lại lợi ích to lớn trong triển khai dự án áp dụng BIM, giúp chủ đầu tư yên tâm và ra quyết định đầu tư nhanh chóng. BIM giúp chủ đầu tư cũng như nhà thầu số hóa, quản lý khối lượng, chi phí và thời gian thi công từng giai đoạn trong suốt vòng đời dự án. Các dự án ứng dụng BIM hầu hết đều cho thấy, BIM đóng vai trò lớn trong việc đáp ứng tiến độ đề

ra, từ đó dự án tiết kiệm được các khoản chi phí phát sinh như chi phí sửa chữa, làm lại, chi phí quản lý, lãi suất ngân hàng trong thời gian vượt tiến độ.

- Khả năng tích hợp cao của BIM không đơn thuần chỉ trong nội bộ luân chuyển các tham số tin học giữa các phần mềm BIM khác nhau mà còn mở ra khả năng tích hợp với các thiết bị máy khảo sát, trắc đạc và tự động hóa thi công giúp ý nghĩa tạo lập mô hình giàu thông tin từ giai đoạn thiết kế và phối hợp chặt chẽ trong giai đoạn thi công được toàn diện nâng cao hiệu quả đầu tư và sử dụng trong toàn vòng đời dự án.

- Việc sử dụng mô hình BIM đi kèm với sự ra đời của các thế hệ máy quét laser điểm đám mây, đây là công nghệ tích hợp giữa lấy kích thước hiện trạng bằng mô hình chính xác cao và tích hợp sử dụng trong các phần mềm tạo mô hình thông tin. Ứng dụng quét laser ngoài thực tế rất cần thiết cho các dự án có yếu tố địa hình phức tạp (hang, đèo, núi…) giúp có được hồ sơ hiện trạng chính xác, các vật cản, vết nứt… tránh được những nguy hiểm, rủi ro khi thi công; trường hợp dự án xây chèn giữa 2 công trình hiện hữu khác, cho phép kiến trúc sư chèn thiết kế công trình mới vào môi trường thực, kiểm tra công trình có bị chồng chéo với công trình cũ không, nếu việc này xảy ra sai sót ngay từ đầu mà không được phát hiện sớm sẽ gây ra những sai phạm nghiêm trọng, ảnh hưởng đến chi phí, tiến độ và an toàn lao động trong quá trình thi công. Ngoài ra mô hình thi công còn có thể tự động chuyển dữ liệu vị trí tọa độ của các cấu kiện công trình hoặc vị trí công trình vào máy toàn đạc điện tử, ứng dụng này đem lại lợi ích to lớn cho giai đoạn thi công khi tận dụng triệt để công tác phối hợp trong mô hình BIM thiết kế, giúp giảm thiểu thời gian thi công thực tế và nâng cao tính chính xác.

Hình 6. Mô hình BIM phối hợp các hệ kỹ thuật công trình

Hình 7. Tích hợp thông tin mô hình vào máy toàn đạc điện tử

Hình 8. Kết hợp dữ liệu quét hiện trạng điểm đám mây chính xác 5mm



4.2. Tăng cường sử dụng dữ liệu điện tử

- Có thể nhận thấy việc trao đổi, phê duyệt thông tin tài liệu bằng giấy như hiện nay gây ra nhiều lãng phí, bộ máy quản lý, lưu trữ hồ sơ cồng kềnh, mất nhiều thời gian, thủ tục rườm rà và không hiệu quả. Giảm thiểu sử dụng hồ sơ giấy 2D ngoài công trường thông qua việc quản lý hồ sơ bản vẽ điện tử giúp việc truy cập nhanh chóng, chính xác phiên bản và gọn nhẹ, ngoài ra các thiết bị di động được sử dụng để trao đổi thông tin vướng mắc là bước tiến mới trong quản lý thi công. Mô hình BIM giúp tạo ra hồ sơ bản vẽ điện tử chứa nhiều thông tin thuộc tính hơn, dễ dàng truy xuất thông tin đối tượng trên bản vẽ và đặc biệt có thể so sánh sự khác nhau giữa các phiên bản, nhờ đó thông tin được lưu trữ xuyên suốt giữa các thành viên dự án tạo sự kết nối và giảm thiểu các hiểu lầm thiết kế. Công nghệ sử dụng dữ liệu điện tử còn cho phép kiểm tra, nhận xét, phê duyệt và đóng dấu trên tài liệu một cách trực tuyến. Các ghi chú này ngay lập tức sẽ được thông báo tự động cho đối tác, giúp quá trình phản hồi và thực thi nhanh chóng và rõ ràng.

- Không những thế, mô hình BIM tổng hợp các hệ kỹ thuật công trình chứa thông tin thuộc tính các cấu kiện, thiết bị, vật tư dễ dàng được xem xét bởi cán bộ hiện trường thông qua các thiết bị di động, nhờ đó việc phối hợp và ra quyết định nhanh chóng được thực hiện ngoài hiện trường giúp giảm thiểu thời gian chờ đợi lãng phí.4.3. Dự báo sớm chi phí tổng mức đầu tư

- Không chỉ giai đoạn thiết kế và thi công, mô hình BIM còn thực sự rất hữu ích trong giai đoạn đấu thầu thi công, trong đó đặc biệt lập biện pháp thi công và dự toán chi phí nhờ khối lượng chính xác. Việc bóc khối lượng theo phương pháp truyền thống đang đem lại rủi ro lớn cho các nhà thầu nếu có sơ suất trong việc kiểm tra bản vẽ 2D hiện tại, bên cạnh đó phương thức bóc truyền thống có thể chỉ phù hợp với các cấu kiện beton, dầm sàn, cột còn với các trang thiết bị và hoàn thiện kiến trúc thì không khả thi, làm mất nhiều thời gian mà không chính xác. Với sự hỗ trợ của các phần mềm, mô hình BIM được lập phục vụ công tác bóc khối lượng chính xác là điểm cộng giúp các nhà thầu tự tin ra giá thầu với mức cạnh tranh và đem lại tỉ lệ thắng thầu cao. Đây cũng chính là điểm nổi trội của các phần mềm BIM sử dụng tham số để kiểm soát thông tin cấu kiện thiết kế, khối lượng hoàn toàn có thể được kiểm soát dựa trên nhu cầu thể hiện thông tin, biện pháp thi công dự kiến. Tuy nhiên, các công ty khác nhau sử dụng phần mềm và phương pháp bóc tách, dự toán cũng khác nhau nên số liệu đầu vào nhiều khi khác nhau. Bởi vậy, nếu chỉ dùng các chức năng trích xuất khối lượng có sẵn của các phần mềm thì số liệu đầu ra cũng có thể không dùng được, nên các công ty vẫn cần phải sử dụng và phát triển các công cụ riêng đi kèm với phần mềm phù hợp để có được thông số bóc tách chính xác nhất.

5. Kết luận- Những lợi ích vượt trội của BIM ở trên hiện không còn

ở trên lý thuyết hoặc chỉ được áp dụng tại nước ngoài, đã có các đơn vị tại Việt Nam áp dụng một phần hoặc đã kiểm soát toàn bộ quy trình công nghệ trên. Thực tế, các đơn vị áp dụng đã nhận ra những vai trò của BIM và định hướng sẽ sử dụng BIM tạo giá trị và lợi thế cạnh tranh trong ngành.

- BIM không đơn thuần là việc thay thế bởi các phần mềm vẽ kỹ thuật chỉ cho giai đoạn thiết kế, nó đã mở ra khả năng thay thế cho phương pháp và các quy trình sản xuất thông tin truyền thống 2D ở tất cả các giai đoạn. BIM sẽ gián tiếp đem lại thành công cho các dự án thông qua việc mở ra khả năng tích hợp và phối hợp cao từ các thông tin kỹ thuật đến các bên liên quan tham gia trong dự án, và cuối cùng Chủ đầu tư sẽ là người được hưởng lợi nhất từ kết quả quản lý chặt chẽ khoa học thông qua một nền tảng công nghệ ứng dụng toàn diện trong suốt vòng đời dự án. Đây chính là điểm mấu chốt giúp giảm thiểu lãng phí và nâng cao chất lượng công trình tại Việt Nam./.

Nội dung bài báo và các tài liệu hình ảnh được sử dụng từ sản phẩm và tài liệu nghiên cứu của Công ty TNHH Tư vấn và ứng dụng công nghệ BIM Việt Nam (VIBIM) – Địa chỉ Tầng 10, tòa nhà CIT, số 06 ngõ 15, Phố Duy Tân, Phường Dịch Vọng Hậu, Cầu Giấy, Hà Nội.

Hình 9. Hệ thống quản lý dữ liệu số từ mô hình ra công trường

Hình 10. Thống kê khối lượng trực quan giảm bỏ sót

113 S¬ 28 - 2017

Đổi mới, tăng cường công tác quản lý an toàn lao động trong công tác thi công xây dựng công trìnhInnovation, strengthen of labor safety management in construction works

Phạm Minh Hà(1), Ngô Lâm(2), Nguyễn Tuấn Ngọc Tú(3)

Tóm tắtBài viết giới thiệu một số quy

định mới về công tác quản lý an toàn lao động trong thi công xây

dựng công trình và một số giải pháp cần thực hiện nhằm giảm

thiểu sự cố mất an toàn lao động trong thi công xây dựng công

trình.Từ khóa: An toàn lao động, quy định,

thi công xây dựng công trình

AbstractThis article presents some new

regulations for labor safety management in construction

works and solutions to reduce the problem of labor unsafety incident in

construction works.Keywords: labor safety; regulations;

construction works

(1). PGS.TS. Cục Giám định nhà nước về chất lượng công trình xây dựng - Bộ Xây dựng Email: [email protected] (2). ThS., Cục Giám định nhà nước về chất lượng công trình xây dựng(3). ThS., Cục Giám định nhà nước về chất lượng công trình xây dựng

1. Tình hình chungTrong những năm qua, cùng với sự phát triển kinh tế của đất nước, hoạt động đầu tư xây

dựng công trình ngày càng phát triển mạnh mẽ. Nhiều công trình có quy mô lớn, kỹ thuật phức tạp được triển khai xây dựng trên khắp mọi miền đất nước. Công tác quản lý an toàn lao động trong thi công xây dựng dù đã được quan tâm nhưng vẫn còn nhiều vụ tai nạn lao động xảy ra. Theo số liệu thống kê của Bộ Lao động - Thương binh và Xã hội, số lượng tai nạn xảy ra trong lĩnh vực xây dựng chiếm tỷ lệ rất cao: năm 2014 chiếm 33,1% tổng số vụ tai nạn ở tất cả các ngành nghề và 33,9% tổng số người chết; năm 2015 chiếm 35,2% tổng số vụ tai nạn và 37,9% tổng số người chết; năm 2016 chiếm 23,8% tổng số vụ tai nạn và 24,5% tổng số người chết (Hình 1) [8].

Kết quả thanh kiểm tra cho thấy tai nạn lao động xảy ra trong hoạt động thi công xây dựng công trình do nhiều nguyên nhân gây nên. Ngoài các nguyên nhân khách quan, rủi ro không lường hết được, còn có nguyên nhân do chính con người chủ quan, bất cẩn, thiếu hiểu biết về an toàn lao động hoặc thiếu trách nhiệm trong tổ chức thi công. Các nguyên nhân chính như sau:

Thứ nhất, nhiều chủ đầu tư còn xem nhẹ công tác đảm bảo an toàn trong thi công xây dựng. Việc thực hiện và yêu cầu các nhà thầu tham gia xây dựng tuân thủ các quy định pháp luật về an toàn lao động mang tính hình thức, đối phó, chưa phù hợp với điều kiện thực tế, quá trình thi công không thực hiện đầy đủ theo biện pháp được lập và phê duyệt, không thường xuyên kiểm tra giám sát việc thực hiện. Đặc biệt, đối với giàn giáo phổ biến tình trạng không có tính toán thiết kế, phê duyệt thiết kế và biện pháp lắp dựng; không có hồ sơ nghiệm thu theo quy định. Việc lắp dựng giàn giáo chưa tuân thủ theo quy trình, chỉ dẫn kỹ thuật đã được phê duyệt; trong quá trình sử dụng, khi xuất hiện thêm tải trọng hoặc tác động bất thường lên kết cấu giàn giáo hoặc thiết kế chưa phù hợp với thực tế hiện trường, nhà thầu không có phương án kiểm tra, đánh giá đảm bảo an toàn.

Điển hình như sự cố sập sàn bê tông tầng 2 tại công trình xây dựng thuộc Dự án Mapletree Business Centre, thành phố Hồ Chí Minh do Công ty Cổ phần xây dựng kinh doanh địa ốc Hòa Bình thi công lúc 7 giờ 35 phút ngày 10/7/2015 làm 3 người chết, 1 người bị thương nặng. Kết quả giám định cho thấy nguyên nhân do trong thiết kế biện pháp thi công lấy hệ số an toàn giàn giáo thấp, độ ổn định của giàn giáo không đảm bảo...

Sự cố sập sàn bê tông tầng 3 trường Mầm non Vườn xanh, phường Mỹ Đình 1, quận Nam Từ Liêm, Hà Nội xảy ra vào khoảng 3h sáng ngày 25/9/2017. Trong thời gian thi công đổ bê tông ô sàn cuối cùng thì có hiện tượng mất ổn định hệ giáo thi công sàn làm toàn bộ phần bê tông đã đổ và hệ giáo chống sàn tầng 3 sập đổ, kéo theo sập đổ các kết cấu đã thi công phía dưới. Qua kiểm tra hiện trường ngay sau sự cố, chủ đầu tư và các bên liên quan không xuất trình được hồ sơ biện pháp thi công sàn; tại hiện trường toàn bộ phần giáo chống tầng 2 đã được nhà thầu tháo dỡ trước khi đổ bê tông tầng sàn tầng 3 do vậy đã không tuân thủ đúng chỉ dẫn kỹ thuật thi công của hệ sàn rỗng U-boot bê tông cốt thép do Tư vấn là Công ty Lâm Phạm lập.

Thứ hai, người được giao nhiệm vụ về công tác quản lý an toàn còn chưa đáp ứng được yêu cầu về trình độ chuyên môn, chủ yếu mới tập chung quản lý về an toàn lao động đối với

Hình 1. Mức độ tai nạn lao động trong lĩnh vực xây dựng



con người, chưa quan tâm nhiều đến các vấn đề về an toàn kỹ thuật nên không có các kiến nghị, báo cáo kịp thời về những bất hợp lý đối với vấn đề an toàn kỹ thuật xảy ra trong quá trình thi công xây dựng.

Thứ ba, số công nhân lành nghề, được đào tạo chính quy trên công trường rất ít, đa số là lực lượng lao động tại nông thôn, làm việc chủ yếu theo thời vụ và không có tay nghề. Qua thống kê, tai nạn lao động thường tập trung vào đối tượng lao động thời vụ, làm những công việc tại các khu vực tiềm ẩn nguy cơ mất an toàn cao, ít được đào tạo kiến thức về an toàn lao động, tính kỷ luật lao động thấp hoặc do chủ quan, bất cẩn khi làm việc, thiếu tập trung tư tưởng; môi trường làm việc không đảm bảo an toàn; người sử dụng lao động coi nhẹ công tác an toàn trong tổ chức thi công hàng ngày, lơ là công tác kiểm tra, giám sát hoặc không có biện pháp nghiêm khắc đối với các trường hợp vi phạm của người lao động.

Thứ tư, trong nhiều năm qua, hệ thống quy chuẩn, tiêu chuẩn kỹ thuật có liên quan đến an toàn trong thi công xây dựng đã được ban hành, tuy nhiên, vẫn còn chưa đầy đủ, chưa đồng bộ; nhiều quy chuẩn, tiêu chuẩn được ban hành đã không còn phù hợp với yêu cầu thực tế. Ngay cả QCVN 18:2014/BXD - Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về an toàn trong xây dựng cũng cần được rà soát, sửa đổi, bổ sung [8].

Thứ năm, công tác quản lý nhà nước về an toàn lao động ở các Bộ, ngành, địa phương theo phân cấp thời gian qua mặc dù đã có những chuyển biến, hiệu quả. Tuy nhiên, đánh giá thực chất vẫn thật chưa đáp ứng được yêu cầu, sự phối hợp giữa các cơ quan chưa được chặt chẽ, đồng bộ; năng lực của các cơ quan được giao quản lý về an toàn lao động từ trung ương đến đến địa phương thực tế còn mỏng, một số chưa đáp ứng được yêu cầu, công tác hậu kiểm chưa được thường xuyên.

Thứ sáu, công tác kiểm định kỹ thuật an toàn lao động của một số tổ chức đối với một số máy, thiết bị có yêu cầu nghiêm ngặt sử dụng trong thi công xây dựng thời gian qua chưa được nghiêm túc, vẫn có tình trạng thiết bị vừa được kiểm định xong nhưng không đảm bảo yêu cầu về an toàn, công tác hậu kiểm việc khắc phục các tồn tại theo kết quả kiểm tra đánh giá, hoặc kiểm tra việc thực hiện theo yêu cầu kiểm định chưa được thường xuyên, đặc biệt là một số thiết bị có thời gian sử dụng trong cả quá trình thi công xây dựng dẫn đến một số máy, thiết bị chưa đảm bảo yêu cầu về an toàn cho quá trình sử dụng.

Thứ bảy, mức xử phạt vi phạm trong lĩnh vực an toàn lao động hiện tại còn nhẹ chưa đủ sức răn đe đối với các chủ đầu tư cũng như các nhà thầu thi công xây dựng.

Số liệu thống kê và các nguyên nhân gây mất an toàn trong thi công xây dựng nêu trên cho thấy, mặc dù số vụ tai nạn lao động và thiệt hại về người có giảm nhưng hoạt động thi công xây dựng công trình vẫn là hoạt động có nguy cơ cao về mất an toàn lao động, tỷ lệ tai nạn lao động ngành xây dựng giảm nhưng không rõ nguyên nhân và vẫn chiếm tỷ lệ cao nhất trong các ngành, nghề khác. Do đó, các cơ quan quản lý nhà nước về xây dựng, về lao động, các chủ thể tham gia hoạt động xây dựng cần phải tiếp tục có các giải pháp căn cơ, đồng bộ để tiếp tục giảm thiểu tối đa sự cố mất an toàn trong thi công xây dựng công trình.

2. Một số quy định mới về công tác quản lý an toàn lao động trong thi công xây dựng công trình

Trước tình hình nêu trên, Bộ Xây dựng đã tập trung rà soát, đồng thời phối hợp với các Bộ, ngành có liên quan trình

cấp có thẩm quyền ban hành và ban hành theo thẩm quyền các văn bản quy phạm pháp luật liên quan đến công tác quản lý an toàn lao động trong thi công xây dựng công trình (Luật Xây dựng năm 2014, Luật An toàn, Vệ sinh Lao động năm 2015, Nghị định 39/2016/NĐ-CP, Nghị định 44/2016/NĐ-CP, Nghị định 59/2015/NĐ-CP, Nghị định 46/2015/NĐ-CP, Thông tư số 04/2017/TT-BXD)[1-7]. Các chính sách mới được nghiên cứu, ban hành theo hướng đổi mới, chủ động phòng ngừa, làm rõ nội dung quản lý an toàn lao động của các chủ thể tham gia hoạt động xây dựng, của các cơ quan chuyên môn về xây dựng, đa dạng hoá nguồn lực xã hội trong thực hiện công tác an toàn lao động, cụ thể như sau:2.1. Về trách nhiệm của nhà thầu thi công xây dựng

Nhà thầu thi công xây dựng phải tổ chức lập, trình chủ đầu tư chấp thuận kế hoạch tổng hợp về an toàn lao động trước khi thi công xây dựng công trình. Kế hoạch này gồm nhiều nội dung như: các chính sách về quản lý an toàn lao động; tổ chức của bộ phận quản lý an toàn lao động; trách nhiệm của các bên có liên quan; quy định về tổ chức huấn luyện về an toàn lao động; quy định về các chu trình làm việc đảm bảo an toàn lao động; các hướng dẫn kỹ thuật về an toàn lao động; tổ chức mặt bằng công trường; quy định về quản lý an toàn lao động đối với dụng cụ, phương tiện bảo vệ cá nhân; quản lý sức khỏe và môi trường lao động; ứng phó với tình huống khẩn cấp; hệ thống theo dõi, báo cáo công tác quản lý an toàn lao động định kỳ, đột xuất; phụ lục, biểu mẫu, hình ảnh kèm theo để thực hiện. Đây là kết quả sản phẩm Dự án tăng cường năng lực trong dự toàn chi phí, quản lý hợp đồng, chất lượng và an toàn trong các dự án đầu tư xây dưng do JICA hỗ trợ thực hiện [9].

Tổ chức lập thiết kế biện pháp kỹ thuật đảm bảo an toàn chi tiết cho con người, công trình, hạng mục công trình đang thi công và các công trình lân cận, trình chủ đầu tư chấp thuận trước khi thi công đối với các công việc xây dựng có nguy cơ mất an toàn lao động cao đã được quy định trong các Quy chuẩn về an toàn xây dựng. 2.2. Về trách nhiệm của chủ đầu tư

Chấp thuận kế hoạch tổng hợp về an toàn lao động do nhà thầu lập; tổ chức phối hợp giữa các nhà thầu để thực hiện quản lý an toàn lao động trên công trường;

Phân định trách nhiệm về quản lý an toàn lao động thông qua hợp đồng tư vấn xây dựng (giữa chủ đầu tư với nhà thầu tư vấn quản lý dự án, nhà thầu tư vấn giám sát) trong trường hợp thuê nhà thầu tư vấn quản lý dự án, nhà thầu giám sát thi công xây dựng công trình;

Phân định trách nhiệm quản lý an toàn lao động thông qua hợp đồng xây dựng (giữa chủ đầu tư và tổng thầu) trường hợp hợp áp dụng loại hợp đồng tổng thầu thiết kế - cung cấp thiết bị công nghệ - thi công xây dựng công trình (EPC) hoặc hợp đồng chìa khóa trao tay.2.3. Về kiểm tra công tác quản lý an toàn lao động trong thi công xây dựng công trình của cơ quan chuyên môn về xây dựng

Đối với công trình xây dựng phải kiểm tra công tác nghiệm thu trong quá trình thi công xây dựng và kiểm tra khi hoàn thành thi công xây dựng, cơ quan chuyên môn về xây dựng theo thẩm quyền sẽ kiểm tra đồng thời về an toàn lao động hoặc kiểm tra theo kế hoạch định kỳ hoặc kiểm tra đột xuất khi cần thiết.

Đối với công trình xây dựng không phải đối tượng kiểm tra công tác nghiệm thu, UBND cấp huyện tổ chức kiểm tra về an toàn lao động trong thi công xây dựng.

115 S¬ 28 - 2017

2.4. Về chi phí thực hiện đảm bảo an toàn lao độngQuy định về nguyên tắc xác định các phí thực hiện đảm bảo an toàn

lao động trong thi công xây dựng công trình. Chi phí này phải được dự tính trong giá gói thầu, nhà thầu không được giảm bớt chi phí này trong quá trình đấu thầu. Đây là nội dung quan trọng để đảm bảo cho công tác quản lý an toàn trong thi công xây dựng, nội dung này cần được các chủ thể tham gia hoạt động xây dựng lưu ý tính đúng, tính đủ trong quá trình lập, phê duyệt dự toán giá gói thầu.2.5. Về kiểm định kỹ thuật an toàn lao động đối với máy, thiết bị, vật tư có yêu cầu nghiêm ngặt về an toàn lao động sử dụng trong thi công xây dựng

Thông tư đã quy định đầy đủ về hình thức tổ chức, đối tượng, nội dung huấn luyện, bồi dưỡng, sát hạch nghiệp vụ kiểm định kỹ thuật an toàn lao động; trách nhiệm của đơn vị thực hiện huấn luyện, bồi dưỡng nghiệp vụ kiểm định kỹ thuật an toàn lao động; quy định về hình thức, nội dung và mã số Giấy chứng nhận đủ điều kiện hoạt động kiểm định kỹ thuật an toàn lao động và chứng chỉ kiểm định viên; đăng tải thông tin trên trang thông tin các tổ chức, kiểm định viên thực hiện kiểm định kỹ thuật an toàn lao động trên trang thông tin điện tử của Bộ Xây dựng.2.6. Về khai báo, điều tra, báo cáo sự cố kỹ thuật gây mất an toàn lao động trong thi công xây dựng công trình

Phân biệt sự cố công trình và sự cố sập đổ máy, thiết bị, vật tư sử dụng trong thi công xây dựng từ đó quy định trình tự, thẩm quyền giải quyết các sự cố này theo từng loại, tránh chồng chéo khi giải quyết tai nạn lao động, sự cố gây mất an toàn lao động. Cụ thể, sự cố công trình thực hiện báo cáo, giám định, giải quyết theo quy định tại Nghị định 46/2015/NĐ-CP về quản lý chất lượng và bảo trì công trình xây dựng; sự cố sập đổ máy, thiết bị, vật tư thực hiện khai báo, điều tra, giải quyết theo quy định của Thông tư 04/2017/TT-BXD quy định về quản lý an toàn lao động trong thi công xây dựng công trình; tai nạn lao động trong thi công xây dựng thực hiện khai báo, điều tra theo quy định của pháp luật về lao động.

3. Một số giải pháp cần triển khai thực hiện trong giai đoạn tiếp theo

Để tiếp tục đổi mới, tăng cường công tác quản lý, đảm bảo an toàn lao động trong thi công xây dựng công trình, cần triển khai đồng bộ có hiệu quả một số giải pháp sau:3.1. Về phía Bộ Xây dựng

a) Xây dựng, phổ biến, tuyên tuyền pháp luật về an toàn trong thi công xây dựng

Tiếp tục xây dựng và hoàn thiện các văn bản quy phạm pháp luật về công tác an toàn lao động trong thi công xây dựng phù hợp với tình hình thực tế và các yêu cầu hội nhập quốc tế, đảm bảo đủ cơ sở pháp lý cho quá trình thực hiện; tăng cường công tác phổ biến, tập huấn, hướng dẫn việc thực hiện các quy định của pháp luật về an toàn trong thi công xây dựng; tổ chức các cuộc hội thảo chuyên đề để tuyên truyền, phổ biến công tác an toàn lao động trong thi công xây dựng cho các chủ thể tham gia hoạt động xây dựng nhận thức được tầm quan trọng của công tác an toàn lao động để chủ động và tự giác thực hiện có hiệu quả.

b) Rà soát hệ thống quy chuẩn kỹ thuật, tiêu chuẩn quốc giaBộ Xây dựng đang rà soát hệ thống các quy chuẩn kỹ thuật, tiêu

chuẩn quốc gia liên quan đến công tác an toàn lao động trong thi công xây dựng công trình để kịp thời điều chỉnh, bổ sung, trong đó tập trung vào một số nội dung chính sau:

- Đối tượng rà soát là các tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia liên quan đến an toàn trong việc lập biện pháp và tổ chức thi công xây dựng công trình xây dựng (bao gồm cả trực tiếp và gián tiếp); các tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia liên quan đến an toàn đối với các máy, thiết bị vật tư có yêu cầu nghiêm ngặt về an toàn lao động sử dụng trong thi công xây dựng công trình.

- Đánh giá các vướng mắc, khó khăn, bất cập trong việc áp dụng tiêu

Hình 2. Sập giàn giáo tại Dự án Mapletree Business Centre, Tp. Hồ Chí Minh

Hình 3. Sập sàn bê tông tầng 3 trường mầm non Vườn xanh, Mỹ Đình, Hà Nội



chuẩn,quy chuẩn kỹ thuật quốc gia; yêu cầu bức thiết của phát triển công nghệ, sản xuất, hội nhập quốc tế; thay đổi về thẩm quyền ban hành hoặc đề xuất bổ sung các tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về an toàn trong xây dựng.

- Lập danh mục các tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia được giữ nguyên; các tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia cần sửa đổi bổ sung; các tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia cần xây dựng mới hoặc gộp lại thành một Bộ tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia. Kèm theo kế hoạch và lộ trình ban hành các tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật này.

c) Đánh giá thực trạng các vấn đề liên quan đến giàn giáo sử dụng trong thi công xây dựng công trình và đề xuất những giải pháp giảm thiểu tối đa sự cố mất an toàn giàn giáo trong thi công xây dựng công trình (do giàn giáo chiếm tỷ lệ mất an toàn lao động cao, khi xảy ra sập, đổ giàn giáo thường để lại hậu quả lớn về người và tài sản). Đồng thời rà soát, đánh giá nội dung của tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia liên quan đến giàn giáo sử dụng trong thi công xây dựng công trình; xây dựng tài liệu hướng dẫn kỹ thuật liên quan đến công tác thiết kế, lắp dựng, thử tải, tháo dỡ, bảo quản và vận chuyển giàn giáo; xây dựng chương trình khung đào tạo về an toàn trong thi công xây dựng công trình cho kỹ sư xây dựng, công nhân kỹ thuật và các đối tượng có liên quan; xem xét sớm sửa đổi, bổ sung QCVN 18:2014/BXD - Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về an toàn trong xây dựng.

d) Xây dựng, ban hành quy trình kiểm định kỹ thuật an toàn và hướng dẫn, kiểm tra hoạt động kiểm định máy, thiết bị, vật tư có yêu cầu nghiêm ngặt về an toàn lao động trong thi công xây dựng công trình.

đ) Xây dựng cơ chế hỗ trợ, khuyến khích đối với các chủ đầu tư, các nhà thầu thi công xây dựng trong việc đầu tư trang thiết bị, áp dụng công nghệ thi công tiên tiến có khả năng đảm bảo an toàn lao động cao trong thi công xây dựng.

e) Có các giải pháp hỗ trợ, ưu đãi nhằm thu hút học sinh học nghề xây dựng tại các trường đào tạo công nhân xây dựng để đào tạo, cung cấp lực lượng lao động có tay nghề tốt cho các công trình xây dựng. Giải pháp này đảm bảo sự bền vững cho ngành xây dựng trong quá trình hoạt động trước mắt và lâu dài.

g) Tăng cường công tác kiểm tra, giám sát của các cơ quan quản lý nhà nước đối với chủ đầu tư và các nhà thầu tham gia xây dựng công trình. Ngoài việc phát hiện các tồn tại có nguy cơ mất an toàn yêu cầu chủ đầu tư phải tổ chức khắc phục, cần phải thực hiện xử lý nghiêm, kịp thời, phù hợp quy định pháp luật đối với các tổ chức, cá nhân vi phạm để các tồn tại không tái diễn.3.2. Về phía UBND các tỉnh, thành phố trực thuộc Trung ương

a) Chỉ đạo các cơ quan chuyên môn và UBND cấp huyện

tổ chức triển khai toàn diện, nghiêm túc các quy định của pháp luật về an toàn trong xây dựng.

b) Kịp thời ban hành văn bản hướng dẫn, kiểm tra, xử lý vi phạm pháp luật về an toàn lao động trong xây dựng tại địa phương.

c) Hướng dẫn việc xây dựng quy chế phối hợp công tác kiểm tra, thanh tra về an toàn lao động trong thi công xây dựng giữa Sở Xây dựng với các cơ quan chức năng của địa phương.

d) Hướng dẫn việc quy định rõ chức năng, nhiệm vụ, quyền hạn về quản lý ATLĐ trong thi công xây dựng của cơ quan chuyên môn về xây dựng phù hợp với quy định của pháp luật và quy định tại Thông tư liên tịch số 07/2015/TTLT-BXD-BNV ngày 16/11/2015 giữa Bộ Xây dựng và Bộ Nội vụ về hướng dẫn chức năng, nhiệm vụ, quyền hạn và cơ cấu tổ chức của cơ quan chuyên môn thuộc UBND về xây dựng và chú ý một số nội dung như sau: Giao cho Sở Xây dựng chủ trì, phối hợp với các cơ quan liên quan tổ chức hướng dẫn, kiểm tra công tác ATLĐ trong thi công xây dựng tại địa phương; bổ sung biên chế hoặc có điều chỉnh phân công phù hợp để Sở Xây dựng có cán bộ thực hiện chức năng quản lý công tác ATLĐ theo quy định pháp luật về xây dựng.3.3. Về phía các chủ thể tham gia hoạt động thi công xây dựng

a) Thực hiện nghiêm túc, đầy đủ các quy định của pháp luật về an toàn trong thi công xây dựng và Chỉ thị số 02/2017/CT-BXD ngày 20/6/2017 của Bộ trưởng Bộ Xây dựng về việc đổi mới, tăng cường công tác đảm bảo an toàn lao động trong thi công xây dựng công trình; tiếp tục tập trung triển khai các biện pháp toàn diện và quyết liệt hơn nữa nhằm thực hiện có hiệu quả công tác quản lý ATLĐ.

b) Tiếp tục rà soát kiện toàn bộ máy tổ chức làm công tác ATLĐ, tăng cường kiểm tra các cấp về công tác ATLĐ trong thi công xây dựng. Nâng cao vai trò công tác quản lý, giám sát về ATLĐ trong thi công xây dựng đối với các chủ thể tham gia hoạt động xây dựng.

c) Tiếp tục rà soát, bổ sung, hoàn thiện các quy trình, quy định về an toàn, hướng dẫn các đơn vị biên soạn, sửa đổi, bổ sung các quy trình, quy định chi tiết cho từng công việc có nguy cơ mất ATLĐ đảm bảo đơn giản, dễ hiểu cho người công nhân trực tiếp thực hiện.

d) Tăng cường công tác bồi dưỡng, đào tạo, huấn luyện về ATLĐ đối với người lao động.

đ) Nâng cao chất lượng các dụng cụ, trang thiết bị an toàn, dụng cụ phục vụ sản xuất, giải quyết nhanh sự cố mất ATLĐ trong thi công xây dựng./.

Tài liệu tham khảo1. Luật Xây dựng số 50/2014/QH13 ngày 18/6/2014.2. Nghị định 46/2015/NĐ-CP Về quản lý chất lượng và bảo trì công

trình xây dựng.3. Nghị định 59/2015/NĐ-CP Về quản lý dự án đầu tư xây dựng.4. Luật An toàn, vệ sinh lao động số 84/2015/Q13 ngày 25/6/2015.5. Nghị định 39/2016/NĐ-CP Quy định chi tiết thi hành một số điều

của luật an toàn, vệ sinh lao động.6. Nghị định 44/2016/NĐ-CP Quy định chi tiết một số điều của luật

an toàn, vệ sinh lao động về hoạt động kiểm định kỹ thuật an toàn lao động, huấn luyện an toàn, vệ sinh lao động và quan trắc môi trường lao động.

7. Thông tư số 04/2017/TT-BXD ngày 30 tháng 3 năm 2017 của Bộ Xây dựng quy định về công tác quản lý an toàn lao động trong thi công xây dựng công trình.

8. QCVN 18:2014/BXD (2014). Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia -An toàn trong xây dựng, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội.

9. Thông báo tình hình tai nạn lao động các năm 2014, 2015, 2016 của Bộ LĐTBXH.

10. Sổ tay an toàn và vệ sinh lao động trong xây dựng và Các tình huống tai nạn và hướng dẫn phòng ngừa tai nạn trong xây dựng (Jica).

11. OSHA-Occupational Safety and Health Administration (2016). Recommended Practices for Safety & Health Programs in Construction, https://www.osha.gov/shpguidelines/

117 S¬ 28 - 2017

Kiểm tra chất lượng số liệu đo GPS trong đo đạc phục vụ cho việc xây dựng công trìnhTesting the quality of GPS data for building works

Bùi Thị Hồng Thắm

Tóm tắtTrong thực tế xử lý số liệu đo GPS, có

những tệp số liệu đo không xử lý được hoặc xử lý được song chất lượng thành quả chưa

đạt được độ chính xác yêu cầu mà không rõ nguyên nhân. Điều này đã gây ra nhiều

khó khăn về chuyên môn cũng như kinh phí, đặc biệt cho các nhiệm vụ yêu cầu

độ chính xác cao như lưới GNSS quốc gia, lưới nghiên cứu chuyển dịch hiện đại vỏ

Trái Đất, lưới quan trắc chuyển dịch công trình,…Trong nghiên cứu này, số liệu đo GPS khu vực tỉnh Long An và Hòa Lạc, Hà Nội được kiểm tra chất lượng bằng phần

mềm Teqc. Qua quá trình phân tích các kết quả, các vấn đề về đồng hồ máy thu, tầng điện ly, độ thông thoáng của các điểm khi

đo được nhận định. Từ đó, người sử dụng có những giải pháp tối ưu đáp ứng cho mục

đích sử dụng.Từ khóa: GPS, số liệu đo GPS, Teqc

AbstractIn fact of GPS data processing, some cases have

happened that observation files have been not processed, or processed but the quality of

results has not met the precision requirements without causes. Those have caused difficulties

for both expertizing and funding, especially for high accuracy missions such as national

GNSS network, crustal movement observation networks, constructional movement observation networks. In this study, the GPS data in Long An

province and Hoa Lac, Ha Noi have been tested for the data quality by Teqc software. Problems

with the receiver clock, the ionosphere, the ventilation of observation points have been

determined thank to the analysis of the results. Therefore, users have the optimal solution to

meet the requirements of the job.Keywords: GPS, GPS data, Teqc

TS. Bùi Thị Hồng Thắm Khoa Trắc địa – Bản đồ Đại học Tài nguyên và Môi trường Hà Nội Email: [email protected]

1. Tổng quanNgay từ khi ra đời, công nghệ GNSS đã được ứng dụng rộng rãi trong nhiều lĩnh

vực. Với những ưu điểm hơn hẳn các phương pháp truyền thống, công nghệ GNSS đã được triển khai trong việc như thiết lập lưới khống chế Nhà nước, lưới nghiên cứu chuyển dịch, lưới khống chế phục vụ cho thiết kế xây dựng các công trình,…

Kiểm tra chất lượng là quá trình đánh giá chất lượng số liệu đo. Chất lượng số liệu GNSS phụ thuộc vào nhiều yếu tố như máy thu, vị trí anten, môi trường khí quyển, tín hiệu vệ tinh,… nên việc kiểm tra chất lượng số liệu chủ yếu dựa trên các chỉ tiêu liên quan tới các thông số này. Từ việc đánh giá được chất lượng số liệu đo GNSS, người sử dụng sẽ có những giải pháp tối ưu đáp ứng cho mục đích sử dụng trong từng trường hợp cụ thể.

Trên trường quốc tế, sau khi quan trắc kết thúc ca đo, số liệu được kiểm tra chất lượng. Để giải quyết được vấn đề này người ta đã sử dụng phần mềm Teqc của nhóm chuyên gia UNAVCO (University NAVSTAR Consortium). Mục tiêu bao trùm của các phần mềm này là phân tích số liệu đo đưa ra các chỉ tiêu định lượng nhằm đánh giá ảnh hưởng của hiệu ứng đa đường dẫn, tầng khí quyển, thời gian chỉnh lại đồng hồ máy thu.

Đối với việc xử lý số liệu đo GNSS nói chung và GPS nói riêng, việc đánh giá chất lượng số liệu có thể được chia làm 2 phần: phần trước khi đưa số liệu vào tính toán bình sai và sau tính toán bình sai. Trong thực tế xử lý số liệu GNSS ở nước ta, việc đánh giá chất lượng của lưới sau khi tính toán bình sai rất được chú trọng, điều đó đã được cụ thể hóa bằng các quy định kỹ thuật đối với lưới phục vụ cho các mục đích như lưới GPS địa chính, lưới GPS công trình,… thể hiện qua các chỉ tiêu đánh giá độ chính xác như sai số trung phương đơn vị trọng số, sai số trung phương vị trí điểm yếu nhất trong lưới, sai số độ cao của điểm yếu nhất trong lưới sau bình sai, sai số trung phương tương đối chiều dài cạnh yếu nhất của lưới,… Tuy nhiên, việc đánh giá chất lượng số liệu đo đạc GPS trước khi được đưa vào tính toán bình sai thì chưa thực sự được quan tâm đúng mức ở nước ta. Số liệu đo GPS thông thường sau khi đo đạc được sẽ được trút vào máy tính để tính toán bình sai lưới mà chưa qua kiểm tra chất lượng số liệu. Tồn tại điều này do bởi số liệu đo GPS về cơ bản là đạt yêu cầu, lưới nhiều trị đo nên trong trường hợp trong quá trình xử lý số liệu khi trị đo nào không đạt yêu cầu thì sẽ được cắt bỏ. Tuy nhiên thực tế cho thấy, có những tệp số liệu đo không xử lý được hoặc xử lý được song chất lượng thành quả chưa đạt được yêu cầu do đó dẫn đến việc phải đo lại hay đo bổ sung gây ra những khó khăn về chuyên môn cũng như tốn kém về mặt kinh tế.

Qua việc phân tích nêu trên cho thấy, việc đánh giá chất lượng số liệu GNSS trước khi bình sai nói chung là hướng chuyên sâu chưa được quan tâm nhiều ở nước ta. Việc ứng dụng được phương pháp của thế giới cho số liệu Việt Nam thực sự là phương án tiếp cận, tiên tiến và hiệu quả. Vì vậy, trong nghiên cứu này, số liệu GPS của công trình Long An thu bằng máy thu GPS 2 tần số và công trình Hòa Lạc, Hà Nội thu bằng máy thu GPS 1 tần số sẽ được đánh giá chất lượng bằng phần mềm Teqc. Từ việc phân tích số liệu đo bằng phần mềm được thừa nhận trên trường quốc tế sẽ cho ta những kết quả đánh giá chất lượng số liệu một cách định lượng. Từ việc so sánh kết quả nhận được với các hạn sai quy định tương ứng với từng loại tiêu chuẩn để đưa ra những nhận định đối với chất lượng số liệu GPS đo đạc.

2. Khái quát về sai số trong định vị vệ tinh và phần mềm đánh giá và kiểm tra chất lượng số liệu đo GPS2.1. Sai số trong định vị vệ tinh

Trong định vị vệ tinh, các nguồn sai số được chia thành 3 nhóm như sau: Sai số phụ thuộc vào vệ tinh (Sai số đồng hồ vệ tinh, sai qố quỹ đạo vệ tinh và nhiễu cố ý SA); Sai số phụ thuộc vào sự lan truyền tín hiệu (Sai số do tầng điện ly, sai số do tầng đối lưu, sai số đa đường dẫn); Sai số phụ thuộc vào máy thu (Sai số đồng



hồ máy thu, sai số do lệch tâm pha ăng ten và sai số do sự không ổn định phần cứng của máy thu).

Mặc dù trong quá trình thu tín hiệu vệ tinh, người sử dụng đã dùng các biện pháp khác nhau nhằm loại trừ hay hạn chế những nguồn sai số này như kiểm tra máy thu và các trang thiết bị trước khi đo, sử dụng máy thu có ăng ten gồm các vòng xoáy tròn (choke-ring), hay bố trí các điểm đo xa các vật dễ phản xạ tín hiệu nhằm giảm thiểu ảnh hưởng của đa đường dẫn,… Tuy nhiên, các nguồn sai số này vẫn không thể được loại trừ hết trong các tệp số liệu đo GNSS.2.2. Phần mềm Teqc

Teqc là phần mềm nhằm giải quyết các vấn đề khi xử lý số liệu GNSS nói chung và GPS nói riêng. Teqc cho phép người dùng thực hiện các công việc: Chuyển đổi dữ liệu của các tệp có định dạng nhị phân được từ máy thu GNSS sang các tệp dữ liệu đo hay đạo hàng có định dạng chuẩn RINEX; Kiểm tra tệp RINEX; Sửa chữa, biên tập tiêu đề hiện có của tệp RINEX và sửa chữa, biên tập kết quả đầu ra của rệp RINEX; Kiểm tra chất lượng và giá trị các tệp RINEX quan trắc cùng với việc có thể có hoặc không có tệp RINEX đạo hàng hoặc lịch vệ tinh (kiểm tra chất lượng (qc) rút gọn; Teqc không sử dụng thông tin định vị vệ tinh); Kiểm tra chất lượng và giá trị các tệp RINEX quan trắc hoặc các tệp sử dụng dữ liệu lịch vệ tinh trong tệp RINEX đạo hàng (kiểm tra chất lượng (qc) đầy đủ; Teqc sử dụng thông tin định vị vệ tinh); Cắt hoặc ghép nối hai hoặc nhiều tệp RINEX; Tạo ra các tệp RINEX mới với khoảng thời gian thu tín hiệu dài hơn trong khoảng từ 1 giây đến 30 giây.

Các chế độ hoạt động nêu trên có thể thực hiện độc lập hoặc có thể phối hợp với các chế độ hoạt động khác. Sử dụng Teqc bằng cách gõ các dòng lệnh trên giao diện. Dữ

liệu thường được làm việc với phần mềm Teqc là dữ liệu dạng RINEX. Teqc là phần mềm miễn phí của UNAVCO. Để sử dụng được phần mềm này, người sử dụng cần download tệp cài đặt từ trang web của tổ chức này (http://www.unavco.org/).2.3. Giải thích kết quả QC

Quá trình chạy phần mềm Teqc đối với tệp dữ liệu dạng RINEX sẽ cho kết quả là tệp dữ liệu tổng hợp có phần tên tệp là tên của tệp dữ liệu đầu vào, phần mở rộng của tệp có định dạng.**S. Để có được những nhận xét xác đáng về chất lượng số liệu đo, trước tiên cần phải hiểu được ý nghĩa của các thông tin được trình bày trong tệp tổng hợp. Tệp tổng hợp gồm 2 phần chính đó là phần đồ thị và phần thông báo tổng hợp.

2.3.1. Phần đồ thị (ASCII time plot)Phần đồ thị biểu thị các chỉ tiêu chất lượng tín hiệu thu

được của các vệ tinh theo thời gian với các ký hiệu (symbol). Đồ thị này biểu thị chất lượng của tín hiệu vệ tinh trong

thời gian 1 giờ 12 phút thu tín hiệu. Phía trên cùng của đồ thị được chia thành các khoảng thời gian và các nhãn cột trong đó có số vệ tinh. Phần dưới dùng của đồ thị ASCII biểu thị thời gian bắt đầu và thời gian kết thúc của ca đo. Từ đồ thị này cho thấy, các vệ tinh được thu tín hiệu trong tệp số liệu đo đó là vệ tinh 15, 29, 27, 21, 18, 12, 14, 25, 9, 22 và 31.

Một số ký hiệu trong đồ thị 2.1 có ý nghĩa: - o có ý nghĩa thu được tín hiệu vệ tinh GPS với L1, L2,

P2 thậm chí cả C/A hoặc P1. Chất lượng thu tín hiệu tốt cho cả mã và pha sóng tải.

- Dòng Obs, ký hiệu 8 và 9 thể hiện số lượng vệ tinh ở dưới góc ngưỡng tại thời điểm thu tín hiệu. Chữ cái a đại

Bảng 1. Đồ thị ASCII time plot của tệp số liệu 2026.11S

version: Teqc 2016Nov7

SV+|-----------------------------|-----------------------------|-----------+ SV

15|Loooooooooooooooooooooooooo | 15

29|Looooooooooooooooooooooooooooooooo | 29

……………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………..

22| Looooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooooo| 22

31| Looooooooooooooooooooooooooooo| 31

Obs|99aaaaaaaaaaaaaaaaaaaaaaaaa999999988888888999999999999999999999888888888|Obs

Clk| - - - - - - |Clk

+|-----------------------------|-----------------------------|-----------+

03:29:45.000 04:41:44.994

2011 Apr 21 2011 Apr 21

Bảng 2. Phần thông báo tổng hợp

*********************

QC of RINEX file(s): 2026.11o

*********************

4-character ID : (name = CT340) (# = CT340)

Receiver type : Topcon (# = 0220402026) (fw = Nav 2.30 Sig 0.00)

Antenna type :

Time of start of window: 2011 Apr 21 03:29:45.000

Time of end of window: 2011 Apr 21 04:41:44.994

Time line window length: 72.00 minute(s), ticked every 30.0 minute(s)

119 S¬ 28 - 2017

diện cho con số từ 10 trở lên.- Dòng Clk thể hiện đồng hồ máy thu tại thời điểm quan

sát. Ký hiệu – hoặc + có nghĩa thiết lập lại đồng hồ máy thu tại thời gian quan sát.

2.3.2. Phần thông báo tổng hợp (Summary Report)Phần này bao gồm các thông số liên quan tới tệp số

liệu, các thông số điều khiển đầu vào và các chỉ tiêu mà QC (quality checking) tính được. Một số thông số liên quan tới tệp số liệu như: thời gian bắt đầu; thời gian kết thúc; độ dài ca đo; tọa độ ăng ten; tần xuất thu tín hiệu; số vệ tinh theo dõi. Một phần của phần thông báo tổng hợp có dạng như sau:

2.3.3. Một số chỉ tiêu quan trọng đánh giá chất lượng tệp số liệu đo

- Tổ hợp tuyến tính của L1 và L2 là Mp1 và Mp2 chứa khúc xạ đa phương và phần nhiễu của máy thu. Khúc xạ đa phương phụ thuộc vào vị trí anten và đồ hình của các vệ tinh

có chu kỳ dài hơn nhiễu máy thu và được lặp lại theo ngày. Theo [5], các giá trị Mp1 và Mp2 phải nhỏ hơn hoặc bằng giá trị hạn sai cho phép tương ứng là 0.699214 m và 0.550381 m.

- Thời gian chỉnh lại đồng hồ máy thu (avg time between resets) là khoảng thời gian giữa hai thời điểm chỉnh lại đồng hồ. Đồng hồ càng chính xác, sai số nhỏ thì thời gian chỉnh lại đồng hồ càng lớn và ngược lại. Thời gian chỉnh lại đồng hồ máy thu theo [5] ít nhất là 10 giây.

- Tỉ số trị đo trên trượt điện ly là o/s. Số trượt điện ly có tầm quan trọng hơn so với toàn bộ số trượt tín hiệu bởi chỉ có chúng xuất hiện trên số liệu đo pha. Tỷ số trị đo so với trượt điện ly thông thường có giá trị khoảng vài trăm [5].

3. Dữ liệu và kết quả thực nghiệm3.1. Dữ liệu thực nghiệm

Bảng 3. Một số chỉ tiêu đối với công trình Long An

Mã máy thu

Ngày tháng

Tên điểm

Chỉ tiêu

Mã máy thu

Ngày tháng

Tên điểm

Chỉ tiêu

Mp1 Mp2 O/slps

Thời gian

chỉnh lại

đồng hô

Mp1 Mp2 O/slps

Thời gian

chỉnh lại

đồng hô

30.3 CT362 0.49 0.59 170 11.61 30.3 CT354 1.08 1.12 12130.3 CT331 0.57 0.64 70 11.90 30.3 CT358 0.65 0.60 50330.3 CT360 0.26 0.35 2014 11.42 30.3 CT361 1.02 1.13 32131.3 CT353 0.43 0.48 668 13.25 31.3 CT340 0.42 0.41 808831.3 CT348 0.36 0.59 410 12.04 31.3 CT347 0.48 0.48 2086031.3 CT342 0.30 0.38 2073 12.55 31.3 CT332 0.61 0.59 312431.3 CT334 0.31 0.41 1988 12.90 31.3 CT338 0.53 0.51 846731.3 CT336 0.33 0.45 1082 11.04 31.3 CT325 0.53 0.53 376531.3 CT323 0.29 0.44 1541 11.72 1.4 CT364 0.70 0.71 44881.4 657466 0.37 0.55 885 12.25 1.4 CT351 0.81 0.88 10071.4 CT339 0.36 0.51 568 14.69 1.4 CT346 0.71 0.71 15261.4 CT344 0.41 0.62 1062 11.67 1.4 657571 1.01 1.05 34981.4 CT350 0.25 0.33 1938 11.00 1.4 CT355 0.84 0.93 12661.4 CT331 0.43 0.51 414 12.35 1.4 CT324 0.65 0.64 53301.4 CT325 0.29 0.38 2496 12.58 30.3 CT365 0.76 0.89 22730.3 CT360 0.44 0.44 14814 30.3 CT357 0.93 0.85 71230.3 CT359 0.54 0.58 1393 30.3 CT327 0.35 0.41 97230.3 CT355 0.80 0.92 1288 30.3 CT352 0.71 0.75 95731.3 CT341 0.82 0.91 151 31.3 CT352 0.58 0.59 556531.3 CT350 0.50 0.51 8177 31.3 CT349 0.73 0.73 82231.3 CT345 0.42 0.43 1715 31.3 CT343 0.71 0.67 315331.3 CT335 0.32 0.34 17720 31.3 CT326 0.80 0.78 281231.3 CT353 0.60 0.58 5468 1.4 CT365 0.61 0.66 21671.4 CT360 0.45 0.49 4579 1.4 CT350 0.51 0.49 42901.4 CT341 0.46 0.49 2037 1.4 CT347 0.50 0.57 25061.4 CT340 0.50 0.53 2435 1.4 CT348 0.43 0.46 56621.4 CT345 0.43 0.48 4490 1.4 CT356 1.04 0.91 4151.4 CT345 0.36 0.34 1824 1.4 658442 0.44 0.46 6517

2204

0202

6

8QAB

RXG

PSE8

Inf m

inut

eIn

f min

ute

Inf m

inut

e

8PK7

VKG

4TTS

8RL3

GYW

VDVK



Việc đánh giá chất lượng số liệu được thực hiện đối với 2 công trình tại khu vực Long An và Hòa Lạc, Hà Nội.

- Đối với công trình tại Long An: Dữ liệu thực nghiệm là 56 tệp số liệu đo lưới khống chế GPS phục vụ cho việc thành lập bản đồ địa hình tại tỉnh Long An nhằm đáp ứng việc thiết kế, khảo sát công trình tại khu vực này. Các tệp dữ liệu này được thu bằng 4 máy thu GPS hai tần số Topcon vào ngày 30, 31 tháng 3 và ngày 01 tháng 4 năm 2011.

- Đối với công trình Hòa Lạc, Hà Nội: Dữ liệu thực nghiệm là các tệp số liệu đo lưới GPS phục vụ cho việc xây dựng công trình khu vực Hòa Lạc có dạng *.dat, Các tệp dữ liệu này được thu bằng máy thu TRIMBLE R3 một tần số vào ngày 04 tháng 12 năm 2016.

Vì phần mềm Teqc chỉ xử lý được tệp RINEX nên các tệp số liệu đo được chuyển đổi định dạng sang tệp RINEX. 3.2. Kết quả thưc nghiệm

Sử dụng phần mềm Teqc nhằm tạo ra các tệp thể hiện chất lượng số liệu đo. Ví dụ về câu lệnh được sử dụng đối với tệp số liệu đo 20260890.11o có dạng như sau:

Teqc +qc 20260890.11oÂn phím enter để kết kết thúc lệnh trên. Kết quả của quá

trình chạy phần mềm sẽ tạo ra tệp thể hiện chất lượng số liệu đo tương ứng với tệp số liệu đo, tệp này có dạng tên_tệp_số_liệu_đo.**S.

Qua quá trình xử lý số liệu, 56 tệp (*.11S) của công trình Long An thể hiện chất lượng số liệu đo đã được tạo ra. Tuy nhiên đối với công trình Hòa Lạc, Hà Nội trong số 24 tệp số liệu đo thì chỉ có 23 tệp thể hiện chất lượng số liệu đo (*.16S) được tạo ra, 1 tệp số liệu chương trình báo lỗi và không chạy ra kết quả, cụ thể như sau:

Dòng thông báo trong hình 3 cho biết thời gian thu tín hiệu vệ tinh bị lỗi và dòng bị lỗi tín hiệu trong tệp số liệu 52363391.obs. Mở tệp số liệu này tìm đến dòng 311 như trong thông báo ta thấy như sau:

Qua hình 3 cho thấy, tệp số liệu 52363391.obs đã bị lỗi trong quá trình thu tín hiệu. Vì vậy tệp số liệu này cần phải được loại bỏ hoặc xử lý những phần bị lỗi trước khi đưa vào tính toán bình sai.

Trên cơ sở các tệp *.11S đối với công trình Long An và *.16S đối với công trình Hòa Lạc được tạo ra, một số chỉ tiêu quan trọng nhằm đánh giá chất lượng số liệu đo của công

trình được thống kê trong bảng 3.Vì công trình Hòa Lạc, Hà Nội máy thu được sử dụng là

máy GPS 1 tần số, vì vậy việc đánh giá chất lượng số liệu chỉ được thực hiện đối với chất lượng đồng hồ máy thu. Vì vậy, giá trị này được thống kê trong bảng 4. 3.3. Nhận xét

Từ các kết quả thống kê ở các bảng nêu trên và phân tích các tệp dữ liệu thu được trên cơ sở những giải thích các ký hiệu và các tiêu trí đã trình bày ở mục 2, ta có một số nhận xét:

* Đối với công trình Long An.- Chất lượng đồng hồ của các máy thu 8PK7VKG4TTS,

8QABRXGPSE8 và 8RL3GYWVDVK rất tốt điều đó được thể hiện qua dòng thông báo Inf minute trong thời gian chỉnh lại đồng hồ máy thu (avg time between resets). Với máy thu 220402026, thời gia chỉnh lại đồng hồ của máy đều lớn hơn 10 phút, điều này chứng tỏ rằng máy thu này có đồng hồ khá ổn định, đảm bảo yêu cầu trong quá trình thu nhận tín hiệu GNSS.

- Thông qua tỷ số trượt điện ly nhỏ hơn giá trị lý thuyết cho thấy tầng điện ly hoạt động tương đối thấp đối tại các điểm CT362, CT331 và CT354 vào ngày 30 tháng 3, tại điểm CT341 vào ngày 31 tháng 3.

- Khúc xạ đa phương trên sóng L1 và L2 tại các điểm có giá trị không đồng đều. Tại các điểm CT362, CT331, CT348, CT344, CT354, CT358, CT36, CT332, CT364, CT351, CT346, 657571, CT355, CT324, CT365, CT357, CT352, CT352, CT349, CT343, CT326 các giá trị khúc xạ đa phương lớn hơn hạn sai cho phép. Trong các điểm nêu trên, tại các điểm CT355, CT341, CT354, CT361, CT351, 657571, CT326 và CT356 có giá trị khá lớn. Điều này chứng tỏ thời tiết chưa thật thuận lợi vào thời điểm thu tín hiệu, tại các điểm chưa thực sự thông thoáng, tầng điện ly hoạt động mạnh hơn bình thường.

- Với tất cả các ghi chú trên cùng việc xem xét chi tiết đồ thị cho thấy mặc dù thời tiết tại thời điểm thu tín hiệu vệ tinh chưa thực sự thuận lợi nhưng về cơ bản số liệu đo tại các điểm trong các ca đo đạt độ đồng đều về chất lượng. Số liệu đo có thể đưa vào để xử lý các bước tiếp theo.

* Đối với công trình Hòa Lạc, Hà Nội.- Lưới GPS Hòa Lạc có 1 trên tổng số 24 tệp số liệu của

Bảng 4. Một số chỉ tiêu đối với công trình Hòa Lạc

Tên điểm Mã máy thu Thời gian hiệu chỉnh Tên điểm Mã máy thu Thời gian hiệu chỉnh

DC9

4921172548

78.250 GPS 2

4724115776

49.125DC12 70.750 DCI3 29.083DC10 71.250 DC5 30.875DC10 74.000 GPS18 37.875DC7

5009417582

Inf minute 1045564611106487

20.917DC1-1 75.750 DCI_5 23.096DC1-8 Inf minute DC I-2

461810742930.617

104484 77.000 DCI-5 39.292GPS3

472211553526.437 DC1-5 41.167

DC11-10 21.406 DC174618107440

20.104DC1-6 25.667 DCI-7 16.650

DC3 19.798

121 S¬ 28 - 2017

bị lỗi. Tệp 52363391.16S không được tạo ra sau quá trình chạy phần mềm đánh giá chất lượng số liệu đo tệp số liệu 52363391.obs.

- Chất lượng đồng hồ của các máy thu trong lưới khá tốt. Điều này thể hiện qua thời gia chỉnh lại đồng hồ của máy đều lớn hơn 10 phút. Các máy thu GPS đều có đồng hồ ổn định, đảm bảo yêu cầu trong quá trình thu nhận tín hiệu GPS.

4. Kết luậnTừ các kết quả phân tích đánh

giá đối với số liệu thực nghiệm, một số kết luận được rút ra như sau:

- 56 tệp số liệu đo GPS của lưới Long An và 24 tệp số liệu đo của lưới Hòa Lạc, Hà Nội đã được kiểm tra chất lượng số liệu đo. Quá trình kiểm tra chất lượng số liệu đo được thực hiện một cách chặt chẽ bằng phần mềm Teqc. Tiêu chí để đánh giá chất lượng số liệu đo rõ ràng, tuân theo đúng quy định.

- Đối với lưới GPS Hòa Lạc, Hà Nội, tệp số liệu 52363391.obs bị lỗi trong quá trình thu tín hiệu. Cần phải có biện pháp khắc phục vấn đề này trước khi đưa tệp này vào tính toán bình sai lưới.

- 4 máy thu GPS đo lưới Long An và 7 máy thu GPS đo lưới Hòa Lạc, Hà Nội đều có chất lượng đồng hồ máy thu tốt, đảm bảo yêu cầu phục vụ cho quá trình đo đạc thực địa.

- Thời điểm đo lưới Long An thời tiết chưa thực sự tốt, tầng điện ly hoạt động tương đối thấp tại các điểm CT362, CT331, CT354 và CT341. Độ thông thoáng của các điểm trong lưới nhìn chung chưa thực sự tốt. Chất lượng số liệu đo của lưới khá đồng đều.

Như vậy qua bước đầu đánh giá chất lượng số liệu đối với lưới GPS Long An và Hòa Lạc, Hà Nội cho thấy, đánh giá chất lượng số liệu đo GPS là việc làm cần thiết trong quá trình xử lý số liệu đo. Mặc dù đo đạc GPS chính xác tuy nhiên thực tế vẫn còn tồn tại nhiều vấn đề trong quá trình thu số liệu. Vì vậy, đánh giá chất lượng số liệu đo cần phải được thực hiện và việc làm này nên được tiến hành ngay trong quá trình đo đạc ngoài thực địa để từ đó những quyết định tối ưu về kỹ thuật và kinh tế.

Ngày nay tín hiệu GNSS không chỉ có tín hiệu GPS mà còn có tín hiệu của các hệ thống vệ tinh dẫn đường toàn cầu khác như GLONASS, GALILEO, hệ thống vệ tinh dẫn đường khu vực SBAS,… Thêm vào đó, bên cạnh việc GNSS sử dụng cho các mục đích xây dựng công trình, thành lập bản đồ,… hiện nay tại Việt Nam, các trạm tham chiếu hoạt

động liên tục GNSS CORS quốc gia (hoạt động 24 giờ/ngày và ngày này qua ngày khác) đang được triển khai xây dựng nhằm đáp ứng nhu cầu phát triển của thực tiễn xã hội cũng như phù hợp với xu thế phát triển của thế giới. Do đó cần có những nghiên cứu, thực nghiệm đánh giá chất lượng số liệu đo GNSS trước khi đưa vào tính toán bình sai nhiều hơn, đa dạng hơn đối với nhiều loại lưới để từ đó có những khuyến nghị đưa vào tiêu chuẩn đo GNSS của Việt Nam./.

Tài liệu tham khảo1. 1. C. Rocken, C. Meertens, B. Stephen, J. Braun, T. VanHove,

S. Perry, O. Ruud, M. McCallum, J. Richardson, UNAVCO Academic Research Infrastructure (ARI) Receiver and Antenna Test Report.

2. 2. PGS.TS. Đặng Nam Chinh, PGS.TS. Đỗ Ngọc Đường, Định vị vệ tinh, Nhà xuất bản Khoa học và kỹ thuật, 2012.

3. 3. Bùi Thị Hồng Thắm, Giáo trình xử lý số liệu trắc địa nâng cao, Trường Đại học Tài nguyên và Môi trường Hà Nội, 2015.

4. 4. UNAVCO, QC v3 Users Guide, 1994.5. 5. UNAVCO, Basics of Teqc Use and Teqc Products, 2014.

Hình 1. Tệp kết quả chạy phần mềm Teqc 20260890.11S

Hình 3. Tệp số liệu 52363391.obs

Hình 2. Chạy chương trình Teqc đối với tệp số liệu 52363391.obs



Khảo sát khả năng ứng dụng của phương pháp Pelzer để đánh giá độ ổn định của các điểm khống chế cơ sở trong quan trắc biến dạng công trình Investigating the application of pelzer method to analyse the stability of control points in deformation monitoring of constructions

Lê Thị Nhung, Vũ Ngọc Quang

Tóm tắtTrong quan trắc biến dạng, vị trí các điểm lưới

quan trắc có thể biến đổi theo thời gian, vì vậy phải tìm cách xác định tình trạng biến đổi

của các điểm lưới thông qua các chu kỳ quan trắc. Trong phân tích biến dạng, để đánh giá

đúng sự chuyển dịch biến dạng công trình thông qua các điểm quan trắc ta cần dựa vào

các điểm ổn định thuộc khống chế cơ sở. Do đó, xác định điểm nào trong lưới là điểm ổn

định hoặc điểm tương đối ổn định, điểm nào là điểm không ổn định là việc làm cần thiết.

Phương pháp chênh lệch trung bình của Pelzer do nhà trắc địa người Đức đề xuất là

một trong những phương pháp đánh giá được sự ổn định của các mốc khống chế cơ sở trong

quan trắc biến dạng công trình thông qua bài toán kiểm định thống kê.

Từ khóa: Phương pháp Pelzer, Quan trắc biến dạng, Đánh giá độ ổn định.

AbstractIn deformation monitoring, the position of the control

points may change over time, so it is necessary to determine the movement of those points during monitoring periods. In deformation analysis we

have to rely on stable points of control networks for accurately evaluation of construction deformation.

Therefore, it is necessary to find out which points are stable points, relatively stable point and unstable

points. The mean difference method was proposed by the German geodetic surveyor, namely Pelzer. It is one

of the effective methods, which based on statistical test theory to analyze the stability of control points in

the deformation monitoring.Keywords: Pelzer, Deformation

monitoring, Analyzing the stability of control points.

ThS. Lê Thị Nhung Khoa Trắc địa – Bản đồ Trường ĐH Tài nguyên và Môi trường Hà Nội Email: [email protected]. Vũ Ngọc Quang Trường ĐH Công nghệ giao thông Vận tải Email: [email protected]

1. Cơ sở lý thuyết [1]Trên thế giới, từ những năm 70 của thế kỷ 20, người ta đã liên tục đề xuất

nhiều phương pháp phân tích độ ổn định của các điểm cơ sở như: phương pháp phân tích tương quan (Karpenko), phương pháp phân tích dựa trên nguyên tắc độ cao không đổi của mốc ổn định nhất trong lưới (Kostekhel), phương pháp dựa trên nguyên tắc độ cao trung bình không đổi của các mốc trong lưới... trong đó phương pháp chênh lệch trung bình do nhà trắc địa người Đức Pelzer là một phương pháp tương đối điển hình.

Phương pháp chênh lệch trung bình được tiến hành qua hai bước chính: kiểm định chỉnh thể và tìm điểm không ổn định (phương pháp thử). Phép kiểm định chỉnh thể là tiến hành kiểm định tính nhất trí đồ hình giữa hai chu kỳ. Nếu kiểm định chỉnh thể được thông qua, thì kết luận tất cả các điểm cơ sở đều ổn định. Ngược lại, nếu việc kiểm định chỉnh thể thấy chưa đạt thì cần phải tìm điểm không ổn định. Phép tìm điểm không ổn định là phép thử để loại trừ điểm không ổn định ra khỏi hệ thống lưới khống chế cơ sở. Quá trình tìm và loại bỏ điểm không ổn định được tính lặp đến khi nào loại bỏ hết các điểm bị cho là không ổn định ra khỏi hệ thống lưới khống chế cơ sở. Quy trình tính toán có thể được thể hiện như trong sơ đồ khối (hình 1):1.1. Kiểm định chỉnh thể

Dùng phép kiểm định F, lập lượng thống kê:

2

2F θµ

= (1)

Với: θ là trị ước lượng phương sai của độ lệch, µ là trị ước lượng chung của phương sai trọng số đơn vị.

Tại giả thiết gốc Ho lượng thống kê F tuân theo phân phối F với bậc tự do là f,f X∆ do đó có thể dùng biểu thức sau đây:

1( ( , ) )X oP F F f f Hα α− ∆> = (2)

để kiểm định vị trí điểm có biến động hay không. Mức α thường lấy 0,05 hoặc 0,01; từ α và ,Xf f∆ có thể tra bảng để được phân vị 1 ( , )− ∆XF f fα .1.2. Tìm điểm không ổn định

Chia các điểm lưới thành hai nhóm: F và M. Nhóm M là nhóm điểm không ổn định, trong nhóm F có thể có điểm không ổn định. Tiến hành kiểm định tính nhất trí đồ hình đối với nhóm F để tìm điểm không ổn định trong nhóm F nếu có. Sắp xếp và chia khối , XX P∆∆ theo nhóm F, M như sau:

( )T T TF MX X X∆ = ∆ ∆ (3)

. ......FF FM

X

MF MM

P PP

P P∆

=

(4)

Trong đó: ΔX là véc tơ nghiệm, PΔX là ma trận trọng số.Tạo thành lượng thống kê kiểm định tính ổn định của nhóm điểm F:

2

1 2FF

θµ

= (5)

Nếu 1 2 1 2( , )FF F f f f< + thì các điểm của nhóm F đều ổn định. Ngược lại,

123 S¬ 28 - 2017

1 2 1 2( , )FF F f f f> + , thì trong nhóm F có điểm không ổn định.

Thực hiện việc tính lặp để nhặt lần lượt tất cả các điểm không ổn định từ nhóm F sang nhóm M đến khi kiểm định tính nhất trí đồ hình đối với nhóm F đạt yêu cầu thì dừng lại. Quá trình tính toán được thể hiện trong sơ đồ khối như hình 2.

2. Tính toán thực nghiệm Số liệu đo như sau:Chu kỳ I

TT hi (m) Số trạm máy1 0.4172 12 -0.3511 33 -0.0666 2

Chu kỳ II

TT hi (m) Số trạm máy1 0.4162 12 -0.3502 33 -0.0664 2

Chu kỳ III

TT hi (m) Số trạm máy1 0.4152 12 -0.3495 33 -0.0665 2

Số liệu quan trắc lún tại công trình Trung tâm thương mại dịch vụ trụ sở Tổng công ty thương mại Hà Nội và văn phòng cho thuê, có địa chỉ tại 11B - Cát Linh - Đống Đa - Hà Nội. Kết cấu nhà bê tông cốt thép, móng cọc khoan nhồi. Lưới gồm 3 điểm khống chế, tạo thành 1 vòng khép kín (hình 3). 2.1. Kết quả đánh giá độ ổn định theo phương pháp Pelzer

Chương trình xử lý số liệu đánh giá độ ổn định của các mốc khống chế cơ sở được viết bằng ngôn ngữ lập trình Visual Basic.

Người sử dụng có thể nhập số liệu trực tiếp trên chương trình tính sau đó lưu file lại hoặc mở một file có sẵn như sau: File → Open → Tìm đường dẫn → Chọn file → Ân “OK”. Sau khi nhập các dữ liệu đầu vào ấn nút “Danh gia” hoặc tổ hợp phím (Alt+D) để chạy chương trình. Chương trình tính xong hiện lên thông báo “Đánh giá xong” thì ấn nút “OK”, kết quả xử lý số liệu sẽ thể hiện trên giao diện chương trình tính như hình 4.

* Đánh giá độ ổn định chu kỳ II như hình 5.→ Kết luận: Chu kỳ II tất cả các điểm đều ổn định.* Đánh giá độ ổn định chu kỳ III như hình 6.→ Kết luận: Chu kỳ III, mốc khống chế cơ sở 1 là không

ổn định.2.2. Khảo sát kết quả đánh giá độ ổn định so với phương pháp khác

* Theo phương pháp Trernhicov:Sai số giới hạn ∆hgh = ±2.μ 2n = ±1.5 (mm). Tại chu kỳ

III có ∆H > ∆hgh.→ Kết luận: Chu kỳ II tất cả các điểm đều ổn định. Chu

kỳ III, mốc khống chế cơ sở 1 là không ổn định.

Hình 1. Sơ đồ khối thể hiện thuật toán phương pháp Pelzer

Hình 2. Sơ đồ khối thể hiện thuật toán bước tìm điểm không ổn định

Hình 3. Sơ đồ lưới khống chế cơ sở



Hình 4. Kết quả đánh giá độ ổn định mốc khống chế cơ sở

Hình 5. Tệp kết quả đánh giá độ ổn định chu kỳ II

Hình 6. Tệp kết quả đánh giá độ ổn định chu kỳ III

Bảng 1. Kết quả đánh giá độ ổn định chu kỳ II và III theo Trernhicov

Bảng 2. Kết quả đánh giá độ ổn định chu kỳ II và III theo Kostekhel

Bảng 3. Kết quả đánh giá độ ổn định mốc khống chế cơ sở chu kỳ II

Bảng 4. Kết quả đánh giá độ ổn định mốc khống chế cơ sở chu kỳ III

* Theo phương pháp Kostekhel:Bảng 2: Kết quả đánh giá độ ổn định chu kỳ II và III theo

KostekhelMốc khống chế cơ sở 1 ở chu kỳ III có ∆H > ∆S.→ Kết luận: Chu kỳ II tất cả các điểm đều ổn định. Chu

kỳ III, mốc khống chế cơ sở 1 là không ổn định.* Phương pháp dựa trên thuật toán bình sai lưới tự do

(sử dụng phần mềm DPSurvey):

125 S¬ 28 - 2017

Tài liệu tham khảo1. Hoàng Thanh Hưởng, Doãn Huy, Tưởng Chinh (2001), Xử lý

số liệu quan trắc biến dạng, (Bản dịch từ tiếng Trung Quốc của PGS. TS. Phan Văn Hiến – Trường Đại Học Mỏ địa chất - 2010).

2. PSG. TS. Trương Quang Hiếu và Tống Thị Hạnh, Bài báo Phân tích dựa trên nguyên tắc độ cao trung bình không đổi của các mốc trong lưới (Trernhicov).

3. Đào Xuân Lộc, Bài báo khảo sát về phương pháp (Trernhicov), Tạp chí Khoa học công nghệ tập 6- tháng 12/2003.

4. Đào Xuân Lộc, Chu Mạnh Hùng, (2009), Phân tích dựa trên thuật toán bình sai tự do, Tạp chí phát triển khoa học công nghệ tập 12 – số 18.

5. PGS. TS Trần Khánh, TS Nguyễn Quang Phúc (2010), Quan trắc chuyển dịch và biến dạng công trình, NXB Giao thông vận tải.

6. TCVN 9364:2012, Nhà cao tầng – Kỹ thuật đo đạc phục vụ công tác thi công.

7. Charles D. Ghilani, Paul R. Wolf, Adjustment Computations: Spatial Data Analysis (2006), Fourth Edition, John Wiley & Sons, Inc. ISBN: 978-0-471-69728-2.

Bảng 3: Kết quả đánh giá độ ổn định mốc khống chế cơ sở chu kỳ II

Bảng 4: Kết quả đánh giá độ ổn định mốc khống chế cơ sở chu kỳ III

Qua khảo sát việc đánh giá độ ổn định của các mốc khống chế cơ sở trong quan trắc biến dạng công trình theo 4 phương pháp nêu trên đã đưa ra cùng một kết quả: ở chu kỳ II tất cả các điểm đều ổn định, ở chu kỳ III có điểm 1 không ổn định.

3. Kết luậnPhương pháp chênh lệch trung bình (Pelzer) có cơ sở lý

luận chặt chẽ, đó là ứng dụng lý thuyết kiểm nghiệm thống

kê để phân tích độ ổn định điểm lưới cơ sở trong quan trắc chuyển dịch biến dạng công trình nên có thể ứng dụng được ngoài thực tế sản xuất. Mặt khác phương pháp này còn khắc phục được một số nhược điểm cơ bản của các phương pháp vừa so sánh ở trên, ví dụ như: Tất cả các mốc khống chế cơ sở đều so sánh với tiêu chuẩn nhất định, sử dụng một mô hình bình sai để đánh giá nên sẽ không tồn tại sai số do mô hình bình sai khác nhau.

Qua khảo sát với 3 phương pháp khác là Kostekhel, Trernhicov và ứng dụng thuật toán bình sai tự do bằng phần mềm DPSurvey đều cho kết quả tương đương nhau, vì vậy có thể khẳng định độ tin cậy cao của phương pháp này./.

Mô hình móng bè cọc kích thước lớn...(tiếp theo trang 100)

4. Kết luậnBài báo đã trình bày việc áp dụng phần mềm Plaxis 3D

trong phân tích kết cấu móng bè cọc kích thước lớn chịu tải trọng rộng cho kho chứa than thuộc Nhà máy Nhiệt điện Thái Bình 2. Việc áp dụng phương pháp PTHH cần kết hợp với việc điều chỉnh thông số tính toán từ các thí nghiệm hiện trường để mô phỏng sự làm việc tương tác giữa nền đất và cọc.

Kết quả phân tích cũng cho thấy, với móng bè cọc kích thước lớn, việc thay đổi chiều dài cọc khác nhau theo sự phân bố của tải trọng sẽ phát huy tối đa khả năng chịu lực

của hệ kết cấu móng cọc. Giá trị hệ số phân bố tải trọng cho kho chứa than là αr = 0.66 điều này có nghĩa là nền đất đã tiếp nhận 34% tổng tải trọng từ công trình. Thực tế, độ lún và hệ số phân bố tải trọng trong hệ móng bè cọc được kiểm soát bằng cách thay đổi số lượng, chiều dài và mặt bằng bố trí của cọc.

Phần mềm Plaxis 3D với các điều kiện biên và các thông số nâng cao nên được áp dụng trong việc phân tích kết cấu móng bè kích thước lớn và chịu tác dụng của tải trọng phân bố rộng./.

Tài liệu tham khảo1. Y.C. Tan and C.M. Chow, Design of Pile Raft Foundation On Soft

Ground, GSMIEM Forum: The Roles of Engineering Geology & Geotechnical Engineering In Construction Works, Kuala Lumpur, 2004.

2. L. De Sanctis, A. Mandolini, G. Russo and C. Viggiani, Some Remarks on The Optimum Design of Piled Rafts, ASCE Geotechnical Spec. Publication 116, Orlando, 2002.

3. H.G. Poulos and E.H. Davis, Pile Foundation Analysis and Design, Wiley Series in Geotechnical Engineering, New York, 1980.

4. M.F. Randolph, Design Methods for Pile Groups and Piled Raft, Proc. of the 13th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, New Delhi, 61-82, 1994.

5. Phung. Duc Long and Zulhkiple A. Bakar, Settlement Analysis for Piled Raft Foundations - A Case Study, Geotechnics for Sustainable Development - Geotec Hanoi 2013, Ha Noi, Viet Nam, 2013.

6. William Cheang, Noppadol Phien-weij and Kamol Almornfa, Optimisation of a Piled-Raft Foundation System via 3D FEM,

Geotechnics for Sustainable Development - Geotec Hanoi 2013, Ha Noi, Viet Nam, 2013.

7. Watcharasawe, P. Jongpradist and P.Kittiyodom, Numerical Analysed of Piled Raft Foundation in Soft Soil using 3D-FEM, 20th International Conference on Advances in Civil Engineering for Sustainable Development, Suranaree University of Technology, Nakhon Ratchasima, Thailand, 2014.

8. FECON Corp., Final Report On Assessing Soil Improvement Results Of Coal Storage Yard Area, Ha Noi, Viet Nam, 2012.

9. O. Reul and M.F. Randolph, Design Strategies for Piled Rafts Subjected to Nonuniform Vertical Loading, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, Vol 120, Issue 1, 1-13, 2004.

10. R. Katzenbach, U. Arslan and C. Moormann, Piled Raft Foundation in Germany, Design applications of raft foundations, London, 2000.

11. R. Katzenbach, G. Bachmann, G. Boled-mekasha,H. Ramm, Combined Pile Raft Foundations (Cprf): An Appropriate Solution for The Foundations of High-Rise Buildings, Slovak Journal of Civil Engineering, Slovakia, 19-29, 2005.



Những yếu tố cơ bản tạo nên sự sống động của phố đi bộ ở trung tâm đô thịCreating the Exciting Pedestrian Street in Urban Center - The Main Issues

Vũ An KhánhTóm tắt

Phát triển phố đi bộ ở khu vực trung tâm đô thị là giải pháp hiệu quả nhiều mặt như hạn chế giao thông cơ giới, giảm ô nhiễm không

khí, khôi phục không khí đô thị truyền thống, tăng cường giao tiếp xã hội, tạo điều kiện

cho người dân hưởng thụ văn hóa và vui chơi, giải trí, thể thao ngoài trời. Giải pháp cũng góp phần bảo tồn những giá trị quy hoạch

kiến trúc của đô thị và thúc đẩy thương mại, du lịch.

Bài viết trình bày những yếu tố cơ bản tạo nên tính sống động cho phố đi bộ trên cơ sở lý thuyết và thực tiễn, từ đó nhận xét về phố

đi bộ thí điểm khu vực hồ Hoàn Kiếm và đề xuất một số hướng giải pháp.

Từ khóa: Phố đi bộ, sự sống động, trung tâm đô thị, Hà Nội

AbstractPedestrial street in urban centers is a

multi-faceted solution, such as restricting motorized traffic, reducing air pollution,

restoring traditional urban air, and enhancing social interaction. conditions for people to enjoy culture and entertainment,

entertainment, outdoor sports. The solution also contributes to preserving the

architectural planning values of the city and promoting trade and tourism.

The paper presents the main issues that make the pedestrial street more lively,

based on theory and practice, from which to comment on the pedestrial streets of the

Hoan Kiem Lake area and propose some solutions.

Keywords: Pedestrian street, exciting, urban center, Hanoi

TS. Vũ An KhánhKhoa Kiến trúc, Phòng KHCN, Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội ĐT: 0913.316.455 Email: [email protected]

1. Đặt vấn đềChất lượng môi trường ở các khu vực đô thị có tầm quan trọng đặc biệt. Đó là một

trong những yếu tố chính xác định một đô thị có phải là nơi lành mạnh để sinh sống và nuôi dạy con cái hay không.

Một trong những vấn đề chính ảnh hưởng đến chất lượng môi trường và cuộc sống ở các đô thị là giao thông đường bộ. Giao thông cơ giới quá tải làm cho chất lượng không khí suy giảm, gây ra tiếng ồn ở mức độ không thể chấp nhận và làm suy giảm ý thức cộng đồng địa phương. Giao thông cơ giới quá tải cũng gây thiệt hại cho nền kinh tế do làm tăng thời gian lưu thông và làm chậm trễ mọi công việc do tắc nghẽn.

Theo thống kê, hàng năm số lượng xe ô tô tại Châu Âu gia tăng ba triệu chiếc và tổng lưu lượng giao thông đường bộ trong khu vực đô thị sẽ tăng 40% trong khoảng thời gian từ năm 1995 tới năm 2030. Do vậy, chính quyền các đô thị và người dân cần phải xác định cách thức ứng phó với những áp lực này và quyết định các đô thị của họ sẽ như thế nào trong tương lai. Một trong những lựa chọn là cố gắng loại trừ ách tắc giao thông bằng cách xây dựng thêm nhiều con đường nhưng cái giá phải trả về tài chính, xã hội và môi trường có thể rất cao và chỉ có tác dụng trong một khoảng thời gian ngắn. Ngày càng có nhiều chính quyền đô thị lựa chọn một cách tiếp cận khác qua việc cùng bàn thảo với người dân để đảm bảo họ có thế tiếp cận hàng hóa và dịch vụ cần thiết mà không phụ thuộc vào giao thông đường bộ.

Có rất nhiều kỹ thuật và cách tiếp cận quản lý giao thông và mọi đô thị đều cần phát triển một gói giải pháp để quản lý giao thông hiệu quả. Một trong những giải pháp đó là phát triển phố đi bộ khu vực trung tâm.

2. Các yếu tố tạo nên sự sống động của phố đi bộ trung tâm đô thị2.1. Kinh nghiệm tổ chức phố đi bộ với phương thức tiếp cận hiện đạiỞ một số đô thị, nơi có đủ không gian để tổ chức giao thông phi cơ giới như tổ

chức một số phố đi bộ hoặc phố hạn chế chỉ cho xe buýt, xe đạp và taxi hoạt động mà không ảnh hưởng đến lượng không gian dành cho ô tô cá nhân. Giải pháp này cũng có thể cân nhắc áp dụng ở những nơi tình trạng tắc nghẽn giao thông cơ giới không trầm trọng và lượng không gian mà xe tư nhân chiếm chỗ không gây ảnh hưởng nhiều tới lưu lượng thông trong giờ cao điểm.

Tuy nhiên, thách thức chính đối với hầu hết các đô thị lớn là tìm giải pháp tăng công suất sử dụng đường. Người ta ngày càng nhận thấy là cần ưu tiên cho những hình thức giao thông vận tải công cộng, sử dụng xe đạp và đi bộ.

Copenhagen ở Đan Mạnh là một trong những đô thị tiên phong thực thi chính sách đó trong nhiều năm và đã đạt được những thành công lớn.

Thách thức lớn nhất là đối với các đô thị hoặc khu vực đô thị giao thông đã bị tắc nghẽn, nhất là trong giờ cao điểm. Trong những trường hợp này, giải pháp duy nhất để có thêm không gian cho các phương tiện giao thông bền vững hơn là lấy đi không gian của phương tiện tư nhân 24/24 giờ hoặc tạm thời trong một số giờ nhất định. Lấy đi không gian phương tiện giao thông cá nhân là một quyết định dũng cảm của mọi chính quyền đô thị. Logic cho thấy rằng nếu một mạng lưới giao thông đã bị tắc nghẽn thì việc giảm năng lực giao thông (hạn chế phương tiện giao thông cá nhân) chỉ làm trầm trọng thêm tình hình.

Người ta thường dự đoán sự hỗn loạn về giao thông và những hậu quả xấu về kinh tế của giải pháp này. Khi đó, các cơ quan lập quy hoạch và chính quyền đô thị có thể do dự và từ bỏ phương án tái phân bổ không gian giao thông đường bộ. Trong hoàn cảnh đó, những ý tưởng mới, thí dụ như ý tưởng triệt tiêu giao thông cơ giới có thể tạo điều kiện cho các giải pháp quản lý giao thông sáng tạo có tính khả thi về kỹ thuật.

Trước năm 1962, mọi đường phố của đô thị trung cổ này ngập tràn ô tô và tất cả các quảng trường được sử dụng làm nơi đỗ xe. Do giao thông cơ giới tăng mạnh,

127 S¬ 28 - 2017

các điều kiện cho người đi bộ bị xuống cấp nghiêm trọng. Vào ngày 17 tháng 11 năm 1962, đường phố chính Stroget của Copenhagen được quyết định dành cho người đi bộ. Thời đó người ta tranh luận rất kịch liệt về việc chuyển đổi này. Người ta cho rằng không thể vận hành phố đi bộ ở Đan Mạch. Tuy vậy, dù sự hoài nghi ở mức rất cao thì ngay từ ngày đầu tiên, cư dân địa phương đã ủng hộ một môi trường không có xe ô tô. Điều đó đánh dấu bước khởi đầu của một quá trình chuyển đổi dần dần và tiếp diễn không ngừng.

Ngày nay, Copenhagen có một trung tâm đô thị sôi động thu hút khách quanh năm. Hiện tại, Copenhagen có trên 96.000m2 diện tích không có giao thông cơ giới (trong đó 33% là đường phố và 67% là quảng trường đô thị). Trong khi mức độ giao thông bộ hành hầu như không thay đổi trong vài thập kỷ thì số lượng khách tham quan dừng chân hay tạm trú đã tăng gấp bốn lần kể từ năm 1968. Trong những tháng mùa hè, nhiều phố đi bộ đạt sức chứa hết công suất với những người đến hưởng thụ các hoạt động văn hóa và xã hội ngoài trời. Trong các tháng mùa đông ở đây tổ chức các lễ hội và trượt băng ngoài trời.

Các đường phố và quảng trường ở trung tâm thành phố được dành cho người đi bộ và được cải thiện, khu vực này đã trở nên hấp dẫn hơn và xe hơi cũng bị hạn chế. Chính quyền thành phố đã thông qua một chiến lược quản lý giao thông tích hợp ở khu vực trung tâm:

- Hạn chế số chỗ đậu xe (tăng khá cao phí đỗ xe trên đường phố);

- Giảm số làn xe trên một số tuyến đường chính vào thành phố và sử dụng không gian đó cho xe buýt và xe đạp;

- Hạn chế giao thông quá cảnh;- Kết hợp phát triển mạng lưới tàu

điện, xe buýt và xe đạp ngoại ô.Ở trung tâm thành phố, 80% giao

thông là đi bộ và 14% bằng xe đạp. Giao thông ô tô khu vực lõi đô thị giảm xuống và không còn xảy ra tắc nghẽn. Chìa khóa thành công của sự chuyển đổi nội đô chính là phương thức chuyển biến dần dần, không đột ngột. Phương thức chuyển biến này tạo cho người dân thời gian để thích nghi với thay đổi từ việc lái và đỗ xe cá nhân tới việc đi bộ, sử dụng xe đạp hay phương tiên giao thông công cộng.

Delft là một thành phố tương đối nhỏ của Hà Lan với mạng lưới đường phố không có xe hơi ở trung tâm. Delft giống như bất cứ thành phố nào khác trong những năm 70, đó là không gian công cộng ở trung tâm thành phố được dành

Hình 1. Sự phát triển các phố đi bộ và quảng trường ở trung tâm Copenhagen giai đoạn 1962-1996

1962: 15.800m2

1996: 95.750m2

Hình 2. Một phần phố đi bộ Stroget ở trung tâm Copenhagen, Đan Mạch

Hình 3. Phố đi bộ ở trung tâm Delft, Hà Lan



làm bãi đậu xe. Ngày nay, người ta gọi trung tâm thành phố là “công viên nhân dân”. Giao thông ô tô được loại trừ tác động đáng kể đến cảm nhận về thành phố, ấn tượng nhất ở đây là sự tĩnh lặng.

Delft đã có cách tiếp cận hơi khác để triệt tiêu xe hơi trong khu vực trung tâm. Thành phố đã xây dựng một loạt các công viên ở khu vực ngoại vi trung tâm. Người ta cũng đầu tư lắp đặt các bảng chỉ dẫn tìm kiếm kỹ thuật số để hướng mọi người đến bãi đỗ xe gần nhất và cũng có cả thông tin về khoảng thời gian thực tế có thể đỗ xe. Các thông tin số hóa cũng cho biết khoảng cách đi bộ từ bãi đỗ xe tới trung tâm thành phố. Có thể đỗ xe trên đường phố nhưng phí cao hơn đỗ xe trong bãi. Cuối cùng, yếu tố cốt lõi là người ta chỉ mất tối đa là 10 phút hoặc 800m đi bộ từ bến tàu điện tới phố đi bộ trung tâm.

Tất cả những giải pháp này làm cho người dân tốn ít thời gian tìm chỗ đậu xe và tăng tối đa thời gian để mua sắm ở phố đi bộ trung tâm. Trong khi lái xe ở khu phố trung tâm là điều không được khuyến khích thì người ta vẫn được phép lái xe vào phố đi bộ trung tâm vào buổi tối để giao và dọn hàng với giấy phép thích hợp. Phố đi bộ trung tâm rất thuận tiện cho người đi bộ và đi xe đạp, tuy vậy, người ta vẫn duy trì lối ô tô cho những người cần đi xe.

Phố đi bộ trung tâm cũng được tổ chức ở nhiều thành phố khác ở Châu Âu như Barcelona, Phần Lan, Anh và Châu Mỹ như Hoa Kỳ, Canada… và cho nhiều kinh nghiệm thành công cũng như những bài học thất bại trong triển khai.

2.2. Các yếu tố tạo nên sự sống động của phố đi bộKinh nghiệm triển khai phố đi bộ trung tâm đô thị cho

thấy không phải chỉ có một phương thức duy nhất để tạo ra một con phố cho người đi bộ, tuy nhiên có những yếu tố rất căn bản cần quan tâm. Điều quan trọng là duy trì được một tốc độ di chuyển tiện nghi phù hợp với con người và môi trường có tầm cỡ không gian thích hợp với con người cho mọi phương thức tiếp cận. Có thể cho phép tiếp cận xe ô tô ngoài giờ phục vụ hoặc vào ban đêm hoặc bằng các loại xe nhỏ di chuyển với tốc độ người đi bộ, với cách thức thiết kế đô thị, biển báo… buộc người lái xe phải di chuyển với tốc độ an toàn. Cấu kiện lát mặt đường phải có cấu trúc bề mặt mịn, êm; các nhà mặt phố với mặt đứng nhiều cửa hàng bán lẻ phong phú, náo nhiệt và chi tiết trang trí hấp dẫn. Việc bố trí các cửa hiệu với hàng hóa tinh xảo là rất quan trọng để tạo sự lôi cuốn cho khách tham quan.

Về phương thức triển khai phố đi bộ, cần phải áp dụng giải pháp mở rộng dần dần, bắt đầu từ quy mô nhỏ, chỉ phục vụ người đi bộ và đi xe đạp vào ban ngày hoặc chỉ tạo ra một đoạn đường ngắn dành cho người đi bộ. Một phố đi bộ nhỏ nhưng có chất lượng cao còn hiệu quả hơn nhiều là triển khai cả một khu phố đi bộ rộng lớn mà kém sống động. Khu phố đi bộ càng lớn thì càng phát sinh nhiều vấn đề phải giải quyết, chẳng hạn như tổ chức chỗ đậu xe ô tô và phân phối vận chuyển, cung cấp hàng hóa cho các cửa hiệu. Quy mô ban đầu của phố đi bộ nhỏ hơn sẽ giảm bớt sự phức tạp trong quản lý và chi phí tài chính. Ảnh hưởng tới giao thông đô thị nói chung cũng ít hơn vì có nhiều tuyến đường thay thế. Phố đi bộ nhỏ dường như cũng quyến rũ hơn là khu phố đi bộ khổng lồ.

Các phố đi bộ cũng có thể triển khai với chi phí thấp như một dự án thí điểm không cần đầu tư nhiều mà chỉ sử dụng các rào chắn tạm thời để ngăn hoặc làm chậm tốc độ xe cộ và tạo ra không gian hấp dẫn và tiện nghi. Sau khi thành công, dự án có thể được mở rộng như tăng số giờ và tăng số tuyến phố dành cho người đi bộ.

Nghiên cứu tổng kết cho thấy để tạo nên sự sống động, lôi cuốn người dân tiếp cận phố đi bộ và tham gia vào các hoạt động tại đó, những vấn đề sau là yếu tố quyết định:

- Vị trí, tiếp cận giao thông thuận tiện: Vị trí trung tâm, có kết nối với các không gian chức năng đô thị quan trọng khác, có tiếp cận giao thông thuận tiện…

- Chức năng phong phú: Các chức năng của phố đi bộ bao gồm: 1/ Chức năng thư giãn; 2/ Chức năng thương mại; 3/ Chức năng văn hóa; 4/ Chức năng bảo tồn…

- Có giá trị lịch sử, nghệ thuật kiến trúc: Là địa danh lịch sử nơi diễn ra các sự kiện gây dấu ấn của đô thị trong quá khứ, có các không gian, công trình kiến trúc đặc trưng, có giá trị về lịch sử, nghệ thuật kiến trúc… với một số lượng đủ để cảm nhận được đặc trưng cho tuyến phố…

- Có thiết kế đô thị chất lượng cao: Tổ chức không gian tuyến phố tốt, có nhịp điệu, điểm nhấn, trục cảnh quan, phông cảnh, viễn cảnh, mặt tiền công trình hai bên phố, thiết kế mặt đường, chỗ ngồi nghỉ, quảng trường, nơi tổ chức sự kiện, chiếu sáng ban đêm, trang trí tiểu cảnh, tổ chức âm thanh, cây xanh, biển báo, biển hiệu, quảng cáo, triển lãm ngoài trời…

- Có hệ thống hạ tầng hoàn chỉnh, phù hợp với chức năng: Hệ thống mặt đường phù hợp, thoát nước mặt, chiếu

Hình 4. Phố đi bộ quanh hồ Hoàn Kiếm, Hà Nội

129 S¬ 28 - 2017

sáng công năng và chiếu sáng nghệ thuật, lối tiếp cận cho xe cấp hàng, thoát phế thải…

- Có hệ thống tổ chức, quản lý tốt: Tổ chức các chương trình, sự kiện, quản lý tốt chất lượng công trình, trang thiết bị, thu gom rác thải, chăm sóc cây xanh, theo dõi, giám sát, trợ giúp, cấp cứu, cứu hỏa…

3. Nhận xét về phố đi bộ thí điểm của Hà Nội Phố đi bộ quanh hồ Hoàn Kiếm, Hà Nội được thí điểm tổ

chức từ tháng 8.2016. Đến nay, phố đi bộ Hà Nội được đánh giá là điểm đến hấp dẫn của người dân và khách du lịch. Tuy có thành công nhiều mặt nhưng những bất cập cũng không ít. Có thể đánh giá chung như sau:

Về vị trí: Đây là địa điểm có nhiều ưu điểm tại trung tâm của đô thị Hà Nội, với các di tích lịch sử, công trình hành chính, văn hóa, thương mại có giá trị nghệ thuật kiến trúc, có mặt nước, cảnh quan, cây xanh... Vi trí này cũng có mối liên hệ tiếp cận giao thông thuận lợi về khoảng cách đi bộ. Tuy nhiên, tồn tại chính ở đây là quá tải, với diện tích khá hạn chế khi có một lượng khách rất lớn tới trong mọi thời điểm. Khi lượng người quá đông thì chất lượng không gian dành cho nghỉ ngơi, thư giãn, suy tư trở nên thiếu hấp dẫn.

Về chức năng, tuyến phố đi bộ Hà Nội được nhiều người nhận định thiên về vui chơi giải tri, thư giãn: Sân chơi lý tưởng cho trẻ em; Không gian lãng mạn cho tuổi trẻ; Không gian vàng cho người đứng tuổi và người già; Không gian thân thiện cho toàn thể cộng đồng và du khách; Không gian đi bộ rèn luyện sức khỏe... Chức năng kinh doanh thương mại với những cửa hiệu, quán cà phê, hàng rong... đã được tổ chức nhưng còn khiêm tốn và nhiều bất cập.

Về thiết kế đô thị: Thực chất đây là tuyền phố giao thông cơ giới chỉ ngăn lại cho người đi bộ vào cuối tuần, do vậy, hầu như thiết kế đô thị chưa có đầu tư nâng cấp gì đáng kể. Các không gian chức năng cũ như khu vực Tràng Tiền - Hàng Khay, khu vực trước vườn hoa Lý Thái Tổ, khu vực đền Ngọc Sơn hay quảng trường Đông Kinh Nghĩa Thục... là nơi có thể tổ chức các hoạt động văn hóa, nghệ thuật hiện vẫn là mặt đường nhựa thông thường. Trong thiết kế đô thị phố đi bộ thì yêu cầu căn bản là mặt đường phải được lát bằng vật liệu bền vững có cấu trúc trang trí, tạo được mối liên kết giữa các mặt đứng nhà hai bên đường thì hiện chưa làm được. Các trang thiết bị đô thị đã được bổ sung nhưng còn nghèo nàn.

Hệ thống hạ tầng kỹ thuật chưa có nâng cấp gì nhiều. Nhược điểm cơ bản ở đây vẫn là sử dụng đường giao thông cơ giới cho người đi bộ. Yêu cầu căn bản của mặt đường phố đi bộ là không có giật cốt để đảm bảo an toàn cho người đi bộ khi đang giao tiếp, thư giãn hay ngắm cảnh... vẫn không được đảm bào.

Hệ thống giao thông thiếu chức năng, thiếu đồng bộ. 4. Kết luận- Phát triển phố đi bộ ở khu vực trung tâm đô thị là giải

pháp hiệu quả nhiều mặt như hạn chế giao thông cơ giới, giảm ô nhiễm không khí, khôi phục không khí đô thị truyền thống, tăng cường giao tiếp xã hội, hưởng thụ văn hóa và vui chơi, giải trí, thể thao ngoài trời. Giải pháp cũng góp phần bảo tồn những giá trị quy hoạch kiến trúc của đô thị và thúc đẩy hoạt động thương mại, du lịch...

- Để tạo tính sống động cho các phố đi bộ ở trung tâm đô thị, những yêu cầu cơ bản bao gồm: 1/ Có vị trí trung tâm thích hợp, tiếp cận giao thông công cộng và giao thông cơ giới thuận tiện; 2/ Bản thân khu phố có giá trị lịch sử, quy hoạch, kiến trúc, nghệ thuật; 3/ Tổ chức công năng phong phú, đa dạng phù hợp với nhiều đối tượng, trong đó, quan trọng nhất là chức năng thương mại; 4/ Có thiết kế đô thị chất lượng cao: Tổ chức không gian tuyến phố tốt, có nhịp điệu, điểm nhấn, trục cảnh quan, phông cảnh, viễn cảnh, mặt tiền công trình hai bên phố, thiết kế mặt đường, chỗ ngồi nghỉ, quảng trường, nơi tổ chức sự kiện, chiếu sáng ban đêm, trang trí tiểu cảnh, tổ chức âm thanh, cây xanh, biển báo, biển hiệu, quảng cáo, triển lãm ngoài trời; 5/ Có hệ thống hạ tầng hoàn chỉnh; 6/ Được quản lý, duy trì, bảo dưỡng tốt.

- Tổ chức phố đi bộ quanh hồ Hoàn Kiếm, Hà Nội là một thử nghiệm ban đầu, tuy đã đạt được hiệu quả nhất định, thu hút được sự quan tâm của người dân nhưng còn nhiều khiếm khuyết về quy mô không gian với lượng người tham quan, thiết kế đô thị chưa được nâng cấp phù hợp, cơ sở hạ tầng thiếu thốn, hệ thống tổ chức sự kiện thiếu hoàn chỉnh.

- Vấn đề căn bản để tạo tuyến phố đi bộ sống động khu vực hồ Hoàn Kiếm là có quy hoạch chức năng và không gian cụ thể, lâu dài; nâng cấp thiết kế đô thị và hạ tầng kỹ thuật để đảm bảo thực hiện tốt chức năng tái tạo lại không khí đô thị và tạo không gian hưởng thu văn hóa, nghệ thuật và tăng cường giao tiếp xã hội, chỉnh trang kiến trúc công trình./.

Tài liệu tham khảo1. Báo Xây dựng (2016), Tuyến phố đi bộ ở Hà Nội – điều tất

yếu cho chất lượng cuộc sống. https://www.tapchikientruc.com.vn /chuyen-muc/tuyen-pho-di-bo-o-ha-noi-dieu-tat-yeu-cho-chat-luong-cuoc-song.html.

2. Copenhagen Portal, The World’s longest Pedestrian Street ”Strøget”, http://www.copenhagenet.dk/cph-map/CPH-Pedestrian.asp

3. Darren Proulx and Samuel Baron, Critical Elements to Make Pedestrian Streets Work, https://slowstreets.wordpress.com/2015/10/26/critical-elements-to-make-pedestrian-streets-work/

4. Đặng Tuấn Trung (2016), Phố đi bộ - Không gian đô thị quý giá, https://www.tapchikientruc.com.vn/chuyen-muc/pho-di-bo-khong-gian-thi-quy-gia.html.

5. Ivan Nikiforov (1987), Planirane na Selistata, Stroizdat, Sophia.

6. Cao Anh Tuấn (2008), Tổ chức phố đi bộ tại trung tâm lịch sử đô thị Thành phố Hồ Chí Minh, http://ashui.com /mag/chuyenmuc/quy-hoch-o-th/326-to-chuc-pho-di-bo-tai-trung-tam-lich-su-do-thi-tphcm.html.

7. Critical Elements to Make Pedestrian Streets Work, https://slowstreets.wordpress.com/2015/10/26/critical-elements-to-make-pedestrian-streets-work/



Xây dựng kế hoạch marketing của doanh nghiệp xây dựng trong xu hướng hội nhập quốc tế Creating the marketing plan for construction enterprises in the trend of international integration


Tóm tắtChức năng chủ yếu của kế hoạch marketing

là lập các luận cứ cho các mục tiêu và đề ra các hành động cụ thể có tính tới các nguồn

lực cần thiết nhằm đạt được các mục tiêu này. Những mục tiêu của doanh nghiệp xây dựng là: Thực hiện sản phẩm xây dựng (các

công trình xây dựng, vật liệu, kết cấu xây dựng và kinh doanh bất động sản); Thực

hiện các công tác xây lắp và các dịch vụ xây dựng trong thời hạn được giao và với chất

lượng phù hợp. Doanh nghiệp xây dựng trong xu hướng hội nhập buộc phải hoạt động trong những điều kiện cạnh tranh

gay gắt hơn và sự vận động thay đổi liên tục của nền kinh tế. Kế hoạch marketing

mở ra những khả năng cho phép doanh nghiệp thắng trong cạnh tranh, tự thích

ứng trên thị trường và đạt được sự ổn định, tin cậy về tài chính trong môi trường động

của nền kinh tế hội nhập.

AbstractThe essential function of a marketing plan

is making the foundations for the objectives and setting the particular actions that take

the necessary resources into account. The objectives of construction enterprises are:

making construction products (construction building, materials, construction structures and real estate business); carrying out construction

and installation services within the assigned time and appropriate quality. Construction

enterprises in international integrate trend are forced to operation under harsh competition

and fluctuated economic situations. Marketing plans show the possibility that the enterprises

could win the competition, self-adapt in the market and achieve the financial stability and reliability in the dynamic environment of the

integrated economy.

ThS. Đặng Thế Hiến Bộ môn Kinh tế xây dựng Khoa quản lý đô thị Trường Đại học Kiến Trúc Hà Nội ĐT: 0916.340.159 Email: [email protected]

1. Những vấn đề chung về kế hoạch marketing trong xây dựngKhái niệm về kế hoạch marketing trong xây dựng

Kế hoạch marketing trong xây dựng là việc xây dựng trình tự lôgic của các loại hoạt động marketing, xác định các mục tiêu của doanh nghiệp xây dựng và lập các kế hoạch để đạt được các mục tiêu này. Nghiên cứu kế hoạch các biện pháp marketing là kết quả cuối cùng của việc này. Trong kế hoạch marketing phản ánh các phương hướng hoạt động của doanh nghiệp xây dựng để đạt được thành quả và sự thịnh vượng trên thị trường.

Mối quan hệ giữa hoạch định marketing và quản trị marketing (trong đó có kế hoạch marketing) được thể hiện qua sơ đồ (Hình 1):Trình tự lập kế hoạch hoạt động marketing

Kế hoạch hoạt động marketing của doanh nghiệp xây dựng được thực hiện theo trình tự nhất định:

- Xác lập mục tiêu của hoạt động marketing đối với các dự án khác nhau, các tổ hợp xây dựng, các công trình có chức năng sản xuất, nhà ở, xã hội hoặc văn hóa cũng như các loại công tác và dịch vụ.

- Nghiên cứu các chiến lược loại trừ nhau - xây dựng các công trình của quy hoạch hoàn thiện, áp dụng công nghệ và tổ chức xây dựng mới, hình thành thị trường (bán hoặc bàn giao các công trình cho chủ đầu tư), xâm nhập vào các thị trường mới và các vùng khác.

- Lựa chọn chiến lược tốt nhất: Chiến lược tốt nhất là chiến lược đảm bảo sự phù hợp với thị trường, phù hợp với hoàn cảnh doanh nghiệp và đạt được các mục tiêu marketing đã đặt ra trước đó.

- Hình thành kế hoạch hoạt động marketing mà các bộ phận của kế hoạch này là: Các công trình xây dựng, các loại công tác xây lắp, giá cả (giá trị dự toán) các công trình và các loại công tác; Cách thức thực hiện các công trình và các công tác xây lắp, bàn giao các công trình và các công tác cho chủ đầu tư. Bên cạnh đó, thực hiện kế hoạch hóa theo lịch, xây dựng các công trình và thực hiện các công tác. Tất cả cần phải trả lời các câu hỏi: Ai là chủ đầu tư và ai sẽ xây dựng, cái gì, khi nào, ở đâu, như thế nào và sẽ xây dựng do những nguồn lực nào?.

- Lập ngân sách marketing. Ngân sách marketing là một phần của kế hoạch marketing phản ánh giá trị được thiết kế của các khoản thu nhập, chi phí và lợi

Giai đoạn kế hoạch hóa

Phân tích cơ hội

marketing

Phân đoạn thị trư ờng và lựa

chọn thị trường mục tiêu

Xác định chiến lư ợc marketing

Lập kế hoạch và chương

trình marketing

Giai đoạn tổ chứ c và th ực hiện

- Xây dựng bộ máy quản tr ị doanh nghiệp - Thực hiện chiến lư ợc và kế hoạch marketing

Giai đoạn Kiểm soát

- Ki ểm tra đánh giá - Điểu chỉnh chiến lư ợc, kế hoạch, biện pháp

Marketing chiến lược

Marketing chiến thuật

Marketing quản trị

Hình 1. Hoạch định Marketing và quá trình quản trị Marketing

131 S¬ 28 - 2017

nhuận.Kế hoạch marketing là một phần của kế hoạch hoạt

động của doanh nghiệp xây dựng nên việc nghiên cứu kế hoạch marketing phụ thuộc vào các nguyên tắc cơ bản của kế hoạch và được thực hiện theo một số giai đoạn sau: Kế hoạch hóa chiến lược với thời hạn hơn 1 năm; Kế hoạch hóa chiến thuật với thời hạn trong giới hạn năm và kế hoạch hóa tác nghiệp trong giới hạn tháng, 10 ngày, 1 tuần…

2. Xây dựng kế hoạch marketing của doanh nghiệp xây dựng

Khi lập kế hoạch marketing của doanh nghiệp, người ta ước định các giai đoạn sau:

Giai đoạn 1: Phân tích thị trường và đối thủ cạnh tranhGiai đoạn 2: Phân tích những mặt mạnh, mặt yếu, những

khả năng (cơ hội) và nguy cơ của doanh nghiệpGiai đoạn 3: Xác định các mục tiêu marketing của doanh

nghiệpGiai đoạn 4: Xác lập chiến lược marketingGiai đoạn 5: Thiết lập Marketing - Mix và kế hoạch thực

hiện cụ thểGiai đoạn 6: Thực hiện phân tích tài chính và dự báo kết

quả thực hiệnGiai đoạn 7: Kế hoạch hóa chất lượng sản phẩm xây

dựng (kiểm tra và đánh giá chất lượng sản phẩm).Giai đoạn 1: Phân tích thị trường và đối thủ cạnh tranh

Trong phần này dẫn ra các tài liệu về tính tích cực hoạt động trên thị trường của các chủ đầu tư và các nhà thầu. Đồng thời, cần tiến hành các công việc phân tích sau đây:

- Phân tích thị trường: Xem xét tất cả các phần của thị trường và các thị trường mục tiêu chính đối với doanh nghiệp xây dựng, nêu rõ đặc trưng chung của các chủ đầu tư và các nhân tố, xác định khả năng thanh toán của họ.

- Phân tích các hàng hóa, các dịch vụ và các công việc: chỉ ra khối lượng tiêu thụ hàng hóa, sản phẩm xây dựng, khối lượng các công tác xây lắp theo mỗi một công trình xây dựng.

- Phân tích các đối thủ cạnh tranh: Thu thập thông tin về các đối thủ cạnh tranh chính và các chương trình sản xuất của họ, về giá cả đối với sản phẩm xây dựng.

- Phân tích tiêu thụ và thực hiện sản phẩm, các công tác và các dịch vụ: Chỉ ra các kênh tiêu thụ sản phẩm xây dựng được sử dụng, thực hiện các công tác và các dịch vụ, các phương pháp kích thích các chủ đầu tư và các trung gian (các doanh nghiệp xây dựng thầu phụ).

- Phân tích các nhân tố của môi trường bên ngoài: Dẫn ra các nhân tố cơ bản của môi trường bên ngoài có ảnh hưởng tới sự ổn định hoạt động của doanh nghiệp xây dựng cũng như tới tình hình tài chính của các chủ đầu tư.

Về các nhân tố của môi trường bên ngoài, các nhân tố này cần thiết tính tới khi lập kế hoạch marketing của doanh nghiệp bao gồm các nhân tố về kinh tế, pháp lý và văn hóa – xã hội.

Trong thành phần của các nhân tố kinh tế bao gồm thông tin, lãi suất đi vay, gánh nặng thuế (tức là tổng các khoản thanh toán thuế so với doanh thu của doanh nghiệp), mức tối thiểu trả công lao động cũng như các các biểu giá cước hiện hành.

Thuộc các nhân tố pháp lý có các luật do quốc hội ban hành, các nghị định của Chính phủ, các thông tư của các bộ,

ngành và các địa phương. Các văn bản pháp quy này điều chỉnh hoạt động của các chủ đầu tư và các doanh nghiệp xây dựng trong lĩnh vực đầu tư, kinh doanh, bảo vệ môi trường xung quanh và các văn bản pháp quy khác..

Các nhân tố văn hóa - xã hội bao gồm những sự thay đổi nhân khẩu học, mức độ đô thị hóa, sự thay đổi điều kiện sống, trình độ văn hóa, mức thu nhập sau khi trả tất cả các khoản thuế.Giai đoạn 2: Phân tích những mặt mạnh, mặt yếu, những khả năng (cơ hội) và nguy cơ của doanh nghiệp

Trong giai đoạn này của việc soạn thảo kế hoạch marketing, người ta xác định vị thế của doanh nghiệp xây dựng trên thị trường, làm rõ những mặt mạnh và những mặt yếu của doanh nghiệp cũng như những khả năng (cơ hội) mà doanh nghiệp có thể có và những nguy cơ đe dọa doanh nghiệp.

- Những mặt mạnh: Đây là những ưu điểm của doanh nghiệp so với các đối thủ cạnh tranh. Những ưu điểm này có thể là sản xuất sản phẩm, thực hiện công việc và dịch vụ có chất lượng cao hơn so với các đối thủ cạnh tranh và với giá rẻ hơn, các mối quan hệ tin cậy hơn với các tổ chức thầu phụ và các tổ chức khác.

- Những mặt yếu: Đây là những thiếu sót của doanh nghiệp, đòi hỏi phải nhanh chóng sửa chữa; Nói khác đi, các nhược điểm này trở thành những mặt mạnh của các đối thủ cạnh tranh. Các mặt yếu có thể là thiếu vốn, địa điểm của doanh nghiệp không thuận lợi, lãnh đạo doanh nghiệp không linh hoạt, sáng tạo. Khi xác định các mặt yếu của các đối thủ cạnh tranh, doanh nghiệp có thể biến chúng thành các ưu điểm của mình.

- Các khả năng (cơ hội): Đây là những phương hướng tương lai tạo thuận lợi cho sự phát triển của doanh nghiệp. Các cơ hội có thể là: Tăng cường hoạt động của chủ đầu tư liên quan đến việc hoàn thiện tình hình tài chính và do nâng cao tinh thần tích cực trong công việc của chủ đầu tư, giảm mạnh lãi suất tái cấp vốn của ngân hàng trung ương (ngân hàng nhà nước).

- Các nguy cơ: Đây là những khó khăn (trở ngại) tiềm năng có thể làm tổn hại đến doanh nghiệp. Thuộc các nguy cơ có thể là sự xuất hiện các đối thủ cạnh tranh mới, tăng giá của các nhà cung cấp, khả năng ngừng sản xuất có thể do từ chối trong hệ thống cung ứng vật tư - kỹ thuật, trong hoạt động của máy móc thiết bị xây dựng hoặc do thiếu chúng và các nguyên nhân khác.Giai đoạn 3: Xác định các mục tiêu marketing của doanh nghiệp

Ở giai đoạn này của việc soạn thảo kế hoạch marketing, người ta đặt các mục tiêu marketing. Mục tiêu marketing - đây là điều mà doanh nghiệp có thể đạt được do kết quả của hoạt động marketing trong một thời kỳ, được xác định bởi kế hoạch. Người ta xem xét các mục tiêu theo 3 hướng:

- Đối với các loại hoạt động của doanh nghiệp xây dựng, đối với các loại công trình

- Đối với các chủ đầu tư- Đối với các thị trường.Ngoài mục tiêu, trong kế hoạch marketing, người ta xác

định một số các chỉ tiêu hoạt động của doanh nghiệp: tăng khối lượng thực hiện các công tác xây lắp, các dịch vụ cung cấp cho các doanh nghiệp, tăng lợi nhuận - lợi nhuận kế toán và lợi nhuận thuần, để lại cho doanh nghiệp sử dụng, tỷ suất lợi nhuận, nghĩa vụ thuế, chất lượng sản phẩm xây dựng



và các chỉ tiêu khác. Tất cả các chỉ tiêu này có thể được kế hoạch hóa và tối ưu hóa để đạt được tình hình tài chính của doanh nghiệp ổn định hơn trên thị trường.

Đối với các mục tiêu trong kế hoạch có thể có các yêu cầu sau: chúng cần được lượng hóa, phân chia theo mức độ giá trị của chúng, có chỉ ra thời gian cụ thể thực hiện chúng và tính hợp lý, hợp lệ.Giai đoạn 4: Xác lập chiến lược marketing

Ở giai đoạn này, xây dựng chiến lược marketing. Chiến lược này xác định các phương pháp đạt được các mục tiêu và đề ra các quyết định đối với thị trường, các chủ đầu tư và chương trình sản xuất của doanh nghiệp xây dựng.

Trong các phương hướng của chiến lược marketing có thể tách ra việc tối ưu hóa mục tiêu, thời hạn xây dựng các công trình và hoàn thành các công việc,, công việc với các chủ đầu tư và các doanh nghiệp thầu phụ.Giai đoạn 5: Thiết lập Marketing - Mix và kế hoạch thực hiện cụ thể

Ở giai đoạn này: Lập chương trình sản xuất của doanh nghiệp xây dựng có tính tới chiến lược marketing.

Trong chương trình sản xuất cần giải quyết các vấn đề sau:

- Công trình nào sẽ được xây dựng, các công tác nào sẽ được thực hiện và cho ai?

- Khi nào sẽ hoàn thành các công tác này và bàn giao các công trình xây dựng cho chủ đầu tư ?

- Ai sẽ thực hiện các công tác này, các doanh nghiệp thầu phụ và tổ chức thiết kế nào sẽ được lôi cuốn?

- Các công tác và các công trình này sẽ có giá trị là bao nhiêu? Giai đoạn 6: Thực hiện phân tích tài chính và dự báo kết quả thực hiện kế hoạch

Ở giai đoạn này: soạn thảo ngân sách - Soạn thảo kế hoạch chi tiết các công việc cho phép lập báo cáo về lãi và lỗ. Báo cáo này giúp cho việc xác định việc thực hiện kế hoạch marketing trong hoạt động của doanh nghiệp xây dựng được phản ánh như thế nào? Khi biết doanh nghiệp có ngân sách như thế nào sẽ ra quyết định về sự cần thiết thực hiện các biện pháp này hay khác, liên quan đến thực hiện các công tác xây lắp, bàn giao các công trình vào sử dụng.Giai đoạn 7: Kế hoạch hóa chất lượng sản phẩm xây dựng (Kiểm tra và đánh giá chất lượng sản phẩm)

Ở giai đoạn này: Soạn thảo các biện pháp về kế hoạch hóa chất lượng các công tác xây lắp và chất lượng công trình xây dựng. Điều này liên quan đến việc là trong quá trình xây dựng các công trình có thể có những công việc phải sửa chữa, phá đi làm lại ảnh hưởng đến chất lượng sản phẩm xây dựng cuối cùng.

3. Kết LuậnTrong bối cảnh hiện nay, các doanh

nghiệp xây dựng ngày càng hội nhập sâu rộng cùng với nền kinh tế đang phát triển mạnh mẽ đã làm thay đổi các quan điểm về marketing trong xây dựng. Doanh nghiệp xây dựng hiện nay không đơn thuần hoạt

động trong một lĩnh vực, một ngành nghề nữa mà đã thay đổi quan điểm kinh doanh theo hướng đa dạng hóa lĩnh vực, ngành nghề tạo thành một doanh nghiệp phát triển toàn diện trong lĩnh vực xây dựng. Doanh nghiệp xây dựng không những đóng vai trò là nhà thầu mà còn đóng vai trò là chủ đầu tư, nhà đầu tư kinh doanh xây dựng, bất động sản, sản xuất vật liệu xây dựng, kết cấu xây dựng… Như vậy, việc xây dựng kế hoạch marketing của doanh nghiệp xây dựng cũng cần phải có cái nhìn mới để phù hợp với xu hướng phát triển của doanh nghiệp nhằm thực hiện các mục tiêu đã đề ra./.

Nghiên cứu các thị trường

Mô hình kế hoạch Marketing

Đánh giá các khả năng thị trường

của doanh nghiệp

Kế hoạch hóa chiến lược

Kế hoạch hóa chiến thu

Đánh giá kiểm tra và điều chỉnh

Các dòng thông tin

Mua dự trữ hoặc sản xuất

các nguồn dự trữ

Thi công các công tác xây lắp

Chuẩn bị bàn giao các công trình và các công tác

Bàn giao các công trình và các công tác

cho chủ đầu

Bảo hành các công trình xây dựng

đã bàn giao

Các dòng vật chất

Thỏa mãn nhu cầu của các chủ đầu tư

đối với sản phẩm xây dựng, các công tác và dịch vụ

Hình 2. Mô hình kế hoạch hoạt động Marketing của doanh nghiệp trong điều kiện kinh tế hội nhập quốc tế

Tài liệu tham khảo1. Vũ Trí Dũng, Nguyễn Đức Hải - Marketing lãnh thổ - NXB

Đại học kinh tế quốc dân - 2011.2. Nguyễn Tiến Dũng - Marketing căn bản - NXB Giáo dục Việt

Nam – 2012.3. Phạm Thị Huyền, Trương Đình Chiến - Quản trị Marketing -

NXB Giáo dục Việt Nam - 2012.4. Philip Kotler - Quản trị Marketing - NXB Thống kê - 2006.5. Lê Thế Giới, Nguyễn Lân Lãn, Võ Quang Trí, Đinh Thị Lệ

Trâm, Phạm Ngọc Ái - Quản trị Marketing định hướng giá trị - NXB Lao động xã hội - 2012.

6. Nghiêm Xuân Phượng - Marketing lý luận cơ bản và ứng xử trong kinh doanh - NXB Đại học giao thông vận tải Hà Nội – 2000

7. Đinh Đăng Quang - Marketing của doanh nghiệp xây dựng - NXB Xây dựng - 2001.

8. Nguyễn Văn Thất - Kinh tế xây dựng - NXB Xây dựng - 2010.

133 S¬ 28 - 2017

Tóm tắtCông tác quy hoạch du lịch đóng một vai trò hết sức quan trọng định hướng cho sự phát triển du lịch của Việt Nam. Hiện nay, công tác quy hoạch

du lịch còn nhiều bất cập, mang tính chủ quan và định tính. Các phương pháp lập quy hoạch chủ yếu vẫn là các phương pháp nghiên cứu truyền thống: Kế thừa, phân tích, điều tra, dự báo... Ở

nhiều nước trên thế giới, GIS đã được đưa vào như một phương pháp khoa học phục vụ cho

công tác quy hoạch nói chung và quy hoạch du lịch nói riêng. GIS với những khả năng phối hợp

xử lý giữa thông tin không gian và phi không gian để giải quyết các vấn đề theo yêu cầu của

người dùng, từ đó hỗ trợ cho các nhà quy hoạch đưa ra các quyết định đúng đắn nhằm nâng cao

hiệu quả và tính khả thi của dự án quy hoạch.Trong nghiên cứu này, các tác giả sử dụng các

phương pháp phân tích không gian và đa tiêu chí trong GIS để quy hoạch điểm du lịch với cơ sở

dữ liệu huyện Ba Vì, thành phố Hà Nội.

AbstractTourism master planning plays a very important role for the development orientation of Vietnam tourism.

Currently, travelling master planning is inadequate, subjective and qualitative. Methods for mater planning

are mostly traditional research ones: legacy, analyzes, surveys, forecasts... In many countries, GIS has been

introduced as a scientific method to support the general planning and tourism master planning in

particular. GIS with the ability to handle coordination between spatial and non-spatial to resolve the issue at the request of users, thereby supporting planners

to make the right decision in order to improve the effectiveness and feasibility of the project planning.

In this study, we used the methods of spatial analysis and multi-criteria in GIS to plan tourism points with

the data from Ba Vi district, HaNoi.

ThS. Vũ Lê Ánh Bộ môn Trắc địa Khoa Kỹ thuật hạ tầng và Môi trường đô thị Email: [email protected]. Lê Thị Minh Phương Bộ môn Trắc địa Khoa Kỹ thuật hạ tầng và Môi trường đô thị Email: [email protected]

Ứng dụng hệ thống thông tin địa lý (GIS) trong quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì thành phố Hà NộiApplication of GIS on tourism places planning in Ba Vi district, Hanoi city


1. GIS và các phương pháp phân tích trong GISHệ thống thông tin địa lý - GIS (Geographic Information System – GIS) là

một tổ chức tổng thể của các hợp phần: Phần cứng, Phần mềm, Dữ liệu địa lý, Con người, Chính sách và Phương pháp tiếp cận được thiết kế hoạt động một cách hiệu quả nhằm tiếp nhận lưu trữ, điều khiển, phân tích và hiển thị toàn bộ các dạng dữ liệu địa lý. Hiện nay, định nghĩa này được hiểu mở rộng hơn là các hợp phần của tổ chức GIS không những được liên kết chặt chẽ với nhau mà phải được ứng dụng rộng rãi tới cộng đồng.

GIS có ba nguyên lý cơ bản: - Nguyên lý mô hình hóa đối tượng địa lý: Các đối tượng địa lý phân bố xen

kẽ với nhau trên bề mặt trái đất, dưới bề mặt trái đất và trên bầu khí quyển của trái đất sẽ được mô hình hóa thành các lớp dữ liệu không gian trong GIS theo nguyên tắc nhất định.

- Nguyên lý bản đồ và hệ quy chiếu: GIS kế thừa và tuân thủ chặt chẽ những nguyên tắc bản đồ để thể hiện và quản lý các đối tượng địa lý. Bản đồ GIS thể hiện chính xác tỷ lệ và tọa độ thực của các đối tượng.

- Nguyên lý cơ sở dữ liệu: Đối với hệ thống GIS, mô hình cấu trúc dữ liệu dạng quan hệ được áp dụng phổ biến[5].

Các phương pháp phân tích không gian trong GIS thường được sử dụng như phương pháp chồng xếp (Overlay Analysis); phương pháp tìm kiếm dữ liệu trong vùng không gian; phương pháp phân tích tiêu chí có rất nhiều tính

Hình 1. Hệ thống thông tin địa lý

Hình 2: Các bước trong xây dựng và phát triển mô hình



năng hỗ trợ các chuyên gia truy cứu thông tin để phục vụ các nghiên cứu đa chuyên ngành.

2. Vai trò GIS trong ngành du lịch

Đối với quy hoạch du lịch, phần lớn các nghiên cứu và ứng dụng GIS đều tập trung vào ba lĩnh vực chính: phục vụ nhu cầu tra cứu thông tin của khách du lịch, quy hoạch du lịch và tiếp thị, quảng bá.

Đối với sự phát triển bền vững về du lịch thì việc hòa nhập giao lưu thông tin giữa các ngành, các địa phương với du lịch góp phần quan trọng. Tuy nhiên, việc giao lưu thông tin tại các khu vực du lịch vẫn chưa được chú trọng và còn nhiều bất cập, một trong những nguyên nhân là do quy hoạch du lịch vẫn còn chưa tốt, tìm kiếm thông tin du lịch vẫn còn nhiều hạn chế. Với các tính năng vượt trội GIS sẽ là công cụ để kết nối các thông tin giữa các ngành, giải quyết được các bất cập về thông tin trong ngành du lịch. Các nhà quản lý và các nhà quy hoạch về du lịch sẽ có đầy đủ thông tin để ra các quyết sách dựa trên thông tin thực. Khi đưa ra quyết định, lập kế hoạch phân tích ảnh hưởng của sự thay đổi, tìm kiếm các mô hình, chúng ta có thể nhìn vào bản đồ, biểu đồ, danh sách và báo cáo. GIS cung cấp các thông tin về cơ sở hạ tầng, địa hình, giao thông, vùng không gian mở… từ đó nhà quy hoạch du lịch có các thông tin, cơ sở để lựa chọn thiết kế điểm du lịch có hiệu quả kinh tế cao.

Bằng các phương pháp phân tích không gian GIS không những đem lại thuận lợi cho quy hoạch du lịch mà còn rất tiện lợi cho khách du lịch. GIS cung cấp cái nhìn tổng thể, khu vực du lịch, các thông tin về địa hình và địa điểm du lịch, hình ảnh, video, tuyến đi, các sự kiện văn hóa… giúp cho khách du lịch có đầy đủ thông tin để quyết định hành trình đi của mình.

3. Ứng dụng GIS trong quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì, thành phố Hà Nội3.1. Mô hình hóa

Mô hình là sự thể hiện đơn giản của một hiện tượng hay một hệ thống và quá trình của nó được thể hiện trong sơ đồ như sau:

Đối với các bài toán phân tích không gian, thì mô hình mà người sử dụng đã xây dựng có thể được trình bày dưới dạng sơ đồ, người sử dụng sẽ thực hiện mô hình trên một khu vực cụ thể với một tập dữ liệu xác định và các phương pháp xử lý đã phác thảo ra trong mô hình. Mô hình hóa là một bước quan trọng, quyết định sự thành công của các dự án có sự hỗ trợ của GIS[6].

Hình 3. Sơ đồ mô hình hóa dữ liệu để xây dựng cơ sở dữ liệu cho công tác quy hoạch điểm du lịch

Hình 4. Phương pháp thành lập bản đồ quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì

Hình 5. Quy trình sơ đồ phân tích mô hình trong GIS để thành lập Bản đồ quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì

135 S¬ 28 - 2017

3.2. Mô hình hóa tiêu chí hình thành điểm du lịch trong quy hoạch lãnh thổ du lịch.

Một khu vực nào đó muốn phát triển thành điểm du lịch phải có những điều kiện bắt buộc và cần thiết như phải có tài nguyên du lịch đặc biệt, kết cấu hạ tầng và dịch vụ du lịch cần thiết, khả năng bảo đảm phục vụ ít nhất một trăm nghìn lượt khách tham quan một năm, giao thông thuận, các dịch vụ kèm theo phải đảm bảo yêu cầu theo luật du lịch. Các điều kiện đó hình thành nhóm tiêu chí và được thể hiện ở sơ đồ (hình 3)3.3. Quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì sử dụng hệ thống thông tin địa lý

Huyện Ba Vì là huyện thuộc vùng bán sơn địa ở phía

Tây Bắc thành phố Hà Nội, có vị trí địa lý từ 210 đến 21019’40”0 vĩ độ Bắc, l05017’35” đến l05028’22’’ kinh độ Đông. Ba Vì có nhiều thắng cảnh tự nhiên và nhân tạo nổi tiếng, thuận lợi cho việc phát triển các loại hình du lịch.

Quy hoạch điểm du lịch tại huyện Ba vì dưới sự hỗ trợ của hệ thống thông tin địa lý được thể hiện dưới sơ đồ (hình 4). Từ đây ta có được tờ bản đồ thể hiện các điểm có khả năng phát triển thành điểm du lịch thu hút và có tính kinh tế cao.3.5. Xử lý số liệu

Dựa vào mô hình hóa các tiêu chí để quy hoạch điểm du lịch hình 3 ở trên, nhóm nghiên cứu tiến hành phân tích mô hình trong GIS để thành lập bản đồ quy hoạch điểm du lịch theo quy trình hình 5.

Các tiêu chí để mô hình hóa vẫn còn mang tính chất định tính nên nhóm nghiên cứu đã định lượng các tiêu chí theo ý kiến chuyên gia. Việc định lượng các tiêu chí này nhằm nâng cao chất lượng công tác quy hoạch điểm du lịch.

Sau khi khảo sát đặc điểm địa hình khu vực nghiên cứu và dựa trên điều kiện về cơ sở dữ liệu, chúng tôi đã phân tích và lựa chọn 5 tiêu chí phù hợp cho công tác quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì: tiêu chí về cơ sở hạ tầng (bưu điện; chợ; y tế cơ sở; giao thông), tiềm năng tài nguyên và ranh giới hành chính.

Nhóm nghiên cứu sau khi ứng dụng các phương pháp phân tích không gian và thuộc tính trong GIS theo quy trình (hình 5) thì kết quả đạt được là bản đồ điểm du lịch huyện Ba Vì đáp ứng các tiêu chí đã đề ra.

4. Kết quả nghiên cứu- Nhóm nghiên cứu đã thành lập sơ đồ mô hình hóa xây

dựng cơ sở dữ liệu để phân tích trong GIS cho công tác quy hoạch điểm du lịch.

- Nhóm nghiên cứu cũng đưa ra được phương pháp nghiên cứu tổng quan cho việc thành lập bản đồ quy hoạch điểm du lịch.

- Sau khi xử lý số liệu, định lượng các tiêu chí và phân

Hình 6. Bản đồ quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì, thành phố Hà Nội (đã dược thu nhỏ, mang tính chất minh họa)



tích trong GIS, các điểm du lịch đã được xác định một cách khoa học và trực quan trên tờ bản đồ quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì, thành phố Hà Nội.

5. Kết luận- Để đảm bảo quy hoạch du lịch đạt hiêu quả thì việc xây

dựng các tiêu chí là quan trọng và phải có tính đến các yếu tố kinh tế- xã hội.

- Để đảm bảo có thể sử dụng được bộ tiêu chí trong du lịch thì bộ tiêu chí phải được không gian hóa trong GIS.

- Du lịch là một ngành kinh tế tổng hợp do đó có nhiều biến luôn thay đổi theo thời gian, vì vậy ngành du lịch phải được liên tục cập nhật các tiêu chí.

- Trong mỗi vùng nghiên cứu thì bộ tiêu chí sẽ có sự quan trọng khác nhau giữa các tiêu chí cụ thể.

- Việc thử nghiệm áp dụng GIS cho phép thành lập bản đồ quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì. Đây được xem là kết quả có giá trị tham khảo tốt và khẳng định khả năng ứng dụng GIS trong quy hoạch du lịch./.

T¿i lièu tham khÀo1. Bộ Văn hóa, Thể thao và Du lịch (2004), Đề tài Nghiên cứu đề

xuất tiêu chí khu tuyến, điểm du lịch ở Việt Nam.2. Bộ Văn hóa, Thể thao và Du lịch (1997), Đề tài: Cơ sở khoa học

ứng dụng công nghệ GIS trong quản lý tài nguyên và quy hoạch lãnh thổ du lịch

3. Chính phủ nước CHXHCN Việt Nam (2011), QĐ 2473/QĐ-TTg Phê duyệt Chiến lược phát triển du lịch Việt Nam đến năm 2020, tầm nhìn 2030

4. Chính phủ nước CHXHCN Việt Nam(2007), Nghị định số 92/2007/NĐ-CP ngày 1/6/2007 về Quy định chi tiết thi hành một số điều của Luật Du lịch.

5. Công ty tư vấn GeoViet (2011)- Sổ tay sử dụng công nghệ GIS trong quy hoạch và quản lý hạ tầng đô thị ở Việt Nam.

6. Trần Trọng Đức (2011), GIS căn bản, NXB Đại học Quốc Gia TP. Hồ Chí Minh

Giải pháp lắp đặt hệ tường kính...(tiếp theo trang 107)

- Lắp đặt các gối tựa khác- Kiểm tra khuôn gối tựa- Đo lắp đặt gối tựa tham chiếu của sàn- Đo lắp đặt gối tựa tham chiếu khác- Kiểm tra bu lông và mômen xoắn bu lông của gối tựaf. Các bước cẩu lắp môđun tường kính- Bước 1: Các công nhân chuyển những khung nhôm

kính vào vị trí tầng trên gần nhất với vị trí lắp đặt ở tầng dưới.- Bước 2: Theo tín hiệu sẵn sàng từ những công nhân

tầng dưới, các công nhân ở tầng trên thực hiện việc tời môđun xuống dưới.

- Bước 3: Hai công nhân đặt môđun vào vị trí.- Bước 4: Các công nhân tầng dưới từ từ dựng tấm

môđun lên chuẩn với vị trí của nó.

- Bước 5: Sắp xếp, chuẩn hóa và thực hiện các khâu cuối cùng của quy trình như bắt vít vào bản mã và kết thúc lắp đặt một môđun khung.

4. Kết luận Dù là loại kết cấu nào và hình thức ra sao thì kết cấu bao

che toà nhà vẫn gồm các chức năng chính là chịu lực (chống đỡ và chịu lực); kiểm soát (vật chất và năng lượng); an toàn (chống lại các tác động bất lợi từ bên ngoài); thẩm mỹ (đáp ứng mong muốn của con người cả bên trong và bên ngoài). Việc thi công lắp dựng cần tuân thủ những chỉ dẫn kỹ thuật của nhà sản xuất cũng như những tiêu chuẩn xây dựng hiện hành của Nhà nước để đảm bảo chất lượng công trình và an toàn lao động./.

Tài liệu tham khảo1. Winfried Heusler, SCHÜCO International KG, Bielefeld – Bài

giảng Khóa đào tạo Phát triển bền vững trong Kiến trúc và Xây dựng – do VBI tổ chức tại Viện Kiến trúc, Quy hoạch Đô thị và Nông thôn tháng 8/2010.

2. Phạm Đức Nguyên (chủ biên) – Các giải pháp Kiến trúc khí hậu Việt Nam – NXB Khoa học & Kỹ thuật, Hà Nội 2006.

3. P. Brewick, L. Divel, K. Butler, R. Bashorand A: Consequences of Urban Aerodynamics and Debris Impact in Extreme Wind

Events. Proceedings of the 11th Americas Conference on Wind Engineering.

4. Tập đoàn dầu khí Quốc gia Việt Nam và Trường Đại học Tổng hợp Melbourne, Australia phối hợp tổ chức.Hội thảo về nhà siêu cao tầng và tháp Dầu khí, Hà Nội tháng 8/2010.

5. Eurocode 1: Actions on structures- Part 1-4: General actions – Wind actions, BS EN 1991-1-4: 2005.

6. BS 952-1:1995 Glass for glazing.Classification.

137 S¬ 28 - 2017

Công nghệ thích hợp đảm bảo chất lượng và tiến độ thi công kết cấu nhà cao tầng tại Việt Nam Appropriate technology and quality assurance structure and progress for high-rise building in Vietnam

Vũ Hải NamTóm tắt

Mỗi hình thức kết cấu sẽ có công nghệ thi công tương ứng thích hợp. Trình tự

thi công, đặc điểm công nghệ và những điều cần chú ý trong từng công nghệ

khác nhau. Tác giả kiến nghị 6 biện pháp công nghệ thi công kết cấu phần

thân nhà cao tầng để giúp các doanh nghiệp xây lắp có thể tự lựa chọn công nghệ thích hợp với khả năng của từng

đơn vị nhằm mục đích đảm bảo chất lượng và tiến độ thi công xây dựng công

trình.Từ khóa: Công nghệ thi công, công nghệ thích

hợp, nhà cao tầng

AbstractEach structural form will have the

corresponding construction technology appropriate. The order of construction,

technological characteristics and attention in different technologies. The author proposes

6 technological measures to construct the structure of the high-rise building to enable

construction enterprises to choose their own technology that suits their ability to ensure

quality and advance construction level.Keywords: Construction technology,

appropriate technology, construction progress

Vũ Hải Nam TCT Đầu tư và phát triển nhà Hà NộiĐT: 0913559760

Đặt vấn đề Đảm bảo chất lượng và tiến độ liên quan đến quá trình quản lý ở tất cả các cấp và

trong tất cả các bộ phận của tổ chức dự án nói chung và với kết cấu của công trình xây dựng nói riêng.

Mối quan tâm hàng đầu của chủ đầu tư và nhà thầu xây dựng là đảm bảo chất lượng và tiến độ thi công. Bài viết đề xuất một số dạng công nghệ thích hợp cho việc thi công kết cấu phần thân nhà cao tầng ứng với từng biện pháp công nghệ đã đúc kết từ các tài liệu khoa học [2], [3], [8], [9] và thực tế áp dụng tại các công trình mà tác giả trực tiếp tham gia và chỉ đạo thi công. Tác giả đề xuất 6 biện pháp công nghệ thích hợp thi công kết cấu phần thân.

1. Biện pháp công nghệ thi công kết cấu cột, dầm, vách và sàn, lắp dựng ván khuôn một lần và đổ bê tông một lần1.1. Trình tự thi công: Thể hiện trên sơ đồ1.2. Đặc điểm công nghệ thi công:

Bê tông (BT) đổ liên tục một lần, không có mạch ngừng thi công dầm và cột, dầm và vách, tính liền khối của kết cấu (KC) tốt.

Về phương diện công nghệ thi công: dùng công nghệ lắp dựng (LD) ván khuôn một lần, đổ BT một lần, đơn giản hoá trình tự thi công, tăng nhanh tốc độ thi công, rút ngắn chu kỳ thi công.1.3. Những điểm chính của công nghệ thi công và những điều chú ý:

- Sau mỗi lần lắp dựng ván khuôn (VK) lại đổ BT một lần liên tục, cho nên phải chú ý dùng các biện pháp tăng tính ổn định tổng thể của hệ thống VK. Đổ BT cột và vách trước, đổ BT dầm, sàn sau, để tránh cho hệ thống VK bị nghiêng và VK cột, vách bị biến dạng.

- Nếu cốt thép ở nút dầm và cột, dầm và vách tương đối dày đặc thì đổ và đầm BT cột vách từ trên xuống rất khó. Nên phải bố trí thêm cửa đổ và đầm BT để tránh phân tầng BT và bị rỗ ở cột và vách.

- Khi đổ BT cột, vách phải kịp thời xử lý cốt thép bị xô lệch và BT thừa ở dầm, sàn.

2. Biện pháp công nghệ thi công lắp dựng ván khuôn một lần, đổ bê tông hai lần cho cột, vách, dầm, sàn2.1. Trình tự thi công: Thể hiện trên sơ đồ2.2. Đặc điểm công nghệ thi công:

Lắp dựng xong VK sàn, đổ BT vách, cột trước, sau đó buộc cốt thép dầm, sàn. Như vậy, thi công đổ BT cột, vách tương đối thuận lợi, dễ đảm bảo chất lượng. Khi VK sàn chịu tải trọng thi công BT, BT của cột, vách đã đạt đến một cường độ nhất định, nên tăng rất nhiều tính ổn định toàn khối của hệ thống VK, nhưng hai lần đổ BT phải có mạch ngừng thi công ở đỉnh cột, vách, tính toàn khối của KC không tốt bằng đổ BT một lần.2.3. Các điểm chính công nghệ thi công và các vấn đề chú ý:

- Do cột và vách, dầm và sàn tách làm hai lần đổ BT (trước và sau), nên việc xử lý mạch ngừng của BT dầm với cột, vách phải chừa chỗ dọn vệ sinh tại khe thi công ở đỉnh VK cột, vách. Trước khi đổ BT, phải đổ lớp vữa xi măng cát dày 3-5cm có cùng mác hoặc cao hơn một cấp so với mác BT tại vị trí đó.

- Mạch ngừng tại đỉnh cột, vách phải để theo yêu cầu của quy phạm hoặc thiết kế và phải chú ý để đủ chiều sâu chôn cốt thép neo của dầm khung.

3. Biện pháp công nghệ thi công tách rời cột, vách với dầm, sàn3.1. Trình tự thi công: Thể hiện trên sơ đồ3.2. Đặc điểm công nghệ thi công:

Nếu dùng công nghệ truyền thống cùng lắp dựng VK cột, vách, dầm, sàn và gần



như đồng thời tháo dỡ VK chịu tải cùng VK không chịu tải. Như vậy sẽ ảnh hưởng đến độ luân lưu của VK không chịu tải vì chúng không được tháo dỡ sớm nên làm tăng khối lượng VK.

Công nghệ này thích hợp khi cột, vách, dầm dùng VK tổ hợp khối lớn kiểu tháo lắp; cốt thép cột, dầm lắp đặt tổng thể, trình độ cơ giới hoá thi công tương đối cao. Sàn thao tác buộc cốt thép và đổ BT cột và dầm nên tổ hợp thành kiểu định hình liền khối để thuận lợi cho cẩu chuyển và dùng luân lưu.3.3. Những điểm chính của công nghệ thi công và các vấn đề chú ý:

- Do dầm, cột đều sử dụng các tấm đơn lần lượt thi công lắp dựng, độ cứng của hệ thống VK này kém hơn độ cứng tổng thể của hệ thống VK mà cột, dầm, sàn lắp dựng một lần. Vì vậy, giữa các VK cột cũng như VK dầm phải dùng các biện pháp ổn định theo phương ngang và tránh dịch chuyển nghiêng để hạn chế chuyển vị và biến dạng.

- Khi thi công trong điều kiện nhiệt độ bình thường, cường độ BT khi tháo dỡ VK của cột, dầm không được thấp hơn 30kG/cm2.

- Về mặt cấu tạo, VK cột phải gia công thành hai bộ phận: phần dưới của cột và đầu cột (phía sát đáy dầm) sau đó tổ hợp một lần. Khi đổ BT cột xong, lúc BT đạt tới cường độ tháo VK thì tháo dỡ VK phần dưới, để lại VK đầu cột.

4. Biện pháp công nghệ thi công ván khuôn bay đổ tại chỗ cột, dầm, vách và sàn

VK bay là một loại VK sàn được chế tạo, gia công và lắp dựng ở trình độ cao. Công nghệ thi công VK bay là một loại công nghệ thi công mà hệ thống VK sàn gồm một hoặc hai mảng, VK tổ hợp cho một gian KC tiến hành lắp đặt, tháo dỡ, vận chuyển tổng thể [4].

Có hai loại VK bay: Dạng chống (dùng tương đối rộng rãi) và dạng treo. Tải trọng thi công của sàn tầng trên mà mặt VK tiếp xúc được truyền tới sàn tầng dưới, thông qua hệ thống chống đỡ của chính bản thân nó. Trình tự thi công, đặc điểm và các điều chú ý của công nghệ thi công như sau:4.1. Trình tự thi công: Trên sơ đồ4.2. Đặc điểm công nghệ thi công ván khuôn bay:

Cấu tạo của VK bay tương đối linh hoạt, mặt VK có thể dùng tấm thép định hình, tấm gỗ nhiều lớp, tấm chất dẻo ép. Hệ thống chống đỡ có thể dùng ống thép có khoá, giá đỡ nhiều công năng bằng hợp kim nhôm.

VK bay dùng phương pháp (PP) lắp đặt, tháo dỡ, di chuyển tổng thể, nên năng suất lao động cao, tốc độ thi công nhanh, giảm nhiều thao tác LD và cải thiện điều kiện lắp dựng, giảm hao phí linh kiện cho tháo dỡ, lắp rời của VK.

Trong quá trình thi công không chiếm nhiều mặt trận công tác, có lợi cho việc quản lý thi công tại hiện trường. Nếu xử lý phẳng bề mặt VK thì sau khi tháo VK, mặt đáy sàn bằng phẳng nên không cần trát vữa. 4.3. Những điểm chủ yếu và những điều chú ý trong công nghệ thi công ván khuôn bay:

a) Các điều chú ý khi lắp đặt, tháo dỡ ván khuôn bay:- Lúc nâng, hạ VK cần nhiều người cùng xoay, thao tác

thiết bị điều chỉnh, tránh lên xuống không đều làm biến dạng VK. Khi nâng VK, điều chỉnh đồng bộ các chân vít ở 4 góc, sau đó đến các chân vít giữa để tránh VK bị xoắn.

- Khi VK bay chịu tải của BT đổ, các chi tiết của VK bay do chịu nén và chuyển vị của các điểm nút mà sinh ra lún. Vì vậy mặt VK bay sau khi nâng VK phải cao hơn cao độ thiết kế 3-5mm.

- Khi hạ VK: hạ các chân chống giữa trước, sau đó hạ chân chống bốn góc để mặt VK tách rời khỏi BT. Nếu mặt VK chưa tách rời khỏi BT, nên hạ 2-3cm, sau rung động một

Hình 1. Trình tự thi công cột, dầm, sàn lắp dựng ván khuôn một lần và đổ bê tông một lần

Hình 2. Trình tự thi công cột, dầm, sàn lắp dựng ván khuôn một lần và đổ bê tông hai lần

Hình 3. Trình tự thi công ván khuôn tách rời cột, vách với ván khuôn dầm sàn

139 S¬ 28 - 2017

chút, mặt VK sẽ tách rời khỏi mặt BT. b) Các điều chú ý khi cẩu chuyển

ván khuôn bay:Có ba PP dùng cẩu tháp chuyển ra: - Một là PP chuyển nghiêng cáp

trước, cáp sau không bằng nhau, khi đẩy được 1/3 VK bay ra thì móc cáp vào đầu trước VK, tiếp tục đẩy cáp treo ra 2/3, móc cáp vào điểm treo đầu sau của VK, sau đó chuyển toàn bộ VK bay rời khỏi công trình. Lúc rời khỏi công trình VK bị chao đảo mạnh, cạnh của VK dễ đập vào cạnh sàn. PP này thao tác đơn giản, nhưng an toàn không cao.

- Hai là PP điều chỉnh cáp đưa ngang ra: nghĩa là cáp cẩu sau khi nối với ròng rọc kéo tay, khi đẩy VK bay ra ngoài 1/3, cáp ngắn của cẩu tháp móc vào điểm treo đầu trước của VK bay đồng thời nhích móc cẩu để trọng lượng đầu trước VK bay do cẩu tháp cẩu giữ. VK bay ở trạng thái ngang bằng, tiếp tục đẩy ngang VK bay ra ngoài. VK bay rời công trình ổn định.

- Ba là PP chuyển nghiêng ra (cáp trước và cáp sau bằng nhau): Khi đẩy VK bay ra ngoài 1/3, điểm cẩu trước của VK bay móc vào cáp trước của cẩu tháp, sau đó với sự phối hợp của cẩu tháp tiếp tục đẩy ra 2/3 đến lúc thấy điểm treo thì dừng, móc đầu trước của VK vào móc giữ cẩu tháp, từ từ hạ cáp trước để đầu VK nghiêng về phía trước và phần sau vồng lên đội chặt vào đáy sàn. Lúc này móc ngay cáp sau, móc cáp của cẩu tháp nhích lên trên, làm cho VK bay ở trạng thái thăng bằng, trọng lượng VK bay do bốn sợi cáp treo chịu đều. [4]

Lưu ý: Cả ba PP chuyển VK bay trên, trong suốt quá trình dịch chuyển VK từ bắt đầu đẩy ra đến lúc kết thúc đều phải dùng dây neo giữ (thường dùng cáp ni lông) buộc chắc phần khung đoạn sau của VK vào cột của KC công trình. Cùng với việc đẩy chuyển VK ra ngoài, đặc biệt là khi đẩy ra 2/3, từ từ nới cáp để tránh trượt VK bay ra, gây ra sự cố. [10]

5. Biện pháp công nghệ thi công kết cấu cột, vách, dầm đổ tại chỗ; tấm sàn đúc sẵn có lớp chồng

Thi công KC cột, vách, dầm đổ tại chỗ, tấm sàn đúc sẵn có lớp chồng gồm hai PP thi công chính:

- Lắp đặt tấm sàn đúc sẵn trước đổ BT dầm sau;- Đổ BT dầm trước, lắp đặt tấm sàn đúc sẵn sau. Công nghệ thi công của từng biện pháp như sau:

5.1. Biện pháp công nghệ thi công kết cấu cột, vách, dầm đổ tại chỗ; lắp đặt tấm sàn đúc sẵn trước, đổ bê tông dầm (và bê tông lớp chồng) sau:

a. Trình tự thi công: Thể hiện trên sơ đồ b. Đặc điểm công nghệ thi công:PP này do đổ BT một lần cho lớp chồng, nút sàn đúc sẵn

và dầm đổ tại chỗ, vì vậy tính liền khối của cấu kiện ngang tốt.

Về trình tự thi công, lắp đặt một lần VK dầm và hệ đỡ tấm

sàn đúc sẵn, tiến hành đổ BT một lần. Theo PP này các công đoạn lắp dựng, tháo dỡ sàn thao tác đơn giản hơn PP truyền thống, rút ngắn thời gian thi công.

Sàn đúc sẵn và các tải trọng thi công ở trên nó do hệ thống chống đỡ dầm chịu, vì vậy cường độ BT dầm cột đạt 25-30kg/cm2 có thể tháo dỡ VK cột và VK thành dầm, tăng chu kỳ luân chuyển VK.

c. Các điểm chính của công nghệ thi công và các điều chú ý:

- Do sàn đúc sẵn đặt trực tiếp lên VK thành của dầm (hoặc trên giá đỡ của dầm), vì vậy khi tính khả năng chịu tải của hệ thống đỡ dầm, ngoài việc cần xem xét tải trọng thi công của bản thân tầng đó và gia cường tính ổn định tổng thể thì đồng thời phải xem xét tác động và ảnh hưởng của tải trọng thi công truyền đến do KC các tầng trên liên tục thi công lên cao.

- Các cột chống của hệ thống chống đỡ các tầng phải thẳng đứng trên cùng một trục, đồng thời cần đặt tấm đệm chân các cột chống để tránh sàn chịu cắt lớn mà phá hoại.

- Sau khi lắp tấm sàn đúc sẵn và trước khi chịu tải trọng thi công, phải gia cố tốt thanh chống đứng tạm thời của sàn để tránh tấm sàn đúc sẵn có độ võng lớn sinh ra vết nứt ở nút sàn và sàn, sàn và dầm khi cường độ BT nút còn chưa cao, hoặc dầm sàn đúc sẵn bị nứt do chịu tải trọng vượt quá thiết kế.5.2. Biện pháp công nghệ thi công kết cấu cột, vách, dầm đổ

Hình 4. Trình tự thi công ván khuôn bay đổ bê tông tại chỗ cột, dầm, vách và sàn

Hình 5. Trình tự thi công cột, vách, dầm đổ bê tông tại chỗ; tấm sàn đúc sẵn có lớp chồng



tại chỗ; đổ bê tông dầm trước, lắp đặt tấm sàn đúc sẵn (và bê tông lớp chồng) sau:

a. Trình tự thi công: Thể hiện trên sơ đồb. Đặc điểm công nghệ thi công:Cột, vách, dầm thi công trước nên VK cột, vách và VK

thành dầm có thể tháo dỡ trước, khi cường độ BT đạt 25-30kg/cm2. Thuận lợi cho việc tăng nhanh luân chuyển, tiết kiệm đầu tư VK.

Khi lắp đặt tấm sàn: BT cột dầm đã đạt cường độ nhất định, so với công nghệ lắp dựng trước, đổ BT sau, hệ thống VK có tính ổn định lớn, có thể tiết kiệm vật liệu gia cố chống

đỡ ổn định bộ phận. Thi công cột, dầm, vách riêng rẽ làm

cho thao tác thi công đổ BT đơn giản, dễ đảm bảo chất lượng. Nhưng vì lớp chồng và dầm chính, dầm phụ chia làm hai lần đổ BT nên tính liền khối cấu kiện ngang của KC không tốt bằng đổ BT một lần.

c. Các điểm chính của công nghệ thi công và các điều chú ý:

- Do KC liên tục thi công lên cao nên tải trọng thi công của sàn và tải trọng thi công của tầng trên thông qua dầm đổ tại chỗ và sàn đúc sẵn truyền đều vào giá đỡ cột chống của dầm và tấm sàn đúc sẵn. Vì vậy, việc tính toán sức chịu tải của giá đỡ dầm và các cột chống gia cố sàn phải xem xét đầy đủ tải trọng này để tránh xảy ra sự cố nứt dầm sàn do sức chịu tải của giá đỡ và cột chống không đủ.

- Giá đỡ dầm hoặc cột chống, cột chống gia cố đỡ tạm thời của sàn đúc sẵn thì dưới chân phải có bản đệm liền, để sàn đúc sẵn cùng đồng thời chịu tác động của tải trọng.

Kết luận Mỗi hình thức kết cấu đòi hỏi có một công nghệ thi công

tương ứng phù hợp, đồng thời trình tự thi công, đặc điểm công nghệ và những điều cần chú ý trong từng công nghệ khác nhau. Bằng kinh nghiệm trực tiếp thi công các công trình cao tầng và kinh nghiệm quản lý đã được đúc kết, tác giả đề xuất một số dạng công nghệ thích hợp cho việc thi công kết cấu phần thân nhà cao tầng ứng với từng biện pháp công nghệ cụ thể./.

Tài liệu tham khảo1. Võ Quốc Bảo (2003), “Tổ chức thi công kết cấu bê tông cốt thép

trong xây dựng nhà cao tầng”, Tuyển tập hội thảo Chất lượng và công nghệ xây dựng nhà cao tầng QTCB ‘03.

2. Nguyễn Tiến Chương (2004), “Tổng quan về kết cấu và công nghệ xây dựng nhà cao tầng ở Việt Nam”, Hội thảo về Công nghệ và vật liệu mới trong thi công nhà cao tầng.

3. Lê Thanh Huấn (2007), Kết cấu nhà cao tầng bê tông cốt thép, NXB Xây dựng.

4. Bùi Mạnh Hùng (2007), Công nghệ ván khuôn và giàn giáo xây dựng, NXB Xây dựng.

5. Lê Kiều (2003), “Những vấn đề lưu ý khi thi công nhà cao tầng”, Tuyển tập hội thảo Chất lượng và công nghệ xây dựng nhà cao tầng QTCB ‘03.

6. Nguyễn Đăng Sơn (2007), Hỏi đáp thiết kế và thi công kết cấu nhà cao tầng, NXB Xây dựng.

7. Trường Đại học Đồng Tế (Trung Quốc) (1999), Thiết kế tổ chức thi công xây dựng.

8. Triệu Tây An và nhóm tác giả (1996), Hỏi - Đáp thiết kế và thi công kết cấu nhà cao tầng (Tập 1, 2), NXB Xây dựng.

9. Anil Hira & Tuan Ngo (2002), “Giới thiệu kết cấu nhà cao tầng hiện đại”, Công nghệ tiên tiến trong thiết kế và thi công nhà cao tầng hiện đại, (1).

10. Anil Hira (2002), “Kỹ thuật thi công nhà cao tầng hiện đại - Các xu hướng gần đây”, Công nghệ tiên tiến trong thiết kế và thi công nhà cao tầng hiện đại, (1).

11. (2001), ,北京.

Hình 6: Trình tự thi công cột, vách, dầm đổ bê tông tại chỗ; đổ bê tông dầm trước, lắp đặt tấm sàn đúc sẵn và đổ bê tông lớp chồng sau

141 S¬ 28 - 2017

Hồ đô thị và vai trò điều tiết nước mưa trong hệ thống thoát nước đô thị Urban lakes and the role of rainwater regulation in urban drainage system

Chu Mạnh Hà

Tóm tắtNgập úng đang là vấn đề bức xúc của các

đô thị Việt Nam. Số liệu thống kê cho thấy ngập úng xẩy ra nghiêm trọng đối với các

đô thị lớn như Hà Nội và thành phố Hồ Chí Minh. Hồ đô thị đóng vai trò quan trọng

trong việc điều tiết nước mưa chống ngập úng đô thị. Ngoài ra, hồ đô thị còn có vai

trò to lớn trong việc tạo cảnh quan đô thị và cải tạo điều kiện vi khí hậu. Bài viết xem

xét vai trò của hồ trong đô thị nhằm làm tốt hơn việc quy hoạch, xây dựng, bảo vệ

và quản lý hồ một cách hiệu quả.Từ khóa: Ngập úng, hồ đô thị, điều tiết nước mưa

chống ngập úng

AbstractFlooding is an urgent problem in Vietnam cities.

Statics show that flooding is serious in large cities such as Hanoi and Ho Chi Minh City. Urban lakes play an important role in the regulation of

rainwater against urban inundation. In addition, urban lakes also play a role in urban landscaping

and improving microclimate conditions. The article consider the role of urban lakes in order

to better plan, build, protect and manage urban lakes efficiently.

Từ khóa: Flooding, urban lakes, rainwater regulation again flooding

ThS. Chu Mạnh Hà Phòng Quản lý đô thị, quận Hà Đông, thành phố Hà Nội Điện thoại: 0936822888 Email: [email protected]

1. Đặt vấn đềThành phố với nhiều công trình kiến trúc nguy nga, tráng lệ, với hệ thống các

công trình hạ tầng kỹ thuật chằng chịt, hiện đại đáp ứng cuộc sống sôi động và ngày càng cao của người dân đô thị. Bên cạnh những ồn ào náo nhiệt đó ta thấy một khoảng không yên lặng thanh bình đó là hồ nước trong đô thị. Hồ được tồn tại một cách tự nhiên và đi vào thơ ca, nhạc họa của bao thế hệ văn nghệ sỹ và người dân đô thị. Nhưng cũng ít ai biết được rằng ngoài vai trò tạo cảnh quan đô thị, cải tạo điều kiện vi khí hậu, nơi diễn ra các hoạt động văn hóa, tín ngưỡng của người dân đô thị, hồ trong đô thị còn có vai trò quan trọng trong việc điều tiết nước mưa chống ngập úng cho đô thị. Đặc biệt do mức độ đô thị hóa quá nhanh, diện tích hồ đô thị bị thu hẹp, biến đổi khí hậu toàn cầu là nguyên nhân dẫn đến tình trạng ngập úng của các đô thị ngày càng trở nên nghiêm trọng. Bài viết này tác giả chỉ muốn đề cập đến vai trò của hồ trong việc điều tiết nước mưa chống ngập úng trong hệ thống thoát nước đô thị.

2. Hiện trạng ngập úng trong các đô thịThực tế phát triển hiện nay cho thấy đô thị càng phát triển, quy mô càng lớn

thì mức độ ngập càng nặng. Thành phố Hồ Chí Minh, Hà Nội, Đà Nẵng và một số thành phố khác là những ví dụ điển hình. Nói cách khác mức độ ngập úng đô thị tăng theo tiến trình phát triển của đô thị. Điều gì đã xẩy ra vậy ?, nguyên nhân nào dẫn tới tình trạng trên ? giải pháp nào để giải quyết vấn đề ?. Câu trả lời có lẽ không đơn giản bởi nó là xâu chuỗi các nguyên nhân và hậu quả mà ta cần nhìn nhận thấu đáo những bất cập của quá trình phát triển. Có rất nhiều nghiên cứu, nhiều hội thảo khoa học trong nước và quốc tể đề câp tới vấn đề này, nhưng một giải pháp tổng thể hầu như vẫn ở mức “ nghiên cứu”. Các mô hình và giải pháp đề xuất cũng chỉ giới hạn ở mức độ nghiên cứu hoặc thử nghiệm. Trong số các đề xuất đó có việc sử dụng hồ điều hòa để điều tiết nước mưa chống ngập úng cục bộ cho đô thị. Vai trò của hồ đô thị không những chỉ được đề cập ở khía cạnh thoát nước chống ngập úng mà còn nhân tố cải tạo môi trường tạo vẻ đẹp cảnh quan đô thị.

Đô thị hóa có thể làm tăng nguy cơ lũ lụt và những tổn thương nặng nề đối với hoạt động kinh tế-xã hội và cơ sở hạ tầng tại những khu vực cụ thể. Nguy cơ lũ lụt chủ yếu gây ra bởi những thay đổi về khí tượng, thủy văn, sử dụng đất và tiến trình đô thị hóa. Một lượng lớn các nghiên cứu trong hai mươi năm qua đã cho thấy mối quan hệ chặt chẽ giữa các khu vực đô thị và vi khí hậu địa phương. Các hiệu ứng “Đảo nhiệt đô thị” (UHI) hiện nay cũng đã xuất hiện, trong đó khu vực đô thị có nhiệt độ cao hơn các khu vực xung quanh. Trong nhiều trường hợp, UHI có thể làm tăng lượng mưa trong vùng lân cận của đối tượng nghiên cứu. Một số nghiên cứu cho thấy có sự gia tăng lượng mưa cục bộ theo hướng gió của khu vực đô thị, khoảng 25%.

Theo báo cáo, thì năm 2014, nội thành Hà Nội vẫn xuất hiện hơn 20 điểm úng ngập nặng như ngã tư Lý Thường Kiệt - Phan Bội Châu, ngã tư Trần Hưng Đạo - Phan Chu Trinh; phố Quán Thánh, Ngọc Khánh, Đội Cấn, ngã năm Bà Triệu - Nguyễn Du, phố Khâm Thiên, Nguyễn Khuyến.... Tại các quận nội thành Hà Nội, hiện nay còn tồn tại 25 điểm ngập với trận mưa 50-100mm, với các trận mưa dưới 50mm, một số điểm trũng hoặc hoặc mạng lưới cống thoát nước chưa được cải tạo vẫn còn bị úng.

Tại thành phố Hồ Chí Minh – Theo Báo cáo của UBND TP.HCM năm 2014 trên địa bàn TP còn 31 điểm ngập nước, với tổng số 284 lần ngập/năm, thời gian ngập trung bình 59 phút/lần.Trên thực tế, tình trạng ngập ở khu vực nội thành TP HCM đã bắt đầu giảm dần từ 2007 về số vị trí ngập, số lần ngập cũng như thời gian kéo dài nhờ vào những nỗ lực đầu tư của TP HCM trong suốt thập niên vừa qua. Số vị trí ngập hiện tại, kể cả phát sinh mới chỉ vào khoảng 40, tức là đã giảm được hơn 50%.

Trong năm 2012 TP đầu tư 1.743 tỉ đồng nhằm xóa 10 điểm ngập: đường An



Dương Vương, đoạn từ Tân Hòa Đông đến Bà Hom; đường Hậu Giang và Tháp Mười, đoạn từ Tháp Mười đến Bình Tiên; đường Phan Anh, đoạn từ Tân Hòa Đông đến rạch Bàu Trâu; đường Lãnh Binh Thăng, đoạn từ Tuệ Tĩnh đến Lò Siêu; đường Ung Văn Khiêm, đoạn từ Đài liệt sĩ đến đường D2; đường Vũ Tùng, đoạn từ Bùi Hữu Nghĩa đến Trường tiểu học Tô Vĩnh Diện; QL1A, …

3. Nguyên nhânHiện tượng ngập lụt đô thị ở nước ta do nhiều nguyên

nhân tác động đồng thời hoặc có thể chỉ do một nhân tố chủ đạo. Có thể chia thành 2 nhóm: nguyên nhân khách quan và nguyên nhân chủ quan. Nguyên nhân khách quan gây ra tình trạng ngập úng bao gồm tác động bởi các nhân tố tự nhiên như địa lý, địa hình và điều kiện khí tượng thủy văn. Các nhân tố chủ quan chủ yếu do con người tạo ra như tác động trở lại của đô thị hóa, năng lực hiện trạng và công tác quản lý hệ thống tiêu thoát nước đô thị. …

Quá trình đô thị hóa đã gây những tác động xấu đến quá trình thoát nước tự nhiên: Dòng chảy tự nhiên bị thay đổi, quá trình lưu giữ tự nhiên dòng chảy bằng các thảm thực vật và đất bị mất đi, thay vào đó là những bề mặt phủ không thấm nước như mái nhà, bê tông, đường nhựa, làm tăng lưu lượng dòng chảy bề mặt.

Những dòng chảy này thường bị ô nhiễm do rác, bùn đất và các chất bẩn khác rửa trôi từ mặt đường. Lượng nước và cường độ dòng chảy tăng tạo nên sự xói mòn và lắng bùn cặn.

Tất cả những yếu tố này gây những tác động xấu đến môi trường, úng ngập, ảnh hưởng đến hệ sinh thái dưới nước.

Thống kê sơ bộ của Sở Xây dựng Hà Nội năm 2015 cho thấy, toàn địa bàn thành phố hiện tại chỉ còn hơn 100 ao, hồ với tổng diện tích 1.165ha, giảm gần một nửa số ao, hồ so với trước đây, trong đó, chỉ có 18 hồ có khả năng điều tiết và thoát nước.

Trong quá trình phát triển, đặc biệt là quá trình đô thị hóa, diện tích mặt hồ, ao đã giảm rất nhiều, nhiều hồ, ao hoàn toàn biến mất. Những hồ còn lại thì 80% bờ hồ bị ô nhiễm, 71% hồ bị ô nhiễm, 26% số ao, hồ chưa được kè bờ, số hồ, ao được kè một phần chiếm 8%.

Biến đổi khí hậu gây nên những bất thường về thời tiết, những biến đổi không theo quy luật tự nhiên. Mưa lũ có thể xuất hiện trái mùa với lưu lượng cực kỳ lớn. Vì vậy trong quy hoạch thoát nước cần tính đến những ảnh hưởng của biến đổi này.

Tác động của nhân tố mưa. Ở nước ta, mưa là nguyên nhân gây ra lũ, lụt cho toàn lưu vực sông nói chung và khu vực đô thị nói riêng.

Lượng mưa trong các tháng mùa lũ chiếm từ 75 - 80% tổng lượng mưa năm và là nhân tố chủ yếu gây ra tình trạng lũ và ngập úng cho lưu vực. Nếu không chịu các tác động khác, ví dụ như tác động của lũ do mưa ở các vùng ngoài đô thị chuyển đến như vỡ đê, nước tràn bờ... thì nguồn gây ngập úng đô thị do chính nước mưa tại chỗ gây ra, trận ngập úng lịch sử tháng 11/1984 và đặc biệt lớn tháng 11/2008 ở Hà Nội là một minh chứng.

4. Vai trò điều tiết của hồ trong việc thoát nước và chống ngập úng đô thị

Từ những phân tích trên, cho ta thấy nguyên nhân chủ yếu gây ngập úng đô thị là do mưa và những nguyên nhân khách quan và chủ quan khác. Để đối phó với ngập úng hiện nay không thể không tính đến vai trò điều tiết của hồ đô thị

trong hệ thống thoát nước của thành phố.Ngày nay với nhiều phương pháp tính toán khoa học và

hiện đại chúng ta có thể xác định được khả năng điều tiết của hồ nước trong từng khu vực cụ thể và trong từng bối cảnh cụ thể của hệ thống thoát nước đô thị. (Tuy nhiên để bảo vệ hồ không bị lấn chiếm, quản lý vận hành hiệu quả hoạt động của các hồ điều tiết (điều hòa) là một bài toán phức tạp, nan giải mà các đô thị đang phải đối mặt – Tác giả xin đề câp tới vấn đề này trong một bài báo khác).

Theo tính toán của tổ chức JICA cho thành phố Hồ Chí Minh thì nếu cường độ mưa I=272 (l/s/ha), tính sơ bộ, lưu lượng cần tiêu cho diện tích 58 853 ha trong thời gian 180 phút khoảng 60 triệu m3. Trong khi đó khả năng trữ tối đa của

Hình 1. Một góc hồ Trúc Bạch, Hà Nội

Hình 3. Hình ảnh hồ Hạ Đình (Hà Nội) đang được xây dựng, cải tạo

Hình 2. Cảnh ngập úng tại ngã ba Phạm Hùng – Nguyễn Hoàng, TP. Hà Nội

143 S¬ 28 - 2017

các hồ điều hòa khoảng 20 triệu m3 (không tính hồ vùng đất nông nghiệp). Vì vậy, các hồ điều hòa đề xuất phải kết hợp với giải pháp kỹ thuật bơm tiêu.

Tùy theo chức năng, vị trí xây dựng, kết cấu hồ điều hòa có thể có 1 hoặc cả 3 loại:

- Cống điều tiết (cửa van một chiều).- Trạm bơm.- Đê bao (kết hợp đường giao thông, cây xanh xung

quanh hồ).Đề xuất vị trí xây dựng hồ điều hòa. Các tiêu chí lựa chọn

vị trí hồ điều hòa:- Có cao độ địa hình phù hợp để nước mưa chảy tới hồ

với lưu lượng lớn nhất.

- Dòng chảy thu được từ các tuyến cống cấp 2, kênh rạch chảy tới hồ có thời gian ngắn nhất.

- Dòng chảy vào và ra hồ là hợp lý nhất.- Ít phải di dời, phù hợp qui hoạch sử dụng đất.- Kết hợp công trình xung quanh cải thiện tự nhiên, tạo

cảnh quan môi trường sinh thái.Hiệu quả chung của việc xây dựng các hồ điều hòa sẽ

góp phần giải quyết vấn đề thực trạng tiêu thoát nước thành phố như tăng khả năng thoát nước trọng lực, giảm qui mô trạm bơm tiêu, giảm khối lượng san lấp nền, giảm sự ô nhiễm môi trường, bồi lắng kênh rạch và cải tạo cảnh quan môi trường sinh thái. Tuy nhiên, do mật độ dân cư phân bố hiện nay khá dày đặc nên việc bố trí xây dựng các hồ điều

Hình 4. Sơ đồ phần vùng thoát nước của Thủ đô Hà Nội

Hình 5. Sơ đồ hệ thống sông và hồ điều hòa khu vực Hà Nội

Bảng 1. Phân vùng và hình thức tiêu thoát nước

TT Vùng tiêuDiện tích tiêu (ha)

Lưu vực thoát nước Sông tiếp nhậnCần Tiêu Động Lực Tự chảy

1. Tả Đáy 47.350 47.350 0.000Sông Tô Lịch, Đông Mỹ, Tả Nhuệ, Hữu Nhuệ, Phú Xuyên và các thị trấn

Hồng, Nhuệ Đấy

2. Hữu Đáy 31.310 18.644 12.666Sơn Tây, Hòa Lạc, Quốc Oai, Xuân Mai, Chúc Sơn, Phúc Thọ và các thị trấn

Tích, Bùi, Đáy

3. Bắc Hà Nội 46.740 25.728 21.012 Long Biên, Đông Anh, Mê Linh, Sóc Sơn

Đuống, Cầu Bây, Bắc H.Hải, Cà Lồ, Ngũ H. Khê, Hồng

(Nguồn: Quy hoạch thoát nước thủ đô Hà Nội đến năm 2030 tầm nhìn đến năm 2050)

Bảng 2. Dự kiến dung tích hồ điều hòa và công suất bơm cưỡng bức của từng vùng tiêu thoát nước mưa

TT Tên vùng Diện tích (ha) Hồ điều hòa (ha) Công suất bơm yêu cầu (m3/s) Nguồn xả

1 Vùng Tả Đáy 47.350 2.330 811,50 Sông Hồng, Nhuệ, Đáy2 Vùng Hữu đáy 31.310 1.880 101,30 Sông Tích, Bùi, Đáy

3 Vùng Bắc Hà Nội 46.740 1.195 402,20Sông Hồng, Đuống, Cầu Bây, Bắc Hưng Hải, Cà Lồ, Ngũ Huyện Khê

(Nguồn: Quy hoạch thoát nước thủ đô Hà Nội đến năm 2030 tầm nhìn đến năm 2050)



hòa rất khó khăn và qui hoạch các đô thị mới chưa chú trọng dành quĩ đất xây dựng hồ mặc dù diện tích mặt nước không đảm bảo cho tiêu thoát.

Có thể lấy ví dụ đối với thành phố Hà Nội như sau:Theo Quy hoạch thoát nước thủ đô Hà Nội đến năm 2030,

tầm nhìn đến năm 2050 đã được Thủ tướng Chính phủ phê duyệt tại Quyết định số 725/2013/QĐ-TTg ngày 10/5/2013 có hiệu lực kể từ ngày 1/7/2013 thì Thủ đô Hà Nội bao gồm 03 vùng tiêu thoát nước chính là vùng tiêu Tả Đáy, Hữu Đáy và Bắc Hà Nội.

Cũng theo Quy hoạch này thì đối với khu vực đô thị, cải tạo, xây dựng mới hệ thống mạng lưới cống, kênh, sông và các trạm bơm thoát nước, các công trình thấm, trữ và chứa nước mưa; Cải tạo, bảo tồn và giảm thiểu ô nhiễm môi trường các hồ hiện có, phát huy chức năng tổng hợp của các hồ điều hòa, hồ cảnh quan.

Khu vực đô thị cũ, cải tạo, nâng cấp hệ thống thoát nước hiện có, xây dựng bổ sung hoàn thiện hệ thống thoát nước chung để thoát nước mưa, kết hợp giải pháp xây dựng mới các công trình thu gom và truyền dẫn nước thải về nhà máy xử lý.

Khu vực đô thị mới, xây dựng hệ thống thoát nước riêng đồng bộ với phát triển hạ tầng đô thị bao gồm mạng lưới thoát nước mưa, kênh mương, hồ điều hòa, trạm bơm và các công trình thoát nước tại chỗ (thấm, trữ nước mưa...). Nước mưa được thoát ra sông, kênh, hồ; tiến tới xử lý ô nhiễm do nước mưa trong tương lai.

5. Kết luậnNgập úng đô thị đạng là tình trạng phố biến trong các đô

thị hiện nay của Việt Nam. Giải pháp xây dựng hồ điều tiết tạo lập không gian mặt nước trong đô thị là giải pháp được cho là có hiệu quả và mang tính khả thi cao trong chống ngập úng, thoát nước cho đô thị. Ngoài ra, hồ còn có vai trò trong việc cải tạo điều kiện vi khí hậu, bảo vệ môi trường và tạo vẻ đẹp cảnh quan đô thị. Với những vai trò to lớn như vậy, hồ đô thị cần được quy hoạch, xây dựng cùng với các chính sách bảo vệ, quản lý, vận hành một cách khoa học và hiệu quả./.

Tài liệu tham khảo1. Ngân hàng thế giới (2012) Cẩm nang “Thành phố và ngập

lụt: Hướng dẫn về quản lý rủi ro ngập lụt đô thị tổng hợp cho thế kỷ 21”, Hà Nội.

2. Quyết định số 589/QĐ-TTg ngày 06 tháng 4 năm 2016 của Thủ tướng Chính phủ phê duyệt Điều chỉnh Định hướng phát triển thoát nước đô thị và khu công nghiệp Việt Nam đến năm 2025 và tầm nhìn đến năm 2050.

3. Quyết định số 725/2013/QĐ-TTg ngày 10/5/2013 của Thủ tướng Chính phủ Phê duyệt quy hoạch thoát nước thủ đô Hà Nội đến năm 2030, tầm nhìn đến năm 2050.

4. Viện Khoa học Thủy lợi miền Nam (2008). Quy hoạch Thủy lợi chống ngập úng Tp. Hồ Chí Minh, tháng 3/2008.

5. Cổng thông tin điện tử của thành phố Hà Nội và thành phố Hồ Chí Minh: - https://www.thudo.gov.vn/ - https://www.hochiminhcity.gov.vn/

THỂ LỆ VIẾT VÀ GỬI BÀI CHO TẠP CHÍ KHOA HỌC KIẾN TRÚC – XÂY DỰNG1. Bài gửi đăng tạp chí phải là công trình nghiên cứu

của tác giả, chưa đăng và chưa gửi đăng ở bất kỳ tạp chí nào khác.

2. Bài gửi đăng bằng tiếng Việt hoặc tiếng Anh, được đánh máy tính, in trên 1 mặt giấy khổ A4 thành 2 bản (phông chữ Arial (Unicode), cỡ chữ 11; lề trên và lề dưới 3cm; lề phải và lề trái 3cm).

3. Các hình vẽ phải rõ ràng, chuẩn xác. Nếu bài có ảnh thì phải gửi kèm ảnh gốc độ phân giải 200dpi. Hình vẽ và ảnh phải được chú thích đầy đủ.

4. Các công thức và các thông số có liên quan phải được chế bản bằng phần mềm Mathtype (kể cả công thức hoặc các thành phần của công thức có trên các dòng văn bản).

5. Tài liệu tham khảo, trích dẫn phải có đủ các thông tin theo trình tự sau: Họ tên tác giả (hoặc chủ biên), tên sách (tên bài báo/tạp chí, tên báo cáo khoa học), nơi xuất bản, nhà xuất bản, năm xuất bản, trang trích dẫn.

6. Ghi rõ họ, tên, học hàm, học vị, nơi làm việc, số điện thoại, e-mail của tác giả kèm theo một file chứa nội dung bài báo.

7. Bài viết phải có tên bằng tiếng Việt và tiếng Anh, các từ khóa tìm kiếm. Mỗi bài cần kèm theo phần tóm tắt bằng tiếng Việt và tiếng Anh (cỡ chữ 10, tối đa là 150 từ) cung cấp những nội dung chính của bài viết.

8. Cấu trúc bài báo gồm các phần: dẫn nhập, nội dung khoa học và kết luận (viết thành mục riêng). Bài báo phải đưa ra được các kết quả nghiên cứu mới hoặc các ứng dụng mới hay phải nêu được hiện trạng, những hướng phát triển cơ bản của vấn đề được đề cập, khả năng nghiên cứu, phát triển và ứng dụng tại Việt Nam. Bài giới thiệu tổng quan không quá 10 trang; công trình nghiên cứu và triển khai ứng dụng không quá 8 trang.

9. Với bài thông tin khoa học, tin ngắn: Là các bài dịch tổng thuật, tổng quan về các vấn đề khoa học công nghệ xây dựng kiến trúc có tính thời sự.

10. Không trả lại bản thảo cho những bài không đăng./.


tìng biãn tâp hîi ½ëng khoa hÑc pgs.ts.kts. lã quÝn

Documents