Khảo sát mô hình sức kháng sụp đổ của sàn phẳng BTCT có mũ cột khi bị mất cột

Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng, ĐHXDHN, 2021, 15 (5V): 132–145 KHẢO SÁT MƠ HÌNH SỨC KHÁNG SỤP ĐỔ CỦA SÀN PHẲNG BTCT CÓ MŨ CỘT KHI BỊ MẤT CỘT Đỗ Kim Anha , Nguyễn Ngọc Tâna,∗, Phạm Xuân Đạta , Nguyễn Trung Hiếua a Khoa Xây dựng Dân dụng & Công nghiệp, Trường Đại học Xây dựng Hà Nội, 55 đường Giải Phóng, quận Hai Bà Trưng, Hà Nội, Việt Nam Nhận ngày 15/8/2021, Sửa xong 25/9/2021, Chấp nhận đăng 29/9/2021 Tóm tắt Sàn phẳng bê tơng cốt thép (BTCT) dùng phổ biến cho công trình dân dụng Tuy nhiên, nhược điểm loại kết cấu sức kháng chọc thủng đầu cột thấp, dẫn đến nguy sụp đổ phần hay tồn cơng trình Nghiên cứu ứng xử cận sụp đổ sụp đổ kết cấu BTCT vấn đề phức tạp tham dự hai yếu tố phi tuyến hình học phi tuyến vật liệu bê tơng cốt thép Bài báo trình bày mô ứng xử sụp đổ kết cấu sàn phẳng có mũ cột sau cột biên bị phá hoại Kỹ thuật mô thực phần mềm LS-DYNA kiểm chứng với kết thí nghiệm sụp đổ hai mẫu sàn phẳng Dựa mô này, khảo sát phần tử hữu hạn thực nhằm xác định ảnh hưởng số tham số sức kháng sụp đổ sàn phẳng có mũ cột, (i) hàm lượng cốt thép mũ cột, (ii) cường độ chịu nén bê tông, (iii) vị trí cột Những kết thu hàm lượng cốt thép mũ cột ảnh hưởng khơng đáng kể, khả chịu lực tăng khoảng 13-14% tăng cường độ chịu nén bê tông từ 18 đến 30 MPa Trong số kịch cột chịu lực, vị trí cột cận góc nguy hiểm sức kháng sụp đổ sàn phẳng có mũ cột Từ khố: sụp đổ; sàn phẳng có mũ; bê tông cốt thép; cột; ứng xử phi tuyến; mơ hình phần tử hữu hạn NUMERICAL INVESTIGATION ON THE COLLAPSE BEHAVIOR OF RC FLAT SLABS WITH CAPITAL UNDER COLUMN REMOVAL SCENARIOS Abstract Reinforced concrete (RC) flat slab is among the favorite structural systems for residential and office buildings However, the main disadvantage of this structure type is a very low punching shear resistance of the column capitals, resulting in the severe collapse of a large part or entire buildings Research on the collapse of RC structures is highly complicated due to both materials and geometrical nonlinearities This paper presents a numerical simulation of the flat slab structures with column capital subjected to a penultimate column removal The numerical modelling was performed using LS-DYNA software and validated by the experimental data obtained from the collapse tests on two flat slab specimens Based on these models, finite element investigations have been conducted to determine the effect of several parameters on the collapse resistance of the flat slab systems with column capital, such as concrete compressive strength, reinforcement ratio of column capital, and the position of a column to be removed The obtained results show that the reinforcement ratio in the column capital does not significantly affect, while the load-carrying capacity can increase by 13-14% when increasing the concrete compressive strength from 18 to 30 MPa Among the column loss scenarios, the loss of the corner column is the most dangerous for the collapse performance of flat slabs with column capital Keywords: collapse; flat slab with capital; reinforced concrete; column removal; nonlinear behavior; finite element model https://doi.org/10.31814/stce.huce(nuce)2021-15(5V)-11 © 2021 Trường Đại học Xây dựng Hà Nội (ĐHXDHN) ∗ Tác giả đại diện Địa e-mail: tannn@nuce.edu.vn (Tân, N N.) 132 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng Mở đầu Sàn phẳng loại kết cấu ưa chuộng sử dụng cho tịa nhà dân dụng cơng nghiệp, thời gian thi công xây dựng nhanh chiều dày cấu kiện nhỏ, nên cho phép tối đa hóa chiều cao cơng trình Nhược điểm lớn loại kết cấu sức kháng chọc thủng đầu cột thấp, dẫn đến nguy sụp đổ phần hay tồn cơng trình Đặc biệt cơng trình phải chịu loại tải trọng đặc biệt (sóng xung kích nổ bom, nổ đường ống dẫn khí, tải trọng va chạm ), làm cột chịu lực bị gãy đổ Trong thực tế, đột ngột cột chịu lực nguyên nhân dẫn đến sụp đổ lũy tiến hay sụp đổ dây chuyền phần tồn tịa nhà, gây thiệt hại thảm khốc người vật chất Một số vụ sụp đổ cơng trình tiêu biểu kể ra, sụp đổ cửa hàng bách hóa Sampoong Hàn Quốc xảy năm 1995 làm khoảng 500 người chết 937 người bị thương [1, 2], Tòa nhà 16 tầng Massachusetts, Mỹ xây dựng bị sụp đổ vào năm 1971 [3], Bãi đậu xe Pipers Row Anh bị sụp đổ phần vào năm 1997 [4, 5], vụ công khủng bố làm sụp đổ Trung tâm thương mại giới [6] Từ thực tế trên, nghiên cứu sức kháng sụp đổ kết cấu cơng trình bị cột chủ đề nhà khoa học kỹ sư thiết kế quan tâm Một nghiên cứu thực nghiệm Hawkins Mitchell [7] thực sàn phẳng chịu tải trọng tới hạn kết luận loại cấu kiện cần thiết kế để trì tính tồn vẹn xảy phá hoại cục Một số nghiên cứu thực nghiệm Yap Li [8], Choi Kim [9], Qian Li [10–13] xác nhận phá hoại cắt khu vực đầu cột yếu tố làm giảm khả biến dạng hệ kết cấu, hiệu ứng dây căng có khả tăng sức kháng hệ lên đáng kể Kết nghiên cứu thực nghiệm Đạt Tan [14, 15] sàn BTCT bị cột cho thấy, độ võng đạt 5% chiều dài nhịp đôi tương ứng với 50% khả chịu uốn, sàn bị phá hoại cắt xảy đầu cột Cùng với nghiên cứu thực nghiệm, phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) cơng cụ hữu ích cho phép khảo sát ứng xử học sàn phẳng Pham cs [16], Dat cs [17] khảo sát hiệu ứng dây căng dầm hiệu ứng màng kéo sàn hệ sàn dầm chịu tải trọng phân bố tập trung bị cột, kết luận cột biên kịch nguy hiểm sụp đổ dây chuyền Trong đó, nghiên cứu Do cs [18] thực mơ hình sàn phẳng khơng mũ cột xác định cột góc trường hợp cần quan tâm Những kết nghiên cứu Dabiri cs [19, 20] rằng, tăng tiết diện cột độ dẻo kết cấu tăng để trì tính tồn vẹn xảy phá hoại cục Weng cs [21] đánh giá phân bố lại tải trọng kết cấu sàn phẳng sau cột để xác định vị trí cột nguy hiểm Faria cs [22] xác định mức độ ảnh hưởng cốt thép lớp đến khả chịu cắt độ võng sàn phẳng Trong đó, nghiên cứu Mostofinejad cs [23] sử dụng mơ hình FEM để nghiên cứu ảnh hưởng lỗ mở đến sức kháng chọc thủng sàn phẳng không mũ cột Cho đến nay, nghiên cứu thực cung cấp nhiều thông tin sức kháng sụp đổ sàn phẳng, số vấn đề chưa giải đáp Thứ nhất, phá hoại cục ban đầu xảy ngẫu nhiên vị trí mặt kết cấu, câu hỏi đặt vị trí cột nguy hiểm nhất? Thứ hai, sàn phẳng thiết kế có khơng mũ cột, sử dụng bê tơng có cường độ chịu nén khác nhau, hàm lượng cốt thép khác Do đó, tham số ảnh hưởng đến sức kháng sàn phẳng? Đây vấn đề quan trọng kỹ sư trình thiết kế dự báo sức kháng sụp đổ cho tòa nhà Để giải phần câu hỏi trên, nghiên cứu này, hai mẫu sàn phẳng có mũ cột bê tơng cốt thép tương ứng với hai trường hợp cột khác mô phần mềm LS-DYNA Các mơ hình kiểm chứng dựa kết thực nghiệm, bao gồm biểu đồ tải trọng – chuyển vị, tải trọng phân bố vào cột dạng phá hoại Từ đó, kết khảo sát tham số cho phép xác định ảnh hưởng 133 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng hàm lượng cốt thép mũ cột, cường độ chịu nén bê tông vị trí cột đến sức kháng sụp đổ kết cấu sàn phẳng Mơ hình sàn phẳng có mũ cột Một cơng trình thực tế có năm tầng minh họa Hình 1, với bước cột × m, kết cấu sàn phẳng có chiều dày 240 mm có mũ cột dày 120 mm Cơng trình thiết kế theo tiêu chuẩn Eurocode EN 1992 với tĩnh tải kN/m2 hoạt tải kN/m2 Một câu hỏi đặt là: Nếu có cố xảy dẫn đến cột ứng xử cơng trình nào? Liệu có bị sụp đổ lũy tiến hay khơng? Dựa kết nghiên cứu cơng bố [24], bị cột tầng ứng xử tầng phía giống nên sàn tầng chọn làm hệ kết cấu đại diện để nghiên cứu Hình Mơ hình cơng trình thực tế bị cột biên (a) Mặt cốt thép lớp (b) Mặt cốt thép lớp Hình Kích thước cấu tạo cốt thép mẫu sàn phẳng SP4 134 (c) Mặt cắt 3-3 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng Thực tế, hai vị trí có xác suất xảy cố rủi ro cao cột biên cận góc (CBCG) cột biên (CBG), nên sàn xung quanh hai vị trí cần quan tâm nghiên cứu Trong nghiên cứu này, mẫu sàn CBCG mẫu sàn CBG kí hiệu SP4 SP6, minh họa Hình Như vậy, hai mẫu sàn giả thiết trước cột, cịn năm cột Hai mẫu sàn mơ hình với tỷ lệ 1/3 kích thước thực tế, để đảm bảo yêu cầu lý thuyết tương tự nhằm tối ưu hóa tài nguyên thực việc khảo sát Do đó, mẫu sàn phẳng SP4 có kích thước 2800 × 4800 × 80 mm, chiều dài nhịp từ trục đến trục l = 2000 mm, cột có tiết diện 200 × 200 mm với mũ cột có kích thước 700 × 700 × 40 mm Phần mở rộng phía bên trái phía (Hình 2), có bề rộng 700 mm tính từ tim cột Trong đó, mẫu sàn phẳng SP6 có kích thước 2800 × 5400 × 80 mm, với phần mở rộng phía bên trái, bên phải bên (Hình 3), có bề rộng 700 mm Phần mở rộng hai mẫu sàn sử dụng để xét đến ảnh hưởng ô sàn lân cận phía khu vực khảo sát (a) Mặt cốt thép lớp (b) Mặt cốt thép lớp (c) Mặt cắt 3-3 Hình Kích thước cấu tạo cốt thép mẫu sàn phẳng SP6 Bảng Hàm lượng cốt thép hai mơ hình sàn SP4 SP6 Dải cột Dải sàn Sàn phẳng Thép µ = 0,47% Thép µ = 0,34% Thép µ = 0,23% Thép µ = 0,17% SP4 SP6 Φ6@80 Φ6@80 Φ6@110 Φ6@110 Φ6@160 Φ6@160 Φ6@220 Φ6@220 Cấu tạo cốt thép hai mẫu sàn phẳng SP4 SP6 tóm tắt Bảng Cốt thép sử dụng thép trịn trơn có đường kính danh nghĩa Φ6 mm, thí nghiệm kéo tổ mẫu để xác 135 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng định giới hạn chảy giới hạn bền có giá trị trung bình 380 410 MPa Bê tơng sử dụng có cường độ chịu nén trung bình 28 ngày tuổi 20 MPa, xác định từ thí nghiệm nén mẫu bê tơng hình trụ có đường kính 150 mm chiều cao 300 mm Tiếp theo, hai mẫu sàn phẳng SP4 SP6 có mũ cột với thơng số hình học vật liệu trình bày mô số phần mềm LS-DYNA [25, 26] để khảo sát ứng xử sàn xảy cố cột Điều cần thiết trước tiến hành nghiên cứu thực nghiệm Nội dung trình bày phương pháp xây dựng kiểm chứng độ tin cậy mơ hình FEM cho hai mẫu sàn nói Xây dựng kiểm chứng mơ hình FEM 3.1 Xây dựng mơ hình FEM a Bê tông Cường độ nén f’c (MPa) Trong nghiên cứu này, mơ hình vật liệu MAT_159 (Continuous Surface Cap Model) [25] sử dụng để mô bê tơng, minh họa Hình Mơ hình có nhiều ưu điểm, xác, ổn định mặt tốn học, u cầu thơng số đầu (cường độ chịu nén, kích thước cốt liệu đơn vị tính), phù hợp với bê tơng thơng thường Thuật tốn mơ hình vật liệu MAT_159 cho phép tối ưu thời điểm phá hoại bê tông, ứng suất cắt và ứng suất nén đạt giá trị cực đại Mơ hình có tính đẳng hướng, quan hệ ứng suất biến dạng tuân theo định luật Hooke đến ứng suất đạt đến giá trị cường độ nén, ký hiệu fc′ (MPa), tương ứng với mô đun đàn hồi ban đầu E (MPa) Sau đó, quan hệ ứng suất biến dạng có dạng phi tuyến, tương ứng với giai đoạn biến dạng mềm vật liệu Sự hư hỏng vật liệu xác định thông qua đại lượng vô hướng, ký hiệu d, có giá trị khoảng từ đến Nếu d = vật liệu không bị hư hỏng, d = vật liệu bị hư hỏng hồn tồn Mơ đun suy giảm vật liệu tính tốn thơng qua hệ số suy giảm (1 − d) nhân với mô đun ban đầu E Biến dạng dẻo Mô đun E ban đầu Mô đun suy giảm (1-d)E Biến dạng (%) Hình Mơ hình quan hệ ứng suất – biến dạng bê tơng [25] Hình Mơ hình quan hệ ứng suất – biến dạng cốt thép b Cốt thép Khi thiết lập mơ hình FEM, mơ hình vật liệu MAT_024 (Piecewise Linear Plasticity Model) [26] chọn để mô cốt thép, minh họa Hình Quan hệ ứng suất – biến dạng cốt thép có dạng tuyến tính ứng suất tăng từ đến giá trị giới hạn chảy Tiếp theo giai đoạn 136 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng thềm chảy, ứng suất cốt thép không thay đổi, biến dạng tăng bị phá hoại Mơ hình giả thuyết ứng xử kéo ứng xử nén cốt thép giống Các tham số sử dụng mơ hình, bao gồm khối lượng thể tích γ = 7800 kg/m3 , mơ đun đàn hồi E s = 210 GPa, hệ số Poisson 0,3, giới hạn chảy thép fy = 380 MPa, biến dạng giới hạn lấy 0,17 c Bám dính bê tông cốt thép Trong nghiên cứu này, liên kết bám dính bê tơng cốt thép xem lí tưởng sử dụng tùy chọn Constrained_Lagrange_In_Solid phần mềm LS-DYNA, để mơ hình phần tử bê tông không cần trùng với nút phần tử cốt thép Điều khắc phục khó khăn rời rạc chọn kích thước lưới phần tử hệ kết cấu phức tạp gồm nhiều cột liên kết với sàn có nhiều loại cốt thép bố trí Hình minh họa mơ hình liên kết nút sàn phẳng cột, phần tử cốt thép “nhúng” vào phần tử bê tơng Hình Mơ liên kết cốt thép với bê tông d Độ nhạy lưới phần tử Khi lập mơ hình FEM, việc lựa chọn kích thước lưới phần tử ảnh hưởng đến độ xác kết quả, thời gian tính tốn Để có sở lựa chọn lưới phần tử, ba kích thước lưới (a) Biểu đồ tải trọng – chuyển vị (b) Mơ hình sàn SP4-FEM SP6-FEM ị -FEM Hình Phân tích độ nhạy lưới phần tử 137 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng khảo sát 10 × 10 × 10 mm (dạng 1), 20 × 20 × 10 mm (dạng 2) 40 × 40 × 10 mm (dạng 3) khu vực xung quanh nút sàn - cột Biểu đồ tải trọng – chuyển vị tương ứng với ba trường hợp giới thiệu Hình 7(a) Những kết thu cho thấy, giảm kích thước lưới phần từ khơng thay đổi đáng kể kết Do đó, để tiết kiệm thời gian tính tốn tài ngun máy tính, lưới phần tử có kích thước lớn chọn Nghĩa là, bê tông phần tử khối có sáu mặt tám nút với kích thước 40 × 40 × 10 mm, cốt thép phần tử chiều gồm hai nút, có độ dài 40 mm Hai mẫu sàn phẳng có mũ cột mô phần mềm LS-DYNA, ký hiệu SP4-FEM SP6-FEM, minh họa Hình 7(b) 3.2 Kiểm chứng mơ hình FEM Những kỹ thuật mơ trình bày mục 3.1 sử dụng để mơ hình hai mẫu sàn phẳng khơng mũ cột, ký hiệu SP1 SP3, nghiên cứu thực nghiệm Cuong cs [27] Các thơng số hình học cấu tạo vật liệu hai mẫu sàn hoàn toàn tương tự hai mẫu sàn SP4 SP6, với điểm khác biệt mũ cột Những kết thu từ mơ hình FEM so sánh với số liệu thực nghiệm, để kiểm chứng đánh giá độ tin cậy mơ hình a Quan hệ tải trọng - chuyển vị Hình giới thiệu biểu đồ quan hệ tải trọng - chuyển vị thu từ thí nghiệm mơ hình số Đối với sàn, hai đường cong trùng khớp giai đoạn kết cấu chưa xuất vết nứt, vật liệu làm việc đàn hồi tuyến tính, tương ứng với chuyển vị nhỏ mm Tiếp theo, xuất vết nứt bê tơng độ cứng giảm, kết cấu chuyển sang giai đoạn làm việc phi tuyến, quy luật đường cong tải trọng – chuyển vị gần không thay đổi Tuy nhiên, giai đoạn chuyển vị tăng từ đến 50 mm, chênh lệch tải trọng thí nghiệm mơ hình xác định, lớn khoảng 10% Sau đó, quan hệ tải trọng – chuyển vị thu từ thí nghiệm mơ hình tương đối giống chuyển vị tăng từ 50 đến 90 mm sàn SP1 tăng từ 38 đến 80 mm sàn SP3 Sàn SP1 bị phá hoại tải trọng 14 kN/m2 (bao gồm tải trọng thân) cột C1 bị dịch chuyển từ từ vào phía lực kéo phát triển khu vực sàn, gây ổn định dẫn đến sụp đổ hoàn toàn Trong đó, sàn SP3 bị phá hoại tải trọng 18 kN/m2 (bao gồm tải trọng thân) phá hoại cắt vị trí đầu cột C1 C5, với dấu hiệu đặc trưng bê tông bị vỡ (a) Sàn phẳng SP1 (b) Sàn phẳng SP3 Hình So sánh quan hệ tải trọng - chuyển vị từ thí nghiệm mơ hình FEM 138 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng vết nứt mở rộng lớn [27] Như vậy, quan sát biểu đồ nhận xét mơ hình FEM có khả mơ tả ứng xử tải trọng – chuyển vị hai sàn phẳng thí nghiệm Sự chênh lệch tải trọng lớn thí nghiệm mơ hình nhỏ b Biến dạng cốt thép Trong hai mẫu sàn phẳng SP1 SP3 khơng có mũ cột, biến dạng cốt thép lớp lớp đo đạc cách dán phiến điện trở số điểm điển Hình Phiến điện trở (strain gage), ký hiệu BSG-1, dùng để khảo sát biến dạng cốt thép lớp gần với vị trí cột Phiến điện trở, ký hiệu TSG-13, dùng để khảo sát biến dạng cốt thép lớp gần với cột C3 (a) Sàn SP1 (b) Sàn SP3 Hình Các vị trí khảo sát biến dạng cốt thép sàn (a) Sàn SP1: BSG-1 (b) Sàn SP1: TSG-13 (c) Sàn SP3: BSG-1 (d) Sàn SP3: TSG-13 Hình 10 So sánh quan hệ biến dạng cốt thép - chuyển vị sàn từ thí nghiệm mơ hình FEM Hình 10 giới thiệu biểu đồ quan hệ biến dạng cốt thép - chuyển vị sàn thu từ thí nghiệm mơ hình Quan sát biểu đồ Hình 10(a) 10(c), chuyển vị tăng từ 40 đến 60 mm hai 139 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng đường cong có chênh lệch lớn biến dạng khoảng 30% Sau đó, hai đường cong tương đối phù hợp Sự chênh lệch tương đối lớn biến dạng cốt thép lớp thí nghiệm mơ hình giải thích nhiều ngun nhân, bao gồm độ xác mơ hình, sai số đo đạc sàn làm việc trạng thái biến dạng lớn kèm theo xuất nhiều vết nứt phát triển mặt sàn Trong đó, kết vị trí TSG-13 cốt thép lớp tương đối trùng khớp thí nghiệm mơ hình, Hình 10(b) 10(d) c Dạng phá hoại Một tiêu chí quan trọng đánh giá độ tin cậy mơ hình FEM, khả mơ dạng phá hoại kết cấu thí nghiệm Trong nghiên cứu này, hai mẫu sàn phẳng SP1 SP3 bị phá hoại trạng thái chuyển vị, khoảng 80 – 90 mm, tương ứng với – 4,5% chiều dài nhịp ô sàn (l = 2000 mm) Dạng phá hoại đặc trưng hình thành vết nứt bề mặt bề mặt ô sàn Tại nút liên kết sàn cột C1, C3, C5, bê tông bị vỡ Tương ứng vị trí mơ hình số, trạng thái phá hoại đặc trưng số hư hỏng tăng từ đến 1, tương ứng với thang màu thay đổi từ màu xanh đậm đến màu đỏ Do đó, phần tử bê tơng mơ hình bị phá hoại, có số hư hỏng 1, bị xóa khỏi mơ hình (element erosion) Các hình ảnh phá hoại thu từ thí nghiệm mơ hình giới thiệu so sánh Hình 11 (a) Mặt sàn SP1 (b) Mặt sàn SP1-FEM (c) Mặt sàn SP1 (d) Mặt sàn SP1-FEM Hình 11 So sánh hình ảnh phá hoại sàn thí nghiệm mơ hình FEM Như vậy, việc kiểm chứng mơ hình số thực hai mẫu sàn phẳng không mũ cột, dựa tham số đặc trưng cho ứng xử học sàn phẳng biểu đồ tải trọng – chuyển 140 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng vị, biểu đồ biến dạng cốt thép – chuyển vị hình dạng phá hoại Những kết mơ hình FEM xây dựng đảm bảo độ tin cậy xác để mô ứng xử phi tuyến sàn phẳng BTCT Từ đó, nghiên cứu mở rộng hai mơ hình sàn phẳng SP4-FEM SP6-FEM có mũ cột, để khảo sát tham số ảnh hưởng đến sức kháng sụp đổ loại sàn Nghiên cứu tham số 4.1 Hàm lượng cốt thép mũ cột Trường hợp khảo sát thứ nhất, ký hiệu “1 m”, cốt thép mũ cột bố trí giống theo hai phương Φ6@160, minh họa Hình 12 Hàm lượng cốt thép tính tốn thống kê Bảng Tiếp theo, ba mơ hình phát triển để tăng hàm lượng cốt thép mũ cột thêm 30%, 60% 100%, ký hiệu 1,3 m, 1,6 m m Việc bố trí cốt thép mũ cột trường hợp khảo sát thực cách giảm khoảng cách cốt thép, tương ứng 123 mm, 100 mm 80 mm so với cách bố trí cốt thép mũ cột trình bày Hình 12 Hình 12 Chi tiết cấu tạo nút sàn mũ cột (mặt cắt 4-4 Hình 3) Hình 13 giới thiệu biểu đồ tải trọng – chuyển vị hai mẫu sàn phẳng có mũ SP4 SP6, với hàm lượng khác cốt thép mũ cột Những kết thu rằng, tăng hàm lượng cốt thép biểu đồ tải trọng – chuyển vị gần không thay đổi, đặc biệt giai (a) Sàn SP4-FEM (b) Sàn SP6-FEM Hình 13 Biểu đồ tải trọng - chuyển vị thay đổi hàm lượng cốt thép mũ cột 141 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng đoạn tải trọng tăng từ – 10,4 kN/m2 sàn SP4-FEM, tăng từ – 16,0 kN/m2 sàn SP6-FEM, tương ứng với chuyển vị tăng từ – 20 mm Nếu giả thiết chuyển vị tới hạn 150 mm, tương đương 7,5% chiều dài nhịp ô sàn (l = 2000 mm), sức kháng sụp đổ hai sàn dự báo khoảng 18 kN/m2 22 kN/m2 Độ chênh lệch sức kháng sụp đổ trường hợp khảo sát nhỏ Do đó, kết luận rằng, hàm lượng cốt thép mũ cột cần bố trí để đảm bảo khả kháng chọc thủng ảnh hưởng không đáng kể đến ứng xử sàn phẳng 4.2 Cường độ chịu nén bê tơng Hình 14 giới thiệu biểu độ quan hệ tải trọng - chuyển vị hai mẫu sàn phẳng có mũ SP4 SP6, để khảo sát cường độ chịu nén bê tông tăng từ 18 - 30 MPa Có thể nhận thấy, chuyển vị nhỏ 50 mm, đường cong tải trọng – chuyển vị gần trùng nhau, nghĩa cường độ nén bê tông ảnh hưởng không đáng kể đến khả chịu lực giai đoạn này, với độ chênh lệch tải trọng nhỏ 2% Trong giai đoạn tiếp theo, nhiều vết nứt xuất hiện, độ cứng suy giảm sàn phẳng chuyển sang giai đoạn làm việc phi tuyến Khi chuyển vị lớn đường cong có xu hướng chênh lệch nhiều Tương tự phân tích mục 4.1, giả thiết chuyển vị tới hạn 150 mm, sàn SP4 chịu tải trọng 15,9 kN/m2 bê tơng có cường độ nén đặc trưng 18 MPa, cường độ nén tăng từ 22 – 30 MPa tải trọng tới hạn gần giống nhau, khoảng 18,1 – 18,2 kN/m2 Do đó, sức kháng sàn phẳng SP4 tăng khoảng 13,8% tăng cường độ bê tông từ 18 lên 30 MPa (a) Sàn SP4-FEM (b) Sàn SP6-FEM Hình 14 Biểu đồ tải trọng - chuyển vị thay đổi cường độ chịu nén bê tông Tương tự, sàn SP6 sử dụng bê tơng có cường độ nén 18 MPa, tải trọng tới hạn 21,7 kN/m2 tương ứng với chuyển vị 150 mm, đạt giá trị 24,6 kN/m2 cường độ nén bê tông sàn 30 MPa Sức kháng sụp đổ sàn SP6 tăng lên khoảng 13,4% Ảnh hưởng cường độ bê tông đến sức kháng sụp đổ đáng kể so với ảnh hưởng hàm lượng cốt thép mũ cột 4.3 Các kịch cột Hình 15(a) trình bày năm kịch cột xảy ra, cột (CT), cột biên (CBG), cột góc (CG), cột biên cận góc (CBCG), cột cận góc (CTCG) Trong phần này, năm mơ hình FEM phát triển cho năm sàn phẳng có mũ cột với cột bị 142 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Cơng nghệ Xây dựng tương ứng với kịch kể Các biểu đồ quan hệ - tải trọng chuyển vị thu từ phân tích mơ hình giới thiệu Hình 15(b), cho phép so sánh khả chịu lực sàn Có thể nhận thấy, tải trọng tăng từ – 10 kN/m2 , tương ứng với chuyển vị nhỏ khoảng – 6,75 mm, vị trí cột bị gần ảnh hưởng không đáng kể đến ứng xử học hai tham số tải trọng chuyển vị Khi tải trọng lớn 10 kN/m2 , hai sàn bị CBCG CTCG có chuyển vị lớn đáng kể (độ cứng nhỏ hơn) so với nhóm ba sàn cịn lại (mất CT, CBG CG) Ứng xử ba sàn bắt đầu xuất phân tán tải trọng lớn khoảng 15 kN/m2 (a) Vị trí cột bị (b) Tải trọng – chuyển vị Hình 15 So sánh quan hệ tải trọng - chuyển vị thay đổi vị trí cột Để so sánh sức kháng sụp đổ kịch cột, chuyển vị tới hạn sàn giả thiết 150 mm Khi đó, tải trọng giới hạn sàn bị CTCG có giá trị nhỏ 16,1 kN/m2 , sàn bị cột CBCG chịu tải trọng 16,5 kN/m2 Tải trọng giới hạn sàn bị CT có giá trị lớn nhất, 23,4 kN/m2 Trong đó, hai sàn bị CBG, CG chịu tải trọng giới hạn tương đương nhau, năm khoảng trung gian từ 21,5 - 21,8 kN/m2 Những kết cho phép nhận định rằng, trường hợp CTCG kịch nguy hiểm sàn phẳng có mũ cột, sức kháng sụp đổ giảm nhiều (31,2%) so với trường hợp cịn lại trình bày Bảng Bảng Khả chịu lực năm trường hợp cột chuyển vị 150 mm Vị trí cột bị Cột Cột biên Cột góc Cột biên cận góc Cột cận góc Tải trọng chuyển vị 150 mm Tỷ số so với sàn CT Ký hiệu Kết (kN) Ký hiệu Kết (kN) PCT PCBG PCG PCBCG PCTCG 23,4 21,8 21,5 16,5 16,1 PCT /PCT PCBG /PCT PCG /PCT PCBCG /PCT PCTCG /PCT 1,000 0,932 0,912 70,500 68,800 143 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng Kết luận Nghiên cứu trình bày phương pháp xây dựng mơ hình số cho kết cấu sàn phẳng khơng có mũ cột, để mô ứng xử phi tuyến bị cột Các mơ hình số kiểm chứng dựa kết thực nghiệm thu hai mẫu sàn phẳng khơng mũ cột Từ đó, nghiên cứu tham số tiến hành hai mẫu sàn phẳng có mũ có kích thước hình học cấu tạo cốt thép tương tự Những kết thu từ mơ hình số cho phép đưa số nhận xét sau: - Nếu như, phá hoại chọc thủng khơng xảy ra, việc thay đổi hàm lượng cốt thép mũ cột không làm thay đổi khả chịu lực sàn Như vậy, sàn phẳng có mũ cột, cốt thép mũ cột yêu cầu hàm lượng tối thiểu để đảm bảo sức kháng chọc thủng đầu cột - Ảnh hưởng cường độ bê tông đến khả chịu lực sàn phẳng có mũ cột đáng kể so với ảnh hưởng hàm lượng cốt thép mũ cột Khi tăng cường độ chịu nén từ 18 - 30 MPa, sức kháng sụp đổ sàn phẳng tăng thêm 13-14% - Trong số kịch cột, tương ứng với chuyển vị tới hạn sàn dự báo 150 mm, cột cận góc trường hợp nguy hiểm nhất, sức kháng sụp đổ giảm tới 31,2% so với cột trong, tiếp đến trường hợp cột biên cột góc Trong đó, cột nghiêm trọng năm trường hợp cột Tài liệu tham khảo [1] Gardner, N J., Huh, J., Chung, L (2002) Lessons from the Sampoong department store collapse Cement and Concrete Composites, 24(6):523–529 [2] Park, T W (2012) Inspection of collapse cause of Sampoong Department Store Forensic Science International, 217(1-3):119–126 [3] King, S., Delatte, N J (2004) Collapse of 2000 Commonwealth Avenue: Punching Shear Case Study Journal of Performance of Constructed Facilities, 18(1):54–61 [4] Wood, J G M (1997) Pipers Row Car Park, Wolverhampton Quantitative Study of the Causes of the Partial Collapse on 20th March [5] Whittle, R (2012) Failures in Concrete Structures CRC Press [6] FEMA (2002) World Trade Center Building Performance Study: Data collection, Preliminary, Observations, and Recommendations Federal Emergency Management Agency, Washington, DC [7] Hawkins, N M., Mitchell, D (1979) Progressive Collapse of Flat Plate Structures ACI Journal Proceedings, 76(7) [8] Yap, S L., Li, B (2011) Experimental Investigation of Reinforced Concrete Exterior Beam-Column Subassemblages for Progressive Collapse ACI Structural Journal, 108(5) [9] Choi, H., Kim, J (2011) Progressive collapse-resisting capacity of RC beam–column sub-assemblage Magazine of Concrete Research, 63(4):297–310 [10] Qian, K., Li, B (2015) Load-resisting mechanism to mitigate progressive collapse of flat slab structures Magazine of Concrete Research, 67(7):349–363 [11] Qian, K., Li, B (2013) Performance of Three-Dimensional Reinforced Concrete Beam-Column Substructures under Loss of a Corner Column Scenario Journal of Structural Engineering, 139(4):584–594 [12] Qian, K., Weng, Y.-H., Li, B (2018) Impact of two columns missing on dynamic response of RC flat slab structures Engineering Structures, 177:598–615 [13] Qian, K., Li, B (2016) Resilience of Flat Slab Structures in Different Phases of Progressive Collapse ACI Structural Journal, 113(3) [14] Dat, P X., Hai, T K (2013) Membrane actions of RC slabs in mitigating progressive collapse of building structures Engineering Structures, 55:107–115 [15] Dat, P X., Tan, K H (2015) Experimental Response of Beam-Slab Substructures Subject to PenultimateExternal Column Removal Journal of Structural Engineering, 141(7):04014170 144 Anh, Đ K., cs / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng [16] Pham, A T., Lim, N S., Tan, K H (2017) Investigations of tensile membrane action in beam-slab systems under progressive collapse subject to different loading configurations and boundary conditions Engineering Structures, 150:520–536 [17] Dat, P X., Wahyudi, T Y., Anh, D K (2018) Analytical model for predicting membrane actions in RC beam-slab structures subjected to penultimate-internal column loss scenarios Journal of Science and Technology in Civil Engineering (STCE) - NUCE, 12(3):10–22 [18] Do, A K., Nguyen, T N., Tran, C Q., Nguyen, H T., Pham, D X (2021) Experimental and numerical investigations on the collapse behaviour of RC flat slab structures Asian Journal of Civil Engineering, 22(6):1143–1155 [19] Dabiri, H., Kheyroddin, A., Kaviani, A (2018) A Numerical Study on the Seismic Response of RC Wide Column–Beam Joints International Journal of Civil Engineering, 17(3):377–395 [20] Dabiri, H., Kaviani, A., Kheyroddin, A (2020) Influence of reinforcement on the performance of nonseismically detailed RC beam-column joints Journal of Building Engineering, 31:101333 [21] Weng, Y.-H., Qian, K., Fu, F., Fang, Q (2020) Numerical investigation on load redistribution capacity of flat slab substructures to resist progressive collapse Journal of Building Engineering, 29:101109 [22] Faria, R., Marreiros, R., Ramos, A P., Jesus, C (2020) Influence of the top reinforcement detailing in the behaviour of flat slabs Structures, 23:718–730 [23] Mostofinejad, D., Jafarian, N., Naderi, A., Mostofinejad, A., Salehi, M (2020) Effects of openings on the punching shear strength of reinforced concrete slabs Structures, 25:760–773 [24] Sasani, M., Kropelnicki, J (2008) Progressive collapse analysis of an RC structure The Structural Design of Tall and Special Buildings, 17(4):757–771 [25] Murray, Y D (2007) User Manual for LS-DYNA Concrete Material Model 159 Publication No FHWAHRT-05-062, Federal Highway Administration [26] Hallquist, J O (2017) LS-DYNA Keyword User’s Manual, Version 971 Livermore Software Technology Corporation, Livermore, CA, USA [27] Cuong, T Q., Linh, N N., Hung, H M., Hieu, N T., Dat, P X (2019) Experiments on the collapse response of flat slab structures subjected to column loss Magazine of Concrete Research, 71(5):228–243 145 ... cột đến sức kháng sụp đổ kết cấu sàn phẳng Mơ hình sàn phẳng có mũ cột Một cơng trình thực tế có năm tầng minh họa Hình 1, với bước cột × m, kết cấu sàn phẳng có chiều dày 240 mm có mũ cột dày... hiểm sàn phẳng có mũ cột, sức kháng sụp đổ giảm nhiều (31,2%) so với trường hợp lại trình bày Bảng Bảng Khả chịu lực năm trường hợp cột chuyển vị 150 mm Vị trí cột bị Cột Cột biên Cột góc Cột. .. chịu lực sàn phẳng có mũ cột đáng kể so với ảnh hưởng hàm lượng cốt thép mũ cột Khi tăng cường độ chịu nén từ 18 - 30 MPa, sức kháng sụp đổ sàn phẳng tăng thêm 13-14% - Trong số kịch cột, tương