Xem nội dung Tạp chí tại đây

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 ng[r]

Tìng biãn tâp PGS.TS.KTS Lã QuÝn Ph Tỡng bión tõp GS.TS.KTS Nguyỗn Tờ Lìng

Hợi ẵởng khoa hẹc

PGS.TS.KTS Ló Quín Chễ tèch Hợi ẵởng

GS.TS.KTS Nguyỗn Tờ Lìng Ph chễ tèch Hợi ẵởng

PGS.TS.KTS Phm Trẹng Thuõt TS.KTS Ngé ThÌ Kim Dung PGS.TS Lã Anh DÕng TS.KTS Vế An Khắnh Thừủng trỳc Hợi ẵởng

Biãn tâp v¿ TrÌ sú

TS.KTS VÕ An Kh¾nh Trõịng Ban Biãn tâp CN VÕ Anh Tn Trõịng Ban TrÌ sú

TrÉnh b¿y - Chä bÀn

ThS.KTS Tròn Hừùng Tr To son

Phẻng Khoa hĐc Céng nghè Trõđng }Âi hĐc Kiän trỊc H¿ Nợi

Km10, ẵừủng Nguyỗn Tri, Thanh Xuín, H Nợi }T: (84-4) 3854 2521 Fax: (84-4) 3854 1616 Email: tapchikientruchn@gmail.com

Giịy php sờ 651/GP-BTTTT ngy 19.11.2015 cễa Bợ Thộng tin v¿ Truyån Théng

Chä bÀn tÂi: Trõñng }Âi hĐc Kiän trỊc H¿ Nỵi In tÂi Céng ty TNHH In Þn }a SØc

MƯc lƯc

Sê 28/2017 - TÂp chÈ Khoa hĐc Kiän trỊc - XÝy dúng

Khoa hÑc v¿ céng nghè

4 Mơ hình tính tốn q trình dịch chuyển nước bê tông

Nguyễn Duy Hiếu, Trương Thị Kim Xuân 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 độ mịn bột đá vơi đến số tính

chất bê tơng hạt mịn

Lê Xuân Hậu 17 Ảnh hưởng mô đun độ lớn cát thành phần

vật liệu đến tính chất 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

Hoàng Hiếu Nghĩa, Nghiêm Mạnh Hiến, Vũ Quốc Anh 26 Xác định ứng suất phá hoại kéo bê tơng

sóng phát xạ

Nguyễn Tất Tâm, Narintsoa Ranaivomanana, Jean-Paul Balayssac 32 Xác định chiều dày thép đáy bể chứa trụ đứng

Nguyễn Lệ Thủy, Nguyễn Hồng Sơn 37 Nghiên cứu thành phần động tải trọng gió cho

cơng trình tháp, trụ thép

Đoàn Tuyết Ngọc, Vũ Lệ Quyên 40 Phân tích số tham số ảnh hưởng đến hiệu ứng

màng sàn bê tông cốt thép

Đỗ Kim Anh, Nguyễn Ngọc Tân, Phạm Xuân Đạt, Nguyễn Trung Hiếu 44 Khảo sát quan hệ M-Φ tiết diện dầm bê tông cốt

thép sử dụng mơ hình vật liệu khác Trần Trung Hiếu, Lê Anh Tuấn,

Lê Thanh Tuấn, Đặng Vũ Hiệp 49 Ảnh hưởng tường chèn tới phản ứng hệ kết cấu khung bê tông cốt thép chịu động đất theo quan niệm đại

Nguyễn Lê Ninh, Phan Văn Huệ 56 Nghiên cứu thực nghiệm phá hoại biến dạng

nút khung bê tông cốt thép chịu động đất

Nguyễn Lê Ninh, Võ Mạnh Tùng 62 Sử dụng phương pháp ma trận chuyển cải tiến để phân

tích cong elip có gối tựa đàn hồi chịu tải trọng tĩnh tổng qt

Lê Dũng Bảo Trung 67 Tính tốn cánh tháp thép tiết diện thép góc đơn

có kể đến giảm yếu độ lệch trục vị trí nút Phạm Thanh Hùng 71 Xác định tải trọng tác động nổ bom đạn thông

thường lên tầng hầm phịng khơng

Phạm Minh Hà, Vũ Huy Hoàng 75 Các loại tổ hợp thiết kế cơng trình chịu động đất

theo TCVN 9386:2012

Nguyễn Thị Ngọc Loan

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

J Hamada, K Yamashita 83 Xác định độ bền chống cắt đất phong hóa granite

Hong Kong ảnh hưởng mưa

Bùi Đức Tùng, Zhou Chao, Charles W W Ng 89 Thiết kế kết cấu cơng trình ngầm hài hịa với khơng gian

ngầm chất lượng cao

Shunji Ito, Tran Kim Khoa, Tatsuo Yamada, Masayuki Muraki 93 Phân tích ảnh hưởng đài cọc đến tương tác động

học cọc đất theo phương pháp không lưới Vương Văn Thành, Nghiêm Mạnh Hiến, Lê Đỗ Kiên 97 Mơ hình móng bè cọc kích thước lớn phần mềm

Plaxis 3D

Trần Huy Hùng, Nguyễn Trung Hiếu 101 Khái niệm cải tiến suất xây dựng 4.0 dựa hệ

thống thực ảo

Hande Ünlü, Norihiko Goto 105 Giải pháp lắp đặt hệ tường kính cơng trình siêu cao tầng

tại Việt Nam

Nguyễn Văn Đức, Trương Kỳ Khơi 108 Định hướng vai trị mơ hình thơng tin cơng trình BIM

trong ngành xây dựng Việt Nam

Lê Anh Dũng, Phạm Thành 113 Đổi mới, tăng cường công tác quản lý an tồn lao động

trong cơng tác thi cơng xây dựng cơng trình

Phạm Minh Hà, Ngơ Lâm, Nguyễn Tuấn Ngọc Tú 117 Kiểm tra chất lượng số liệu đo GPS đo đạc phục vụ

cho việc xây dựng cơng trình

Bùi Thị Hồng Thắm 122 Khảo sát khả ứng dụng phương pháp Pelzer

để đánh giá độ ổn định điểm khống chế sở quan trắc biến dạng công trình

Lê Thị Nhung, Vũ Ngọc Quang 126 Những yếu tố tạo nên sống động phố

bộ trung tâm đô thị

Vũ An Khánh 130 Xây dựng kế hoạch marketing doanh nghiệp xây

dựng xu hướng hội nhập quốc tế

Đặng Thế Hiến 133 Ứng dụng hệ thống thông tin địa lý (GIS) 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 tiến độ thi

công kết cấu nhà cao tầng Việt Nam

Vũ Hải Nam 141 Hồ đô thị vai trị điều tiết nước mưa hệ thống

thốt nước đô thị

KHOA H“C & CôNG NGHê

Contents

Number 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 Xuân Selection of mineral aditives for high-perfomance

concrete

Inozemtcev Aleksandr Sergeevich, Korolev Evgenij Valerjevich, Dương Thanh Qui 10 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

Nguyễn Duy Hiếu, Trương Thị Kim Xuân 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 Anh 26 Identification of tensile damage in concrete by Acoustic

Emission

Nguyễn Tất Tâm, Narintsoa Ranaivomanana, Jean-Paul Balayssac 32 Determination of thickness of vertical cylindrical tanks

steel base plate

Nguyễn Lệ Thủy, Nguyễn Hồng Sơn 37 Research of the dynamic component of the wind load for

high-rise steel structures

Đoàn 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 Huệ 56 Experimental study the failure and deformation of

beam-column joint under earthquake load

Nguyễn 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 Hùng 71 Determining static load equivalent to the explosive effect

of conventional bomb on the basement

Phạm Minh Hà, Vũ Huy Hoàng

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

Nguyễn Thị Ngọc Loan 79 Field monitoring on piled raft foundation subjected to

unsymmetrical earth pressure

J 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

Vương Văn Thành, Nghiêm Mạnh Hiến, Lê Đỗ Kiên 97 Modeling of a large pile raft with Plaxis 3D software

Trần 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

Nguyễn Văn Đức, Trương Kỳ Khôi 108 Defining Building Information Modeling - BIM role in

Vietnam construction industry

Lê Anh Dũng, Phạm Thành 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 works

Bùi 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 Quang 126 Creating the Exciting Pedestrian Street in Urban Center -

The Main Issues

Vũ An Khánh 130 Creating the marketing plan for construction enterprises

in the trend of international integration

Đặng Thế Hiến 133 Application of GIS on tourism places planning in Ba Vi

district, Hanoi city

Vũ Lê Ánh, Lê Thị Minh Phương 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

Mơ hình tính tốn q trình dịch chuyển nước trong bê tơng

Modeling and calculation for moving process of water in concrete

Nguyễn Duy Hiếu, Trương Thị Kim Xuân

Tóm tắt

Hiện nước ta, công tác bảo dưỡng ẩm bê tông xi măng thực theo tiêu chuẩn TCVN 8828: 2011 Tuy nhiên nhiều trường hợp cơng tác này khó thực hiệu thấp, ví dụ bê tông cường độ cao, kết cấu dạng đứng, kết cấu cao… Để đảm bảo chất lượng cho bê tơng những trường hợp đó, giải pháp nội bảo dưỡng (IC) đã đề xuất Theo lượng nước ban đầu, không phải nước trộn cấp phối, đưa vào bê tông thơng qua cốt liệu rỗng (CLR) bão hịa trước khi trộn hỗn hợp Bài báo trình bày mơ hình tính tốn chuyển dịch nước bê tông khi thực nội bảo dưỡng Kết nghiên cứu cho thấy, chuyển dịch nước từ CLR vào hệ lỗ rỗng đá xi măng phụ thuộc độ rỗng, bán kính mao quản pha, độ nhớt pha lỏng… Sự chuyển dịch nước bên tạo điều kiện tốt để thủy hóa chất kết dính, nâng cao độ đặc và tính đồng vi mơ bê tơng.

Từ khóa: Cốt liệu rỗng; nội bảo dưỡng (IC); nước mao quản;

nước thấm nhập

Abstract Currently 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: hieunduynghau@gmail.com ThS Trương Thị Kim Xuân Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: hoangan6869@gmail.com

1 Tổng quan

Bản chất bảo dưỡng từ bên cho bê tơng hay cịn gọi nội bảo dưỡng – Internal Curing (IC) đưa vào bê tông lượng nước dự trữ thông qua vật liệu có khả ngậm nước mức độ phù hợp (thường dùng hạt cốt liệu rỗng nhân tạo (CLR)), lượng nước không tham gia vào nước trộn bê tông Hệ lỗ rỗng CLR chứa đầy nước đóng vai trị “vi giếng” cấp nước cần, trì bão hịa ẩm mao quản đá xi măng Hiệu IC phụ thuộc yếu tố: lượng nước dự trữ CLR, khả giữ nước phân bố CLR; khoảng cách thấm nhập nước dự trữ vào cho đá xi măng; nhiệt độ hệ… [2] Nếu bê tơng, mà nội bảo dưỡng phát huy tác dụng tốt, nhờ giảm nhẹ khơng cần thực cơng tác bảo dưỡng thơng thường, gọi bê tơng tự bảo dưỡng

Hình mơ hình mơ tả trao đổi nước bê tông chứa cốt liệu đặc bê tông có chứa cốt liệu rỗng ngâm nước trước trộn Đối với bê tơng sử dụng tồn cốt liệu đặc, q trình thi cơng nước bay làm giảm thể tích bê tơng để lại cấu trúc rỗng cấu trúc nó; bê tơng áp dụng IC, lượng CLR (đã tiền xử lí bão hòa nước) thay phần cốt liệu đặc, nước từ mao quản CLR tự chuyển dịch bù đắp trì độ ẩm bão hịa hệ mao quản đá xi măng trình đống kết rắn bê tơng Dễ thấy rằng, kích thước hệ mao quản CLR gần bất biến theo thời gian lớn nhiều so với kích thước mao quản đá xi măng ngày nhỏ lại hydrat tiếp tục Do đó, đá xi măng khô tương đối so với cốt liệu, tác dụng sức hút mao quản, nước từ mao quản lớn CLR chuyển dịch mao quản nhỏ đá xi măng xi măng tiếp tục thuỷ hố Q trình tắt dần theo thời gian cần áp lực hệ mao quản thiết lập Nếu biết cách khai thác, rõ ràng đặc điểm tích cực CLR, tăng cường trình tự bảo dưỡng cho bê tơng giàu xi măng Dĩ nhiên, tùy thuộc tính chất hàm lượng CLR thay cho cốt liệu đặc mà tính chất học bê tơng bị ảnh hưởng, điều địi hỏi việc lựa chọn loại CLR, tính tốn kiểm tra đánh giá hiệu áp dụng IC

2 Trao đổi nước pha bê tông

2.1 Động lực chuyển dịch nước bê tông

Khi đưa lượng CLR ngậm nước định vào bê tông, trao đổi nước CLR vữa xảy trộn hỗn hợp, chiều mức độ trình phụ thuộc chênh lệc sức hút mao quản lỗ rỗng CLR xi măng Nếu CLR trước trộn trạng thái khơ chưa bão hịa, hút pha lỏng theo chiều hạ thấp chênh lệch hàm ẩm Trong điều kiện ngược lại, nước từ hệ mao quản CLR chuyển dịch cho đá xi măng Hình mơ tả trao đổi nước có chênh lệch dương sức hút mao quản lỗ rỗng đá xi măng CLR

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

2 .cos .cos

( ) ( ) r(t) ( )

∆P t =Pa P m− = m m− = f t >>

Ra

σ ϕ σ ϕ

KHOA HC & CôNG NGHê

Trong đó:

Pa P(m) – Áp suất bão hòa tương ứng mặt cong chất lỏng lỗ rỗng CLR đá xi măng;

σm σ – Sức căng bề mặt tương ứng dung dịch lỏng (trong xi măng) nước (trong CLR);

φm φ – Góc thấm ướt tương ứng dung dịch lỏng mao quản đá xi măng nước CLR;

r(t) Ra – Bán kính mao quản tương ứng đá xi

Có thể coi σm = σ φm = φ (và khơng đổi theo tuổi bê tơng), ∆P(t)=f(r(t))>0, nước cốt liệu rỗng chuyển cho đá xi măng với hệ lỗ rỗng có độ ẩm kích thước giảm dần q trình hydrat khống xi măng

2.2 Tính tốn khoảng cách chuyển dịch nước nội bảo dưỡng

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

4

2 ( ) ( ) ( ) ( )

( )

8

∂ ∆ ∆

= = = =

∂ s

V r t P t r t k P t Q r t

t L L

π π

υ π

µ µ (2.2)

Trong đó:

V – Thể tích chuyển dịch chất lỏng (m3);

υs – Vận tốc chảy trung bình chất lỏng ống;2

( ) = r t

k – Đại lượng mô tả tính thấm vữa xi măng;

μ - độ nhớt chất lỏng lỗ rỗng (Pa.s)

Để ý rằng, lưu lượng nước cấp từ CLR vào hồ xi măng để cân với thể tích nước cần thiết bù đắp co hoá học diễn bê tơng [2] Từ mơ tả thể tích nước Vn cần thiết bù co hóa học chất kết dính, phụ thuộc q trình hydrat theo thời gian t, phương trình:

/

n

n

V CS CKD

t t

∂ = ∂

∂ ∂

α ρ

(2.3) Trong đó:

CS - Độ co hóa học chất kết dinh; CKD - Lượng chất kết dính bê tơng, kg; ρn - Tỷ khối nước;

α - Hệ số mô tả mức độ hydrat chất kết dính;

t ∂α

∂ - Biến thiên mức hydrat chất kết dính theo thời

gian;

Gọi Φ phần độ rỗng vữa xi măng cần giữ trạng thái bão hồ Biến thiên thể tích nước theo thời gian, ∂Vn ∂t

tính cho đơn vị độ rỗng Φ, tốc độ thấm nhập nước mao quản (ký hiệu ∂ε ∂L t):

.n

L

n

CS CKD

V t

t t ∂ ∂

∂ ∂

≡ =

∂ ∂ Φ Φ

α ε

ρ (2.4)

Và lưu lượng dòng chảy Q xác định:

( ) L Q r t L

t ∂ =

∂ ε π

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

( )

L

k P t L

t ∆ =

∂ ∂

ε µ

(2.6)

Phương trình 2.6 cho phép tính gần chiều sâu thấm nhập L nước từ CLR vào kết dính độ tuổi khác bê tông, biết ∂α ∂t(đạo hàm mức độ hydrat

của chất kết dính theo thời gian), bán kính tương đương Ra

Hình Mơ hình vai trò bù nước IC

(a): Bê tông trộn; (b): Bê tông sau đông kết rắn

Hình Mơ hình chuyển dịch nước IC bê tông, với r(t)< Ra

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

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

Từ số liệu Bảng 2, xây dựng đồ thị (Hình 3) Quan hệ hàm thực nghiệm α(t) loại xi măng gần theo dạng:

( )≅ ( )+ α t 0,08ln t 0,45

(2.7)

0,08 α ∂

⇒ =

∂t t (2.8)

Trị số Φ cơng thức (2.4) xác định gần theo tỷ lệ nước-chất kết dính hệ số thủy hóa [3]:

Φ = [N/CKD - 0,21.α(t)] / [N/CKD + 0,32] (2.9) Bằng thực nghiệm đại xác định bán kính

tương đương Ra r(t) từ phổ phân bố thể tích rỗng, gán cho Ra r(t) trị số phổ lỗ rỗng (điển hình khoảng 10μm – mm CLR; - 100nm đá xi măng, từ tính toán trị số L

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

3 Kết luận

- Lượng nước chứa sẵn hạt CLR bão hòa trước chuyển dịch cho đá chất kết dính bê tơng, phát huy vai trị bù co, trì độ ẩm bão hòa hệ lỗ rỗng đá xi măng, thúc đẩy hydrat chất kết dịnh… nghĩa phát huy hiệu nội bảo dưỡng

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

Tài liệu tham khảo

1 Nguyễn Đình Huề, Giáo trình hóa lí - Tập 2: Nhiệt động lực học hóa học, Nhà xuất Giáo dục, 2009.

2 Nguyễn Duy Hiếu, Cơ khoa học “Nội bảo dưỡng” cho bê tông, Tạp chí Xây dựng,, tháng 3, 2016

3 IU M Bazenov, Bạch Đình Thiên, Trần Ngọc Tính, Cơng 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 Nhiệt thủy hóa khống [3]

Nhiệt thủy hóa theo thời gian khoáng, Cal/g

Loại khoáng

Thời gian thủy hóa, ngày

3 28 90

Ln(t)

1.10 1.95 3.33 4.50

C3S 96.6 100.6 116.2 124.3

C2S 15.1 24.8 39.6 43.9

C3A 141 157.6 208.6 221.7

C4AF 42.3 59.6 90.3 99.4

Bảng Hệ số thủy hóa theo ln(t) Hệ số thủy hóa tương đối, α(t)

Loại xi măng

Thời gian thủy hóa, t, ngày

3 28 90

Ln(t)

1.10 1.95 3.33 4.50

Nghi Sơn (XM NS) 0.54 0.60 0.74 0.80

Chinfon (XM CF) 0.54 0.60 0.74 0.80

Hoàng Thạch (XM HT) 0.55 0.60 0.75 0.80

Bảng Kết tính tốn khoảng cách thấm nhập L

X, kg N, kg r(t), m Ra, m t, ngày ∂ε

∂tL, 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

KHOA HC & CôNG NGHê

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

Inozemtcev Aleksandr Sergeevich, Korolev Evgenij Valerjevich, Dương Thanh Qui

Tóm tắt Tro bay hoạt tính bột đá vơi nghiền mịn, diatomit vật liệu khai thác, sản xuất Việt Nam, chúng sử dụng loại phụ gia khoáng, dùng để điều chỉnh độ lưu động giảm tỉ lệ N/X Bài báo trình bày nghiên cứu ảnh hưởng tro bay hoạt tính, bột đá vơi nghiền mịn bột diatomit tới tính lưu biến tính chất lí mẫu thí nghiệm (vữa xi măng), sở lựa chọn phụ gia khống phù hợp có hiệu quả tốt dành cho bê tơng chất lượng cao.

Từ khóa: Bê tơng chất lượng cao, phụ gia khống,

tro bay, bột đá vôi, diatomit, độ lưu động, cường độ

Abstract

Fly-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 giáo dục “Nanomaterials and nanotechnology” Đại học nghiên cứu quốc gia xây dựng Moscow

Email: <InozemcevAS@mgsu.ru> GS.TSKH Korolev Evgenij Valerjevich Trung tâm khoa học giáo dục “Nanomaterials and nanotechnology” Đại học nghiên cứu quốc gia xây dựng Moscow

Email: <KorolevEV@mgsu.ru> NCS Dương Thanh Qui Trung tâm khoa học giáo dục “Nanomaterials and nanotechnology” Đại học nghiên cứu quốc gia xây dựng Moscow

1 Giới thiệu

Từ năm 90 kỷ 20 bê tơng chất lượng cao có cường độ lớn sử dụng xây dựng ngày trở nên phổ biến, sử dụng nhiều quốc gia giới Loại bê tông dùng để chế tạo cấu kiện bê tông đúc sẵn như: sàn, cột, dầm [1, 2]

Điểm đặc biệt bê tơng chất lượng cao có cường độ lớn so với bê tông thường thành phần chúng có sử dụng phụ gia khống mịn, phụ gia giúp điều chỉnh độ lưu động hỗn hợp đồng thời ảnh hưởng đến độ đặc cường độ bê tông thành phẩm [3-5] Việc sử dụng phụ gia siêu dẻo phụ gia khoáng làm giảm tỉ lệ N/X mà giữ độ chảy cần thiết, đảm bảo tính công tác hỗn hợp bê tông [5, 6], bê tông gọi bê tông hệ [3] Từ điểm khác biệt thành phần khống-hóa độ phân tán phụ gia khống làm cho bê tơng có khả phản ứng tính lưu biến đa dạng, không giúp nâng cao khả thi cơng hỗn hợp mà cịn cải thiện tính chất lý giảm lượng xi măng

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

Với ưu điểm trên, việc nghiên cứu ảnh hưởng thành phần khoáng lên cấu trúc, đặc tính vữa xi măng để sản xuất bê tơng chất lượng cao có cường độ lớn vơ cấp thiết Bài báo trình bày kết thí nghiệm, nghiên cứu khả sử dụng bột đá vơi nghiền mịn, tro bay hoạt tính bột diatomit phụ gia khống cho bê tơng

2 Nguyên liệu sử dụng phương pháp nghiên cứu

Bài báo nghiên cứu ảnh hưởng phụ gia khống tới tính lưu biến tính chất lý bê tông Thành phần vữa xi măng bao gồm: chất kết dính - 500 kg, cốt liệu - 1690 kg, nước - 200 kg (N/X = 0,4) phụ gia siêu dẻo - 5,0 kg Trong q trình thí nghiệm phụ gia khống dùng để thay phần cốt liệu

Vật liệu sử dụng nghiên cứu bao gồm: - Xi măng CEM I 42.5

- Cát thạch anh với module độ lớn Mđl = 2,78 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 sử dụng vữa dao động từ 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 cốt liệu (đến 44 %), tương ứng 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 vùng Ulyanov- Liên bang Nga Số lượng Diatomit sử dụng nghiên cứu lên đến 29 % so với khối lượng xi măng

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

phụ gia khống nói xét theo đường kính chảy xịe hỗn hợp, cường độ chịu uốn cường độ nén tương ứng Kết thí nghiệm mẫu xi măng với phụ gia khống trình bày bảng 1-3

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

Khi xem xét bảng cho thấy độ chảy xịe vữa theo hàm lượng tro bay có phụ thuộc sau: tăng thành phần tro bay 25,3 % so với khối lượng xi măng độ chảy giảm xuống, điều liên quan đến việc tăng hàm lượng hạt mịn hỗn hợp lượng nước không thay đổi Sau tiếp tục tăng thành phần tro bay đến 33,8% so với khối lượng xi măng dẫn đến việc độ dày lớp nước bề mặt hạt rắn bị giảm từ làm giảm tính lưu biến hỗn hợp

Việc cải thiện độ lưu động hỗn hợp - hiển nhiên ảnh hưởng đến đặc tính cường độ mẫu thử Có thể thấy thay đổi tính chất lý có tương quan đến thay đổi tính cơng tác: hỗn hợp có độ lưu động tốt Z-7,5 Z-8,5 có cường độ uốn nén tốt mẫu thử lại 6,44; 7,25 88,2; 92,0 MPa Trong trường hợp cường độ chịu uốn tăng lên 45,9 %, cường độ nén – tăng lên đến 47,9 % Sự ảnh hưởng giải thích hai yếu tố:

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

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

Ảnh hưởng bột đá vôi lên độ lưu động cường độ hỗn hợp trình bày bảng Có thể thấy việc sử dụng bột đá vôi loại phụ gia khoáng cho vữa xi măng giúp lấp đầy khoảng trống hạt mịn hơn, ảnh hưởng trực tiếp đến tính lưu biến Khi tăng tỉ lệ hạt mịn lên 29,4 % (mẫu BĐV-12) tức 40,6 % lượng bột đá vôi so với khối lượng xi măng tạo thành hỗn hợp có độ lưu động cao tương đương với hỗn hợp tự đầm Điều cho thấy phụ gia sử dụng có hiệu việc điều chỉnh độ lưu đơng vữa xi măng Trong tham gia liên kết Canxi Sillicat bột đá vôi q trình thủy hóa gây ảnh hưởng đồng thời làm cải thiện tính kỹ thuật hỗn hợp, với cấu trúc đặc cứng làm tăng thông số cường độ

Từ bảng thấy rằng, hỗn hợp đạt cường độ Bảng Tính lưu biến tính chất lý vữa xi măng thay phần cốt liệu 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 khối lượng phụ gia khoáng so với khối lượng cát mẫu đối chứng; PGK/X – tỉ lệ khối

lượng phụ gia khoáng so với xi măng; CKD – tổng hàm lượng chất kết dính 1m3 bê tơng; D

x – đường kính

mẫu vữa sau dằn bàn dằn sau 30 lần dằn; ρ – khối lượng thể tích hỗn hợp bê tơng; Rf – cường độ chịu kéo

khi uốn; Rcom – cường độ chịu nén bê tông tuổi 28 ngày.

Bảng Tính lưu biến tính chất lý vữa xi măng thay phần cốt liệu bột đá vôi nghiền mịn

№ Mẫu PGK/C, % PGK/X, % CKD % Dx, mm ρ, •103 kg/m3 Rf, MPa Rcom, MPa

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

KHOA HC & CôNG NGHê

ln tỉ lệ cát giảm 20 – 28 % Hàm lượng bột đá vôi hỗn hợp nằm khoảng từ 67,6 – 94,6 %, cường độ chịu kéo uốn đạt đến 8,89 MPa nén 91,1 MPa, có nghĩa cao 78,8 % 46,5 % so với mẫu đối chứng

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

Việc phân tích, so sánh hiệu thay đổi độ lưu động cường độ bê tông sử dụng thành phần khoáng nêu chứng tỏ rằng, tro bay hoạt tính bột đá vơi nghiền mịn khơng làm tăng độ chảy xòe hỗn hợp lên 200 mm mà làm tăng cường độ kéo chịu uốn lên 7,0 MPa cường độ nén lên 90 MPa Qua thí nghiệm cho thấy bột diatomit ảnh hưởng đến tính chất lưu biến lý hỗn hợp Độ lưu động hỗn hợp nhỏ 187 mm cường độ nén đạt 70 MPa

Bên cạnh đó, thấy hàm lượng sử dụng tro bay hoạt tính bột đá vơi khác nhau, hiệu đạt tốt sử dụng tro bay hoạt tính với tỉ lệ nhỏ % cịn với bột đá vơi 20 %, tương ứng tỉ lệ chất kết dính 1m3 bê tông 26,2 % 35,1 % Sở dĩ lượng Sillicat hoạt tính có tro bay lớn 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 giúp chế tạo hỗn hợp bê tông với độ lưu động cường độ tương tự so với tro bay hoạt tính

Việc sử dụng tro bay hoạt tính cho kết tốt phụ thuộc vào mối tương quan với đặc điểm hỗn hợp hàm lượng phụ gia cần thiết để đạt hiệu nêu Bột đá vơi cải thiện tính lưu biến sử dụng loại phụ gia giảm nước cho phép giảm tỉ lệ N/X lượng xi măng cần dùng Bột diatomit đưa vào vữa xi măng mà không xử lý thêm khơng có nhiều cải thiện đáng kể tính chất hỗn hợp

4 Kết luận

Sau phân tích kết thực nghiệm nghiên cứu ảnh hưởng tro bay hoạt tính, bột đá vơi mịn bột diatomit đưa kết luận sau:

1 Bột mịn tro bay hoạt tính bột đá vơi sử dụng với vai trị làm phụ gia khống dùng để điểu chỉnh độ lưu động vữa xi măng làm giảm tỉ lệ N/X Trong khối lượng tro bay hoạt tính cần dùng để đạt đặc tính tương tự so với lượng bột đá vôi cần thiết

2 Trên sở kết thu trình nghiên cứu, thấy rằng:

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

- Khi sử dụng bột đá vơi nghiền mịn với tổng tỉ lệ chất kết dính 1m3 hỗn hợp khơng vượt q 40,7% giúp điều chỉnh được độ lưu động hỗn hợp

- Việc sử dụng vật liệu Diatomit khả quan sau có đánh giá thêm hiệu kinh tế./

Bảng Tính lưu biến tính chất lý vữa xi măng thay phần cốt liệu bột diatomit

№ Mẫu PGK/C, % PGK/X, % CKD % Dx, mm ρ, •103 kg/m3 Rf, MPa Rcom, MPa

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 khảo

1 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 (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

Trọng Lâm, Nghiên cứu chế tạo bê tông chất lượng siêu cao sử dụng hỗn hợp phụ gia khống silica fume tro bay sẵn có 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.

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

Studying the influence of large aggregate on the elastic modulus of concrete

Chu Nưu Tơn, Phạm Thanh Hùng, Nguyễn Việt Cường

Tóm tắt Nghiên cứu giới thiệu ảnh hưởng hàm lượng cốt liệu lớn đến mô đun đàn hồi vật liệu bê tông Một số kết lý thuyết tính tốn từ số phương pháp đồng chất hóa phương pháp Mori-Tanaka, self-consistent, Hashin-Strikman so sánh đối chiếu với kết thực nghiệm Sự tương thích kết 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 khơng đổi hàm lượng thể tích cốt liệu đá dăm thay đổi (0-50%) dùng thí nghiệm nén xác định mơ đun đàn hồi 28 ngày tuổi. Nghiên cứu nhằm mở hướng phát triển phương pháp dự báo mô đun đàn hồi bê tông loại vật liệu composite khác bê tông nhẹ, bê tông đay hay loại bê tơng khác.

Từ khóa: Bê tơng, Mơ đun đàn hồi, Đồng chất hóa, biến dạng

Abstract

This 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: niutonxaydung@gmail.com TS Phạm Thanh Hùng

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: phamthanhhung.hau@gmail.com TS Nguyễn Việt Cường

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: cuong.vlxd.dhkt@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Bê tông loại vật liệu xây dựng sử dụng phổ biến xây dựng Mô đun đàn hồi đặc trưng quan trọng bê tơng, ảnh hưởng trực tiếp đến biến dạng, chuyển vị cơng trình Việc dự báo mô đun đàn hồi bê tông có ý nghĩa lớn cho cơng tác tính tốn, thiết kế cơng trình sử dụng loại vật liệu

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

2 Thực nghiệm

2.1 Chế tạo mẫu thí nghiệm

a) Vật liệu

Trong nghiên cứu sử dụng xi măng PCB30 Vicem Bút Sơn, tính chất kỹ

thuật thỏa mãn tiêu chuẩn TCVN 6026: 2009 [1] Cát vàng có mơ đun độ lớn 2,5mm, khối lượng riêng 2500kg/m3 khối lượng thể tích xốp 1480kg/m3 Đá dăm có mơ đun độ lớn 20mm, khối lượng riêng 2610kg/m3 khối lượng thể tích xốp 1500kg/m3 Các tiêu lý cát, đá thỏa mãn yêu cầu kỹ thuật theo tiêu chuẩn TCVN 7570: 2006 [3] Nước sử dụng nước sinh hoạt thỏa mãn yêu cầu kỹ thuật cho bê tông vữa theo TCVN 4506: 2012 [2]

b) Mẫu thí nghiệm

Tiến hành đúc mẫu bê tơng có cấp phối khác với thành phần pha giống bê tông có cấp bền B20 (tỷ lệ hàm lượng xi, cốt liệu

Bảng Cấp phối vật liệu cho tổ mẫu bê tông

Tổ mẫu Hàm lượng thể tích cốt liệu Cấp phối thành phần cho 1m3 bê tơng

Xi (kg) Cát (kg) Đá (kg) Nước (lít)

MC 47% 487,0 446,7 1214,5 208,7

M0 0% 910,8 835,5 0,00 390,3

M1 10% 819,8 751,9 261,0 351,3

M2 20% 728,0 668,4 522,0 312,3

M3 30% 637,6 584,8 783,0 273,2

M4 40% 546,5 501,3 1044,0 234,2

M5 50% 455,4 417,7 1305,0 195,2

Bảng Các đặc trưng học tổ mẫu

Tổ mẫu M0 M1 M3 M4 MC M5

μ (%) 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

KHOA HC & CôNG NGHê

nh v nước không đổi) hàm lượng đá thay đổi từ 0÷50% (Bảng 1)

Với cấp phối ta đúc 06 mẫu bê tơng hình trụ 15cmx30cm, bảo dưỡng 28 ngày điều kiện tiêu chuẩn (nhiệt độ phòng 270C, độ ẩm 95÷100%) Trước nén mẫu cân đo kích thước để xác định khối lượng riêng (Hình 1) sau gia cơng bề mặt đầu mẫu để có tiếp xúc tốt mẫu thiết bị nén nhằm tạo ứng suất đồng mẫu nén (Hình 2)

2.2 Ứng xử học nén bê tông

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

Hình giới thiệu hình ảnh mẫu bị phá hoại, dạng phá hoại mẫu trụ với lý thuyết (vỡ hình cơn; vỡ hình chẻ; vỡ hình cắt)

Biến dạng dọc tỉ đối xác định công thức:

ε=∆L/L (1)

trong ∆L biến dạng dài tuyệt đối xác định từ đồng hồ đo biến dạng (Hình 3b) L chiều dài khu vực đo biến dạng mẫu

Ứng suất mẫu bê tông xác định công thức:

σ=P/A (2)

trong P lực nén tác dụng lên mẫu bê tơng A diện tích tiết diện ngang mẫu

Mô đun đàn hồi bê tông xác định theo định luật Hooke:

E = σ/ε (3)

Từ kết thí nghiệm, đặc trưng học bê tông xác định theo (1), (2) (3), kết tính tốn giới thiệu Bảng

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

Mối quan hệ hàm lượng thể tích cốt liệu đá gới hạn bền

σmax bê tông thể biểu đồ Hình Khi hàm lượng cốt liệu tăng cường độ chịu nén bê tông tăng không nhiều, cường độ chịu nén bê tông tăng từ 3,34 đến 3,6 (kG/ mm2) hàm lượng thể tích cốt liệu tăng từ 0÷50%

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

3 Các phương pháp đồng chất hóa

Có nhiều phương pháp đồng chất hóa dùng để dự đốn mơ đun đàn hồi vật liệu composite [10,12] Trong nghiên cứu sử dụng phương pháp Mori-Tanaka (MT), “self-consistent” Hashin-Strikman (HS), phương pháp giải tốn tổng qt có hạt cốt liệu dạng elipxoit (Hình 7a) Để tính mơ đun đàn hồi bê tông nghiên cứu sử dụng phương pháp với giả thiết cốt liệu đá xem có dạng hình cầu (Hình 7b)

Mối quan hệ mô đun đàn hồi (E), mô đun nén (K), mơ đun cắt (G) hệ số Pốt xơng (ν) vật liệu bê tông (coi đồng chất đẳng hướng) xác định theo biểu thức sau:

( ) ( )

K = E ; G = E ; E = 9KG

3 1- 2ν 1+ν 3K G+

(4)

Hình Kiểm tra thơng số ban đầu mẫu bê tông

a Máy nén thủy lực 200 DHR2000

Hình Mẫu làm phẳng mặt trước thí nghiệm

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

( )

( ) (1 )1

MT

2 1

K K K

K = K

K K K

-1

-⋅ + µ ⋅

 − µ ⋅ ⋅ α + 

  (5)

( )

( ) (1 )1

MT

2 1

G G G

G = G

G G G

-1

-⋅ + µ ⋅

 − µ ⋅ ⋅ β + 

  (6)

trong đó:

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

1 1

1

1 1

= 3 K ; =5 K + G . 3 K + G 6 K + G

α ⋅ β ⋅ ⋅

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ (7)

3.2 Phương pháp “self – consistent”

Phương pháp Hill phát triển dựa toán Eshelby [13] Giả thiết phương pháp coi hạt cốt liệu bao bọc môi trường liên tục có độ cứng độ cứng tương đương vật liệu chưa biết Phương pháp thường cho kết tốt mật độ hạt cốt liệu lớn Với trường hợp cốt liệu có dạng cầu, mô đun nén (KSC) mô đun cắt (GSC) vật liệu xác định theo biểu thức sau [10]:

( ) ( )

( )

SC SC

SC

2 SC

3 K G K K

K = K

3 K G

+

-+

⋅ ⋅

⋅ ⋅

⋅

+ µ ⋅ (8)

( ) ( ) ( ) SC ( )

SC

SC SC SC

15 G G

G = G

G G

1-

-7 5

⋅ ν ⋅

+ µ ⋅

− ν ⋅ + ⋅ − ν ⋅

(9)

trong đó: νSC - hệ số xác định sau:

νSC =6 K + G3K - G ⋅

⋅ ⋅ (10)

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

Hashin Strikman [7,8] đưa dự báo dựa kết tốn Eshelby với giả thiết mơi trường đồng chất bao quanh hạt cốt liệu thành phần khác composiste Với trường hợp cốt liệu có dạng cầu, biên Hashin Strikman viết dạng sau:

HS HS HS HS

min HS max HS max

K ≤K ≤K ; G ≤G ≤G (11)

trong đó:

( )

( ) (1 )1

SC

2 1

K K K

K = K

K K K

-1

-⋅ + µ ⋅

 − µ ⋅ ⋅ α + 

  (12)

( ) ( ( 1) 2) SC

max

1 2

K K K

K = K

K K K

-1

-⋅ + − µ ⋅

µ ⋅ ⋅ α + 

  (13)

Hình Hình dạng mẫu bị phá hoại cấp phối

Hình Biểu đồ quan hệ giới hạn bền σmax bê

tơng hàm lượng thể tích đá μ

KHOA HC & CôNG NGHê

Ti liệu tham khảo

1 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 vữa Yêu cầu kỹ thuật.

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

4 Tiêu chuẩn quốc gia, TCVN 3105-1993 hỗn hợp bê tông bê tông nặng Lấy mẫu, chế tạo 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 mô đun đàn hồi 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 )1

SC

2 1

G G G

G = G

G G G

-1

-⋅ + µ ⋅

 − µ ⋅ ⋅ β + 

  (14)

( ) ( ( 1) 2) SC

max

1 2

G G G

G = G

G G G

-1

-⋅ + − µ ⋅

µ ⋅ ⋅ β + 

  (15)

với: αi, βi - hệ số xác định sau:

i i i

i i

i i i i

= 3 K ; =5 K + G . 3 K + G 6 K + G

α ⋅ β ⋅ ⋅

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ (16)

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

Các kết thí nghiệm mục sử dụng phần để đối chiếu xác nhận phương pháp tính tốn Các hạt cốt liệu xem có hình dạng cầu (Hình 8b) thơng số sử dụng để tính tốn liệt kê Bảng 3, q trình tính tốn theo phương pháp đồng chất hóa tính theo cá cơng thức từ (4) đến (16) Kết tính tốn giới thiệu đồ thị Hình

Bảng Đặc trưng học đá chất kết dính Thành phần Mơ đun đàn hồi E Hệ số Pốt xông ν

Đá dăm 7870 kG/mm2 0,25

Chất kết dính 1574 kG/mm2 0,20

Trên Hình 8, kết thực nghiệm so sánh với kết tính tốn theo phương pháp đồng chất hóa khác Các kết Mori-Tanaka (MT) cho trùng với biên Hashin-Strikman nhỏ so với kết thực nghiệm Biên phương pháp Hashin-Strickman cho kết gần với thực nghiệm

5 Kết luận hướng phát triển

Nghiên cứu giới thiệu thí nghiệm đo mơ dun dàn hồi bê tơng với hàm lượng thể thích cốt liệu lớn khoảng từ đến 50% Ta thấy tăng hàm lượng cốt liệu mơ đun đàn hồi vật liệu tăng nhanh

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

pháp Hashin-Strickman cho kết gần với thực nghiệm nhất, đó, phương pháp thích hợp để tính tốn mơ đun đàn hồi bê tông

Nghiên cứu mở hướng phát triển phương pháp “micromechanics” để dự báo mơ đun đàn hồi bê tơng Chúng ta nghiên cứu thêm phương pháp đồng chất hóa khác để có thêm kết so sánh đối chiếu với kết nghiên cứu Trong phạm vi nghiên cứu này, xét đến vật liệu có pha (chất kết dính cốt liệu), coi lỗ rỗng với chất kết dính pha đồng nhất, để xác xét bê tơng đay vật liệu pha (chất kết dính, cốt liệu khơng khí) Ngồi ra, áp dụng phương pháp để nghiên cứu loại bê tông côt liệu nhẹ hay loại bê tông cốt liệu khác /

Hình Mơ hình hạt cốt liệu

a Mơ hình cốt liệu dạng

elipxoit b Mơ hình cốt liệu dạng cầu

Ảnh hưởng độ mịn bột đá vôi đến số tính chất bê tơng hạt mịn

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

Lê Xuân Hậu

Tóm tắt Bê tông hạt mịn ngày được sử dụng rộng rãi xây dựng với số đặc tính tốt cấu trúc hạt nhỏ đồng nhất, chất lượng cao, tính cơng nghệ cao… Tuy nhiên nhược điểm sử dụng lượng xi măng lớn, lên đến khoảng 700 – 800 kg/m3 thiếu hụt thành

phần hạt mịn Do việc cần thiết là sử dụng cốt liệu mịn, vừa thay thế cho xi măng, lại vừa giúp cải thiện thành phần hạt cho bê tơng Bài báo trình bày ảnh hưởng của độ mịn bột đá vôi đến độ chảy của hỗn hợp bê tông hạt mịn cường độ bê tơng hạt mịn.

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

liệu mịn, độ mịn

Abstract

Fine 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: lexuanhau1989@gmail.com

1 Giới thiệu

Trong năm gần đây, bê tông (BT) hạt mịn ngày sử dụng rộng rãi xây dựng, ví dụ: BT chống thấm, BT trang trí, BT cách điện, BT dẫn điện… Ngoài ra, chúng nghiên cứu để sử dụng cơng trình nhà cao tầng, cơng trình đường cao tốc, mặt đường sân bay [1] hay cơng trình biển [2]

Trước kia, loại BT bị hạn chế áp dụng số nhược điểm cấu trúc tính chất Chỉ sử dụng cát làm cốt liệu làm tăng đáng kể bề mặt riêng cốt liệu độ rỗng chúng Để thu hỗn hợp bê tơng (HHBT) có độ lưu động cần tăng đáng kể lượng nước xi măng (XM) so với BT cốt liệu lớn Việc sử dụng nhiều XM làm tăng độ co ngót BT Ngồi cịn tác động lớn đến chi phí cho loại BT hạt mịn làm tăng chất thải ô nhiễm môi trường

Tuy nhiên thay đổi kỹ thuật kinh tế tiền đề làm cho việc sử dụng loại BT hạt mịn xây dựng Cấu trúc tính chất BT thay đổi đáng kể đưa vào số thành phần chất kết dính composite, phụ gia siêu dẻo, phụ gia khoáng mịn siêu mịn… Việc đưa vào BT loại phụ gia khác giúp làm giảm lượng dùng nước XM chế tạo BT hạt mịn, khắc phục đáng kể co ngót [3]

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

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

Nội dung báo trình bày số kết ảnh hưởng độ mịn bột đá vôi đến độ chảy HHBT cường độ BT

2 Vật liệu - phương pháp nghiên cứu

2.1 Vật liệu chế tạo

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

BĐV công ty Nam Trung khai thác từ đồi Trâu – Tân Xuân – Tân Kỳ – Nghệ An, có thành phần hóa thành phần hạt bảng 4, bảng Khối lượng riêng BĐV 2.73 gam/cm3 Loại BĐV B44, B47 có thành phần hạt tương tự XM nên có thể sử dụng thay phần XM BĐV B13, B15, mịn XM, giúp bổ sung thêm thành phần hạt mịn cho BT Ngồi B13, B15 cịn có lượng lớn hạt nhỏ 10 µm, hạt có hoạt tính hóa học lớn [9]

2.2 Phương pháp nghiên cứu

Độ chảy HHBT xác định bàn dằn theo TCVN 3121-3:2003 Mẫu xác định cường độ BT chế tạo theo quy trình tạo mẫu xác định cường độ xi măng (TCVN 6016:1995) với tỷ lệ cấp phối BT

2.3 Quy trình thí nghiệm

KHOA H“C & CôNG NGHê

qu thu c la chn mu BT gốc có tỷ lệ N/X = 0.44, C/X = 1.6 Sau đưa đưa thêm BĐV B15 B47 vào mẫu BT gốc với tỷ lệ ĐV/C từ 0% đến 10% Cấp phối BT cho bảng

3 Kết nghiên cứu thảo luận

3.1 Ảnh hưởng bột đá vôi đến độ chảy hỗn hợp bê tơng

Theo hình 1, mẫu đá vôi độ mịn khác có ảnh hưởng khác tới độ chảy HHBT Khi thêm 5% BĐV (M5) có loại B13 giữ độ chảy tương đương với mẫu gốc (M0), loại BĐV khác làm giảm độ chảy giảm đáng kể so với mẫu gốc Khi thêm 10% BĐV (M10) độ chảy giảm đáng kể so với mẫu gốc Cũng thấy loại BĐV thơ độ chảy HHBT giảm nhiều

Trong hệ BT, hạt cốt liệu thô tiếp xúc với theo mặt, ma sát hạt cốt liệu thô nguyên nhân làm giảm độ chảy Khi đưa cốt liệu mịn vào hệ, cốt liệu mịn nằm xen hạt cốt liệu thô, làm giảm tiếp xúc mặt, thay thế/tăng cường tiếp xúc “điểm”, từ làm giảm nội ma sát hệ Các hạt nhỏ, tiếp xúc gần đến “điểm”, ma sát hệ giảm Khi

xúc mặt tiếp xúc “điểm” tăng làm ma sát giảm, độ chảy tăng Khi giảm kích thước hạt, tiết diện tiếp xúc giảm, làm ma sát giảm, độ chảy tăng Tuy nhiên, nước đóng vai trị lớn 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 nước khơng tăng tương ứng, 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 làm giảm độ chảy Bảng Các tính chất XM

Tính chất Đơn vị Giá trị Quy phạm Phương pháp thí nghiệm

Cường độ o ngày o 28 ngày

MPa

25.87 45.52

≥ 21 ≥ 40

TCVN 6016:1995

Độ dẻo tiêu chuẩn % 29

Thời gian bắt đầu đông kết Thời gian kết thúc đông kết

phút 149

229

≥ 45 ≤ 375

TCVN 6016:1995

Bề mặt riêng, phương pháp Blaine cm2/g 3400 ≥ 2800 TCVN 4030:2003

Khối lượng riêng gam/cm3 3.10

Bảng Thành phần hạt cát

Đường kính sàng, mm 2.5 1.25 0.63 0.315 0.14 < 0.14

Lượng sót sàng tích lũy, % 17.5 38.0 49.0 65.5 94.0 6.0

Bảng Một số tính chất cát

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

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

2.64 2.67 2.61 2.63

Bảng Thành phần hóa 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 Thành phần hạt BĐV XM

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

D10 D25 D50 D75 D97

BĐV B13 2.36 3.83 5.32 7.41 13.31

BĐV B15 2.80 4.03 5.88 8.77 14.93

BĐV B44 3.67 5.92 12.74 21.97 44.38

BĐV B47 3.68 6.07 13.13 22.78 47.33

XM 4.19 7.82 15.19 24.25 45.02

3.2 Ảnh hưởng bột đá vôi đến cường độ bê tông

Ảnh hưởng hàm lượng loại BĐV đến cường độ BT tuổi 1, 3, 7, 28 ngày thể bảng hình

Các kết bảng (tương ứng hình 4) cho thấy thêm BĐV cường độ BT cải thiện (ngoại trừ cường độ tuổi ngày thêm B44 B47) Tuy mức độ cải thiện tùy thuộc vào độ mịn BĐV độ tuổi BT

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

Ảnh hưởng BĐV tới cường độ bê tơng khả giảm nội ma sát bê tông tươi, nâng cao độ đặc cho cấu trúc BT Loại BĐV có kích thước mịn thúc đẩy q trình thủy hóa XM tốt so với hạt thơ [5, 6], gây ảnh hưởng tích cực lên cường độ tuổi sớm

Bảng Cấp phối mẫu BT sử dụng BĐV

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

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

0.44 1.6

0% 734.3 323.1 1174.9 0.0

5% 718.8 316.3 1150.1 57.5

10% 704.0 309.8 1126.4 112.6

Bảng Ảnh hưởng 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 14.27

B44 9.78 33.21 46.88 60.66 -6.59 1.03 2.16 15.55

B15 11.28 38.24 49.70 53.29 7.69 16.35 8.30 1.51

B13 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 7.32

B44 9.22 36.73 48.07 60.73 -11.98 11.73 4.75 15.67

B15 11.28 41.14 50.35 55.14 7.69 25.16 9.73 5.04

B13 13.20 37.94 51.75 54.90 26.11 15.42 12.77 4.58

KHOA HC & CôNG NGHê

nh hng ca mô đun độ lớn cát

và thành phần vật liệu đến tính chất vữa xây dựng

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

Nguyễn Duy Hiếu, Trương Thị Kim Xn

Tóm tắt

Tính chất vữa xây dựng khơng chỉ phụ thuộc cấp phối mà cịn chịu ảnh hưởng mơ đun độ lớn cát Theo đó, tính tốn và chọn cấp phối vữa để đạt độ dẻo của hỗn hợp cường độ thiết kế cần quan tâm đến mô đun cát Bài báo trình bày kết nghiên cứu thực nghiệm xác định quan hệ tốn học mơ đun cát cấp phối đến độ dẻo hỗn hợp cường độ đặc trưng vữa đóng rắn, từ xác định mức độ ảnh hưởng biến 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 cát (Mđl); Tỷ lệ nước–xi măng (N/X); Tỷ lệ xi măng-cát (X/C)

Abstract

The 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: hieunduynghau@gmail.com ThS Trương Thị Kim Xuân Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: hoangan6869@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Hỗn hợp vữa hệ đa phân tán nhiều cấu tử nhận sau trộn hỗn hợp xi măng cốt liệu nhỏ với nước, xem hỗn hợp vữa hệ gồm hai pha hồ xi măng cốt liệu; tính chất vữa phụ thuộc vào cấu trúc tính chất vật liệu thành phần [2] Việc cho cốt liệu nhỏ (cát) vào hồ xi măng gây ảnh hưởng quan trọng đến tính chất vữa, mô đun độ lớn cát ảnh hưởng định đến bề mặt riêng nó, qua gây tác động đến lớp hồ xi măng gần

Việc lựa chọn vật liệu cấp phối vữa phù hợp, độ lưu động cường độ vữa đạt yêu cầu mức cao, tạo tiền đề để đảm bảo tốt tính làm việc vữa kết cấu cơng trình quan trọng Mơ tả tính chất hỗn hợp vữa, cường độ vữa phụ thuộc chúng vào yếu tố khác nhau, điều khiển q trình chế tạo, phương pháp thi cơng cứng rắn vữa vấn đề quan trọng Đã có nhiều nghiên cứu ảnh hưởng vật liệu cấp phối đến tính chất vữa xây dựng [2], sở hình thành tiêu chuẩn khác

Bảng Thành phần hạt loại cát sử dụng.

Kích thước lỗ sàng, mm

Cát vàng, C1 Cát vàng, C2

Lượng sót

riêng biệt, % Lượng sót tích lũy, % riêng biệt, %Lượng sót Lượng sót tích lũy, %

ai Ai Ai

2.5 0 9.5 9.5

1.25 0 18.6 28.1

0.63 8.3 8.3 29.8 57.9

0.315 34.5 42.8 30.5 88.4

0.14 26 68.8 8.0 96.4

<0.14 31.2 100 3.6 100

Bảng Tính chất lý loại cát sử dụng.

Chỉ tiêu Đơn vị Giá trị Phương pháp thí nghiệm

Cát C1 Cát C2

Khối lượng riêng g/cm3 2.67 2.67 TCVN 7572-4:2006

Khối lượng thể tích xốp kg/m3 1484 1526 TCVN 7572-6:2006

Độ hút nước % 0.5 0.83 TCVN 7572-4:2006

Mô đun độ lớn, Mđl - 1.20 2.80 TCVN 7572-2:2006

Hàm lượng bùn, sét % 0.4 1.07 TCVN 7572-8:2006

Bảng Tính chất lý xi măng Vicem Bút Sơn PCB30.

TT Chỉ tiêu Đơn vị Giá trị

1 Khối lượng thể tích kg/m3 1005

2 Khối lượng riêng g/cm3 3,09

3 Lượng sót sàng sàng No009 % 4,2

4 Nước tiêu chuẩn % 28

5 Thời gian bắt đầu đông kết Phút 125

Thời gian kết thúc đông kết 220

6 Cường độ chịu nén tuổi ngày MPa 22,8

vữa xây dựng [5], [9], [10]; Tuy nhiên cơng trình có hạn chế thực phương pháp thực nghiệm cổ điển, dĩ nhiên mô tả đầy đủ định lượng đủ độ tin cậy mối tương quan hệ Bởi vậy, việc lựa chọn cấp phối vữa xi măng - cát chủ yếu tra theo bẳng có sẵn, tính tốn sơ lượng dùng xi măng sau tra bảng tìm cốt liệu [1], [2] Những bảng tra tổng kết từ thực nghiệm có ý nghĩa định điều kiện thực tế gần với điều kiện thí nghiệm, để tối ưu cấp phối vữa từ bảng tra khó thực hiện, mặt khác bảng tra thường không đưa lượng dùng nước

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

2 Chương trình thực nghiệm

2.1 Vật liệu sử dụng

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

- Nước 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], mơ đun độ lớn tính chất lý bảng bảng

Từ hai loại cát tính tốn chế tạo hỗn hợp cát có Mđl khoảng 1.2 – 2.8

2.2 Thiết lập ma trận thực nghiệm

Trên sở nghiên cứu có, định hướng sử dụng phương pháp toán quy hoạch thực nghiệm bậc hai tâm xoay [3] Bằng lý thuyết khảo sát thăm dò, lựa chọn biến độc lập xác định khoảng biến thiên phù hợp 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 cát (Z3= Mdl) khoảng biến thiên 1,50 - 2,50 Các hàm hồi quy thực nghiệm quan tâm gồm: độ lưu động hỗn hợp vữa (độ chảy D); cường độ nén tuổi 28 ngày (Rn28) Các cấp phối vữa tính tốn sở biến thực phương trình thể tích tuyệt đối vữa, trình bày bảng

3 Kết nghiên cứu luận bàn

Kết thí nghiệm độ chảy cường độ vữa tập hợp bảng

Sử dụng phần mềm Maple 11.0 xác định hàm hồi quy tương hợp theo biến mã (chỉ bao gồm hệ số có nghĩa):

Hàm hồi quy độ chảy hỗn hợp vữa:

D = 142 + 21,61x1 + 15,72x2 + 31,08x3 + 14,14x32 (1) Hàm hồi quy cường độ nén vữa:

Rn28 = 7,8 + 1,48x1 +1,29x3 - 0,51x12 - 0,65x22 (2) Trong đó, quan hệ biến mã biến thực sau: Z1 = 0,04x1 + 0,29; Z2 = 0,1x2 + 1,0; Z3 = 0,5x3 + 2,0 Trên sở hàm (1) (2) xây dựng bề mặt biểu quan hệ hàm mục tiêu cặp biến khác hình hình Theo biến x3 (hay Mđl) có ảnh

Bảng Ma trận quy hoạch thực nghiệm cấp phối vữa

N Biến mã Biến thực Cấp phối vữa, (kg)

x1 x2 x3 Z1 Z2 Z3 XM C N

1 1 0,33 1.10 2.50 351 1330 386

2 -1 1 0,25 1.10 2.50 301 1520 331

3 -1 0,33 0.90 2.50 378 1431 340

4 -1 -1 0,25 0.90 2.50 320 1618 288

5 1 -1 0,33 1.10 1.50 374 1243 412

6 -1 -1 0,25 1.10 1.50 324 1434 356

7 -1 -1 0,33 0.90 1.50 405 1344 364

8 -1 -1 -1 0,25 0.90 1.50 346 1533 312

9 1.682 0 0,36 1.00 2.00 389 1292 389

10 -1.682 0 0,22 1.00 2.00 298 1612 298

11 1.682 0,29 1.17 2.00 331 1356 383

12 -1.682 0,29 0.83 2.00 371 1522 308

13 0 1.682 0,29 1.00 2.84 335 1480 335

14 0 -1.682 0,29 1.00 1.16 372 1350 372

15 0 0,29 1.00 2.00 349 1432 349

16 0 0,29 1.00 2.00 349 1432 349

17 0 0,29 1.00 2.00 349 1432 349

18 0 0,29 1.00 2.00 349 1432 349

19 0 0,29 1.09 2.00 349 1432 349

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

Căn kết cịn tối ưu cấp phối vữa theo mục tiêu độ chảy cường độ, tính tốn hay lựa chọn sơ Z1 Z2 theo Z3 (mô đun độ lớn cát) cường độ vữa, từ xác định cấp phối sơ theo mơ đun độ lớn cát mác vữa thiết kế Bảng thể giá trị thích hợp Z1 Z2 theo Z3 mác vữa từ M5 đến M10

4 Kết luận

Mô đun độ lớn cát (trong phạm vi nghiên cứu) ảnh hưởng đồng biến phi tuyến đến độ lưu động hỗn hợp vữa, ảnh hưởng đồng biến bậc đến cường độ vữa, mơ đun độ lớn cát có ảnh hưởng lớn so với tỷ lệ nước – xi măng tỷ lệ xi măng – cát; miền biến thiên biến, không tồn ảnh hưởng chéo biến đến hàm mục tiêu

Bằng kết lựa chọn thành phần hợp lý vữa xây dựng theo yêu cầu thiết kế độ lưu động cường độ nén (hay mác vữa), có kể đến mơ đun độ lớn cát

Bảng Kết thí nghiệm độ chảy hỗn hợp vữa cường độ vữa

N x1 x2 x3 Z1 Z2 Z3 Độ chảy, D (mm) Cường độ nén, R

n28 (MPa)

1 1 0,33 1,10 2,50 239 9,8

2 -1 1 0,25 1,10 2,50 179 5,1

3 -1 0,33 0,90 2,50 200 10,2

4 -1 -1 0,25 0,90 2,50 138 6,3

5 1 -1 0,33 1,10 1,50 161 5,6

6 -1 -1 0,25 1,10 1,50 120 3,8

7 -1 -1 0,33 0,90 1,50 116 7,0

8 -1 -1 -1 0,25 0,90 1,50 108 2,9

9 1,682 0 0,36 1,00 2,00 178 8,1

10 -1,682 0 0,22 1,00 2,00 122 4,7

11 1,682 0,29 1,17 2,00 176 5,5

12 -1,682 0,29 0,83 2,00 112 6,5

13 0 1,682 0,29 1,00 2,84 241 8,6

14 0 -1,682 0,29 1,00 1,16 120 5,3

15 0 0,29 1,00 2,00 131 7,6

16 0 0,29 1,00 2,00 135 7,5

17 0 0,29 1,00 2,00 155 7,8

18 0 0,29 1,00 2,00 138 8,2

19 0 0,29 1,09 2,00 160 9,1

20 0 0,29 1,09 2,00 142 6,8

Bảng Định hướng cấp phối vữa theo mác vữa mô đun độ lớn cát

N Biến thực Tính chất vữa

Z1 Z2 Z3 D, mm Rn28, MPa Mác vữa

1 0,35 1,09 - 1,17 1,16 175 - 187 6,2 M5

2 0,35 1,11 - 1,17 1,25 175 - 185 6,2 M5

3 0,35 1,12 - 1,17 1,50 175 - 182 6,7 M5

4 0,35 1,09 - 1,17 1,75 175 - 187 7,7 M7.5

5 0,35 1,01 - 1,17 2,00 175 - 199 8,9 M7.5

6 0,35 0,89 - 1,17 2,25 175 - 205 9,6 M7.5

7 0,35 0,83 - 1,17 2,50 175 - 205 9,7 M7.5

8 0,35 0,83 - 0,90 2,75 175 - 205 10,8 M10

9 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 M5

11 0,362 1,0 - 1,17 2,84 175 - 205 10,4 M10

Hình Bề mặt biểu độ chảy hỗn hợp vữa theo biến

Hình Bề mặt biểu cường độ nén vữa theo biến

Tài liệu tham khảo

1 Nguyễn Bá Đỗ, Nguyễn Thọ Linh, Sổ tay dùng vữa, Nhà xuất khoa học kỹ thuật, Hà Nội – 2009.

2 Phùng Văn Lự, Vật liệu sản phẩm xây dựng, NXB Xây dựng, 2004.

3 Nguyễn Minh Tuyển, Quy hoạch thực nghiệm, NXB khoa học 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 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 vữa xây dựng. 9 ASTM C270, Standard Specification for Mortar for Unit

Masonry.

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

4 Kết luận

Cùng hàm lượng BĐV sử dụng, bê tông dùng BĐV mịn (B13, B15) có độ chảy lớn dùng BĐV thô (B44, B47)

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

Tài liệu tham khảo

1 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 cơng 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 Xây dựng, Hà Nội. 4 Bùi Văn Bội, Vũ Đình Đấu (2000), Vi cốt liệu sử dụng xi

măng bê tông, Trường Đại học Xây dựng, Tài liệu giảng dạy Cao học ngành Vật liệu Xây dựng.

5 Gưzde İnan Sezer, Oğuzhan Çopuroğlu, Kambiz Ramyar (2010), “Microstructure of 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 chỗ 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 dải hạt cốt liệu mịn đến tính công tác bê tông, Luận văn Thạc sỹ, Đại học Bách khoa Hà Nội.

Ảnh hưởng độ mịn bột đá vôi

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

The 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 tắt

Bài báo trình bày phương pháp phân tích dẻo lan truyền dầm liên hợp thép-bê tông chịu tải trọng tĩnh sử dụng siêu phần tử thơng qua lý thuyết giải tích, phương pháp dẻo lan truyền Xây dựng siêu phần tử 2D với n điểm biến dạng dẻo dọc theo chiều dài phần tử Tại điểm có biến dạng dẻo, đặc trưng vật liệu dầm liên hợp có biến đổi thơng qua chảy dẻo mặt cắt tiết diện, điều xác định qua đường quan hệ mô men - độ cong đơn vị (M-θ), xây dựng phương trình độ cứng tiết diện thay đổi dọc theo chiều dài dầm Ma trận dẻo thiết lập suốt q trình phân tích để thể lan truyền biến dạng dẻo dọc theo chiều dài phần tử Thực phân tích tốn dầm liên hợp, xác định chuyển vị dầm liên hợp thép - bê tông ứng với cấp tải trọng tác dụng, thể rõ ứng xử đàn dẻo dầm liên hợp, kết nghiên cứu so sánh với kết thí nghiệm kết nghiên cứu công bố cho kết đáng tin cậy.

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

pháp dẻo lan truyền

Abstract

The 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: hoanghieunghia@gmail.com PGS.TS Nghiêm Mạnh Hiến Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: hiennghiem@ssisoft.com PGS.TS Vũ Quốc Anh Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội

1 Giới thiệu

Các nghiên cứu ứng xử không đàn hồi cường độ tải trọng phá hoại kết cấu tăng nhanh từ lý thuyết phân tích trạng thái tới hạn chấp nhận phân tích kết cấu, đặc biệt kết cấu thép Hiện có hai phương pháp phân tích kết cấu khung đàn dẻo: Phương pháp vùng dẻo (Plastic zone – biến dạng dẻo phân bố) [1] phương pháp khớp dẻo (Plastic hinge – biến dạng dẻo tập trung) Phương pháp khớp dẻo đơn giản không phản ánh sát với làm việc thực tế kết cấu [2,3] Phương pháp vùng dẻo phản ánh sát với làm việc thực tế phức tạp áp dụng cho cấu kiện đơn lẻ Tác giả xây dựng siêu phần tử 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 thơng qua lý thuyết giải tích, phương pháp dẻo lan truyền

Mơ hình siêu phần tử phần tử với hai điểm nút hai đầu phần tử, mặc định có n điểm biến dạng dẻo liên tục bên phần tử, đoạn xi - xi+1 gồm hai điểm biến dạng dẻo liên tiếp đoạn có độ cứng EIi thay đổi Với siêu phần tử ta chia phần tử thành nhiều phần tử số tác giả thực Sử dụng siêu phần tử có ưu điểm làm giảm đáng kể kích thước tốn phân tích kết cấu, tăng nhanh tốc độ tính tốn cho kết sát với thực tế Do viết giới thiệu phương pháp phần tử hữu hạn với phần tử dầm liên hợp đề xuất, xây dựng ma trận dẻo thay đổi suốt q trình phân tích để thể lan truyền biến dạng dẻo dọc theo chiều dài phần tử Xác định chuyển vị dầm đơn giản liên hợp thép - bê tông ứng với cấp tải trọng tác dụng

2 Bài tốn phân tích dẻo lan truyền kết cấu dầm giả thiết

2.1 Đặt tốn phân tích

Xây dựng siêu phần tử mẫu dầm 2D, sử dụng phương pháp PTHH để thiết lập chương trình tính tốn nội lực chuyển vị dầm liên hợp thép – bê tông cấp tải trọng tác dụng

2.2 Giả thiết toán

Tất phần tử hệ chưa chịu tải thẳng có diện tích tiết diện ngang khơng đổi (đối với phần tử) Khi phần tử biến dạng, tiết diện ngang phẳng trực giao với trục x (hệ tọa độ cục phần tử) Biến dạng dẻo xuất phát triển phần tử kết cấu biến dạng dẻo lan truyền, biến dạng dẻo tồn tất tiết diện suốt trình chịu tải Các tham số hình học kết cấu đại lượng cho trước Biến dạng chuyển vị hệ kết cấu nhỏ nên bỏ qua phi tuyến hình học Liên kết sàn bê tơng dầm thép liên kết hồn tồn (Hình 2) Bỏ qua chuyển vị biến dạng cắt Mơ hình vật liệu đàn dẻo phi tuyến Khớp dẻo xoay dẻo mà thôi, bỏ qua củng cố biến dạng

3 Siêu phần tử dầm liên hợp thép - bê tông

tiếp đoạn có độ cứng EIi thay đổi Biến dạng dẻo đầu đoạn i (i-1):

3.1 Xây dựng ma trận dẻo siêu phần tử kể đến lan truyền dẻo dọc theo chiều dài phần tử.

Xét phần tử có đầu có thành phần nội lực chuyển vị Hình 4, mối liên hệ lực nút dầm sau:

1

M V x M= − , V1= −V2; M1= −V L M2 − 2 (1)

Tại nút đầu: Năng lượng bù biến dạng [7]:

( ) ( )

1 2

1 1 1

* 1 1 1 2 2 i i i i x x

n x n

i x i x

M V x M

U dx dx

EI EI + + − − = = − =∑ ∫ =∑ ∫ (2)

Áp dụng định lý Engesser [7] có:

( )

i i i

i i i

x x x

* n 1 1 n n

1 1

i i i

1 x x x

V x M x

dU v dx V x dx M x dx

dV EI EI EI

+ + + − − − = = = − = =∑ ∫ =∑ ∫ −∑ ∫ (3) ( )

i i i

i i i

x x x

* n 1 1 n n

1 1

i i i

1 x x x

V x M

dU dx V x dx M dx

dM EI EI EI

+ + + − − − = = = − − = θ =∑ ∫ =∑− ∫ +∑ ∫ (4)

Tại nút cuối: Năng lượng bù biến dạng [7]:

( ) ( ( ) )

1

2

1 2 2

* 1 1 1 2 2 i i i i x x

n x n

i x i x

V L x M M

U dx dx

EI EI + + − − = = − + =∑ ∫ =∑ ∫ (5) ( ) ( )( ) i i x * n 1

2

2 i

2 x

V L x M L x

dU v dx

dV EI + − = − + − = = ∑ ∫ (6) ( ) ( )

i i i

i i i

x x x

* n 1 n 1 n 1

2

2 2

i i i

2 x x x

V L x M

dU dx V L xdx M 1 dx

dM EI EI EI

+ + + − − − = = = − + − = θ =∑ ∫ = ∑ ∫ +∑ ∫ (7)

Từ phương trình (2,3) (5,6):

Sắp xếp thành phần độ dẻo vào ma trận độ dẻo siêu phần tử dầm

11 12 13 14 22 23 24 33 34 44         =         p

k k k k

k k k

k

k k

k (8)

Trong đó:

1

1 1

1

11 1 2 1 1 1

1 1

1 1 . . + + + + + − = − − − − = = = = = − ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ i i

i i i i

i i i i

x n i x

x x x x

n n n n

i x i x i x i x

dx EI k

x dx dx x dx x dx

EI EI EI EI

(9)

1

1 1

1

12 21 1 2 1 1 1

1 1

1 . . + + + + + − = − − − − = = = = = = − ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ i i

i i i i

i i i i

x n i x

x x x x

n n n n

i x i x i x i x

x dx EI k k

x dx dx x dx x dx

EI EI EI EI

(10)

1

1 1

1

13 31 1 2 2 1 1 1

1 1

1

2 . 1 .

+ + + + + − = − − − − = = = = = = − − + − − − ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ i i

i i i i

i i i i

x n i x

x x x x

n n n n

i x i x i x i x

dx EI k k

L Lx x dx dx L xdx L xdx

EI EI EI EI

(11)

1

1 1

1

14 41 1 2 2 1 1 1

1 1

2 . 1 .

+ + + + + − = − − − − = = = = − − = = − − + − − − ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ i i

i i i i

i i i i

x n i x

x x x x

n n n n

i x i x i x i x

L x dx EI k k

L Lx x dx dx L xdx L xdx

EI EI EI EI

(12)

1

1 1

2 1

22 1 2 1 1 1

1 1

1 . . + + + + + − = − − − − = = = = = − ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ i i

i i i i

i i i i

x n i x

x x x x

n n n n

i x i x i x i x

x dx EI k

x dx dx x dx x dx

EI EI EI EI

(13)

1

1 1

1

23 32 1 2 2 1 1 1

1 1

2 . 1 .

+ + + + + − = − − − − = = = = − = = − + − − − ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ i i

i i i i

i i i i

x n i x

x x x x

n n n n

i x i x i x i x

x dx EI k k

L Lx x dx dx L xdx L xdx

EI EI EI EI

(14)

1

1 1

2

1

24 42 1 2 2 1 1 1

1 1

2 . 1 .

+ + + + + − = − − − − = = = = − = = − + − − − ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ i i

i i i i

i i i i

x n i x

x x x x

n n n n

i x i x i x i x

Lx x dx EI k k

L Lx x dx dx L xdx L xdx

EI EI EI EI

(15)

1

1 1

1

33 1 2 2 1 1 1

1 1

1

2 . 1 .

+ + + + + − = − − − − = = = = = − + − − − ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ i i

i i i i

i i i i

x n i x

x x x x

n n n n

i x i x i x i x

dx EI k

L Lx x dx dx L xdx L xdx

EI EI EI EI

(16)

1

1 1

1

34 43 1 2 2 1 1 1

1 1

2 . 1 .

+ + + + + − = − − − − = = = = − − = = − + − − − ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ i i

i i i i

i i i i

x n i x

x x x x

n n n n

i x i x i x i x

L x dx EI k k

L Lx x dx dx L xdx L xdx

EI EI EI EI

(17)

1

1 1

2

1

44 1 2 2 1 1 1

1 1

2

2 . 1 .

+ + + + + − = − − − − = = = = − + = − + − − − ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ ∑ ∫ i i

i i i i

i i i i

x n i x

x x x x

n n n n

i x i x i x i x

L Lx x dx EI

k

L Lx x dx dx L xdx L xdx

EI EI EI EI

(18)

EI: Độ cứng thay đổi 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

1

+ −

= Ii Ii

a

L ; b= Ii (19)

Trong đó: Ii, Ii+1 mơ men qn tính tiết diện dầm đầu i i+1 4 Mơ hình phi tuyến vật liệu bê tơng, thép hình thép thanh.

Tác giả sử dụng phương trình đường cong quan hệ ứng suất - biến dạng phi tuyến đề xuất Kent and Park (1973) [4] cho mơ hình vật liệu bê tơng chịu nén Mơ hình 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) bê tông chịu nén thể

0

2 c K fc

ε ε

σ

ε ε

     

 

=   − 

     

 

Khi ε ε≤ 0 (20)

[ ]

1 .( ) 0,2

c K fc Z K fc

σ = − ε ε− ≥

Khi ε0 ≤ ≤ε εu (21)

0,2 .

c K fc

σ = Khi ε ε> u (22)

Trong đó: ε: Biến dạng thớ bê tông chịu nén tương ứng; σc:Ứng suất thớ bê tông (MPa); ε0: Biến dạng

tương ứng với ứng suất lớn nhất; ε0: Biến dạng cực hạn

bê tông; K: Hệ số xét đến tăng cường độ bê tông hiệu ứng kiềm chế nở hông; Z: Độ dốc

của đường biến dạng; fc: Cường độ

chịu nén bê tông mẫu trụ (MPa)

4.2 Mơ hình vật liệu thép hình và thép

Phương trình đường quan hệ ứng suất - biến dạng (σct-εct)

thép mơ hình đoạn thẳng

. s Es s

σ = ε

Khi 0≤εs ≤εy (23)

s fy

σ =

Khi εs >εy (24) Trong đó: σs, εs: Ứng suất

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

5 Ví dụ phân tích số

Phương pháp Newton-Raphson cải tiến [5] áp dụng để giải tốn phân tích dẻo lan truyền kết cấu dầm liên hợp

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

đã nghiên cứu Mặt cắt tiết diện dầm liên hợp gồm dầm thép, bê tông Bảng Hình Cường độ đặc trưng mẫu Bảng Lực tác dụng P =200kN,

ε0=0,002, εu=0,004

Bảng Kích thước mặt cắt ngang thép hình dầm liên hợp liên tục

Cấu kiện bf (mm) tf (mm) d (mm) tw (mm

IPE200 100 8,5 200 5,6

IPE240 120 9,8 240 6,2

IPBL200 200 10 190 6,5

0

M

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

Hình Siêu phần tử dầm liên hợp thép - bê tơng

Hình Lực nút dầm

Bảng Cường độ đặc trưng mẫu CTB1 đến CTB6

Cấu kiện fc’ (Mpa) fv (Mpa) fys (Mpa)

CTB1 30 300 430

CTB2 50 300 430

CTB3 43 223 430

CTB4 34 236 430

CTB5 29 270 430

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

Giá trị Mp CTB1 CTB2 CTB3 CTB4 CTB6

TN Ansourian

(1981) 152 164 219 211 242

SPH V1.0 147,44 170,2 220,7 221,6 253,5

Eurocode 147,4 157,4 208,6 204 230,7

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

5 Kết luận

Tác giả xây dựng siêu phần tử 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 thơng qua lý thuyết giải tích, phương pháp dẻo lan truyền

Identification of tensile damage in concrete by Acoustic Emission

Xác định ứng suất phá hoại kéo bê tông Sóng phát xạ

Nguyễn Tất Tâm, Narintsoa RANAIVOMANANA, Jean-Paul BALAYSSAC

Tóm tắt

Phương pháp Sóng phát xạ (Acoustic Emission) áp dụng để xác định số dạng phá hoại điển hình kết cấu bê tông Đề cập đến RILEM TC 212-ACD, kĩ thuật xác định dạng phá hoại bê tông gây ứng suất kéo hay ứng suất cắt đặt tên “phương pháp RA”, nhiên phương pháp chưa định lượng tỷ lệ phần trăm các ứng suất nói Đó hạn chế phương pháp RA, vốn dựa theo thí nghiệm uốn dầm bê tơng đơn giản chịu hai tải trọng tập trung thí nghiệm cắt trực tiếp mẫu bê tông Trong báo này, nhằm mục đích củng cố kĩ thuật phân loại phá hoại, tác giả tiến hành thí nghiệm kéo mẫu bê tông để xác định thông số sóng và dạng sóng ảnh hưởng không đồng vật liệu đến đường truyền sóng phát xạ Sau lọc bỏ tín hiệu khơng phù hợp, phương pháp RA áp dụng tỷ lệ dạng ứng suất (Mode I Mode II) xác định Trong biểu đồ RA - AF phân loại ứng suất, điểm biểu đồ xác định từ hai nguồn khác nhau: từ tín hiệu cịn lại sau hồn tất q trình loại bỏ tín hiệu liên quan tiếng ồn, từ việc xác định giá trị trung bình liên tiếp 50 tín hiệu Kết cho thấy phá hoại gây hầu hết ứng suất kéo Tuy nhiên, việc phân tích sâu tín hiệu (thơng số sóng, dạng sóng, tương quan dạng sóng) cho thấy, tín hiệu có chung một nguồn gốc phát xạ (event) thông số có giá trị khác nhau, phương pháp cần thảo luận thêm.

Abstract

The 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

1 Introduction

1.1 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 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

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 setup

2.1 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 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, clip gauges locate across the notches Due to the expected brittle response, the test was conducted by loading was applied with rate of 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 Damage classify using AF and RA value

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

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

(a) (b)

Table AE sensors arrangement on specimen

Sensor no. X (cm) Y (cm) Z (cm)

1 15.7 10

2 9.3 10

3 15.7

4 9.3

5 8.3

– 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 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 value

3.1 AE raw data filtering

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

Table 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 3.34 32 50 117 34 290 1.012 393.68

1 4.32 28 48 90 19 212 1.115 188.03

2 7.04 45 49 184 0.000 79.45

3 7.76 21 44 59 12 202 1.325 106.06

4 11.03 48 54 92 45 487 0.958 718.98

5 9.54 48 59 23 387 0.159 198.01

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

Event Number of records Group name Record 0-1 Record 0-2 Record 0-3 Record 0-4 Record 0-5

1 Concentrate -0.08 -0.01 -0.13 -0.08 -0.13

2 Scatter -0.09 -0.01 0.30 0.08 -0.20

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

Figure Damage classification at Peak load

Figure Damage classification at Peak load

Figure Damage classification at failure

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

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

1024 L

HDT P

S

= × −

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

(b) (c)

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

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 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 = - 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 is (2.21; 12.44; 7.18) and event (1.91; 10.09; 2.92) cm

In Figure 9.b) and c), it is clearly seen that all signals of the event and event 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 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 with AF from 50-120 kHz, RA from 0-2 ms/V

In terms of waveform, the Figure 10 presents the waveforms of Record to of event It can be seen, the presence of high AF in the 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 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 to 3) but increase to 54 dB in Record Similarity, the fluctuation of RA and ABEN (Absolute Energy) from Record to clarify that there is no exhaust regulation on these factors (Table 2)

5 Signal waveform Cross-correlation

Another technique for AE sources discrimination consists in applying correlation method Wave

Cross-correlation aims to find the similarity between waveforms, thereby, it could help to evaluate if the received signals by sensor to 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 = 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

( ) [ ] [ ]

0

, N n n

n

CC x y − X Y

= = ∑

Eq

Where: N is number samples in the signal In the AE signal acquirement system, N is determined by a rate of 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

( ) [ ] [ ]

[ ] [ ]

1

1 2

0

,

N

n n n

N N

n n

n n

X Y NCC x y

X Y

− =

− −

= =

= ∑

∑ ∑

Eq 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 and Group two is event The results of the

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

Tài liệu tham khảo

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

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

6 Comments and conclusions

The 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./

Xác định chiều dày thép đáy bể chứa trụ đứng

Determination of thickness of vertical cylindrical tanks steel base plate

Nguyễn Lệ Thủy, Nguyễn Hồng Sơn

Tóm tắt

Bài báo trình bày yêu cầu cấu tạo bố trí thép định hình phần đáy bể chứa trụ đứng cách xác định chiều dày thép cho trường hợp bể đặt đàn hồi bê tông cốt thép Ví dụ minh họa làm sáng tỏ lý thuyết tính tốn.

Từ khóa: Bể trụ đứng, đáy bể

Abstract

This 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: nlthuy.hau@gmail.com PGS.TS Nguyễn Hồng Sơn Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: nguyenhongsondhkt@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Bể chứa trụ đứng thép sử dụng rộng rãi ngành công nghiệp, chúng dùng để chứa chất lỏng, chất khí vật liệu khác Bộ phận chịu lực bể gồm có: đáy (tank base plate), thành (tank shell) mái bể (roof) Đáy bể có vai trò quan trọng, vừa phận chịu lực, vừa phận tiếp xúc trực tiếp với truyền tải trọng bể xuống móng Tại vị trí liên kết thành đáy xuất ứng suất cục bộ, gọi hiệu ứng biên Các tài liệu thiết kế bể chứa Việt Nam đề cập đến việc tính tốn mô men uốn cục bộ, không quy định việc tính tốn chiều dày đáy bể cho rằng, chiều dày đáy bể cần chọn theo yêu cầu cấu tạo, tối thiểu mm thể tích bể V≤1000m3, thể tích V>1000m3 dùng có chiều dày 5mm 6mm quy định biên cần dày từ 1÷2 mm Có thể thấy rằng, khuyến nghị khơng làm rõ sở việc lựa chọn, yếu tố ảnh hưởng đến chiều dày đáy chưa xét đến, ví dụ ảnh hưởng độ ẩm (han gỉ), biến dạng vành biên đáy, chiều dày khoang thành liên kết với đáy Đặc biệt với bể tích lớn, chiều dày đáy bể phụ thuộc nhiều vào chiều dày khoang thành Chính vậy, cần có nghiên cứu đầy đủ nhằm đề xuất việc lựa chọn chiều dày đáy bể, việc tính tốn chúng, để từ giúp nhà chun mơn việc tính tốn thực hành kết cấu đáy bể chứa, vấn đề cần thiết có ý nghĩa thực tiễn

2 Cấu tạo tính tốn đáy bể

2.1 Cấu tạo

Đáy bể chứa gồm hai phần: phần trung tâm phần biên (vùng biên, có cấu tạo vành khăn) Chúng có dạng hình trịn phẳng hình nón với góc nghiêng từ trung tâm biên từ biên vào trung tâm (với độ dốc 1:100) dốc rốn bể Tại rốn bể bố trí ống hút đáy bố trí móng cho rốn bể Phần trung tâm đáy chịu ứng suất không đáng kể áp lực chất lỏng, khơng cần tính tốn chiều dày Chiều dày đáy phần trung tâm lấy theo yêu cầu cấu tạo, có kể đến thuận tiện thực mối hàn liên kết khả chống gỉ (làm từ mác thép CCT34, không phụ thuộc thể tích bể) lấy theo bảng

Trong tài liệu [5] cho rằng, tượng gỉ xuất đáy, tạo trạng thái tới hạn tính tồn vẹn, xuất lỗ thủng Nếu chiều dày đáy lấy cao so với yêu cầu khoảng 1-2 mm để bù lại phần bị gỉ, từ nâng cao đáng kể thời gian sử dụng bể chứa Thay cho giá trị lấy thiết kế điển hình với đáy có chiều dày mm mm, khuyến nghị lấy chiều dày đáy tối thiểu mm

Phần trung tâm đáy bể bao gồm dải có chiều rộng đến 12 m, số lượng dải thường số chẵn Các dải tổ hợp từ (1500x6000) mm, liên kết với đường hàn góc (với phần chờm lên 50÷60 mm), chiều dày đáy mm sử dụng đường hàn đối đầu Để nâng cao chất lượng tăng nhanh tiến độ thi công, đáy gia công nhà máy sau vận chuyển cơng trường Hiện nay, phương pháp thi công cuộn (các đáy cuộn lại nhà máy vận chuyển công trường sau trải phẳng) sử dụng

Đáy bể tích V≤1.000 m3 làm từ thép có chiều dày khơng đổi tồn diện tích, phần trung tâm dày phần biên Đối với bể chứa tích V≥2.000 m3, đáy bể phần trung tâm sử dụng thép mỏng so với phần vành biên (hình 2)

Chiều dày đáy bể phần trung tâm phần biên (có cấu tạo vành khăn), phụ thuộc vào chiều dày khoang thành cùng, cần phải không nhỏ giá trị dẫn bảng

chiều rộng 1500÷2000 mm liên kết với phần đáy bể lắp đặt trước đường hàn góc từ phía Liên kết phân đoạn với mối hàn đối đầu với lót đặt sẵn Trình tự hàn lắp ráp hàn đáy sau:

(1) Hàn dải đáy bể với theo cách so le; (2) Hàn biên để tạo thành vành khăn;

(3) Lắp đặt khoang thành bể lên đáy vành khăn hàn chúng hai đường hàn góc;

(4) Hàn vành đáy đường hàn vành khăn vào phần trung tâm

Đường kính đáy lớn đường kính ngồi thân bể 100÷120 mm

Ví dụ giải pháp bố trí đáy bể mơ tả hình [6] Phương án bố trí đáy (bể tích 5.000 m3) với biên phân đoạn hình 2c ưu tiên sử dụng, số lượng biên tác dụng truyền lực từ thành xuống đáy Giải pháp hiệu quả, ứng dụng cho nhiều bể chứa tích lớn Việt Nam

2.2 Tính tốn

Có thể có hai phương án bố trí đáy bể [5]: (a) Đáy nằm đàn hồi Vincle (hệ số K = 0,05÷0,2 kN/cm3);

(b) Đáy đặt cứng dạng bê tông cốt thép lắp ghép bê tông đổ tồn khối (hệ số K>0,5 kN/cm3);

a) Tính toán đáy bể đàn hồi

Xác định nội lực vùng hiệu ứng biên (tại vị trí liên kết thành với đáy) trình bày tài liệu theo phương pháp thống [1, 5], sở hệ phương pháp lực với hai ẩn số Các tác giả trình bày theo phương chuyển vị xác định hệ số số hạng tự hệ phương trình tắc Dẫn đến cơng thức tính hệ số số hạng tự với dấu khác

Tài liệu [5] trình bày cách tính tác giả Xơbơlev I.V phương pháp chuyển vị với ẩn sở số giả thiết

Giả thiết hệ phương pháp lực với ẩn M0 (hình 3) khn khổ tốn thiết lập

Phương trình tắc phương pháp lực:

δ + δt d + ∆ + ∆t d = 1l 1l 1b 1b

( ).M ( ) 0 (1)

Sử dụng hàm số Crưlốp A.N phương pháp thông

trên đàn hồi

Các hệ số phương trình tắc xác định theo công thức

β δ = β β + β δ = t t 1l t

d d d d

1l d

2 ; K

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

K (2)

Các số hạng tự xác định theo công thức

β − ∆ = −

β

∆ = − β −

' t u t 1b

t

d d

1b d d u

P P ; K

2 (q .Z 2.P Z ),

K (3)

trong đó:

− υ β =t 2 22

1 3.(1 )

r t ; t = 21 E.t K

r ;

− υ β =d d 3

bd 3.K (1 )

E.t ,

r - bán kính bể, cm;

t1 - chiều dày thành phía dưới, cm; tbd - chiều dày vành biên đáy, cm;

 

= γ ρ + γ  

1

c

u f cl f d

P .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 chất lỏng; Pd - áp lực dư 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 sau: (0,05÷0,20) kN/cm3 – cho cát;

bằng (0,5÷1,5) kN/cm3 – cho móng bê tơng cốt thép; q - tải trọng đơn vị dài cung thành bể trọng lượng thân thành, mái

Bảng Giá trị chiều dày tối thiểu đáy bể [5]

Chiều dày khoang thành

bể, mm

Chiều dày tối thiểu

trung tâm, mm

Chiều dày tối thiểu

biên, mm

≤ từ đến 11 từ 12 đến 16 từ 17 đến 20 từ 21 đến 26

> 26 6 6 6 12 14 16

Hình Liên kết thành với đáy

Các kết tính tốn ra, đại lượng Y1(βd.c) Z1 gần với đơn vị (sai số khơng vượt q 5%)

Khi ta nhận

= − β

2 1 d

Z .cos(2 r)

2 ;

β δ =d 3d

1l d 4.

K ; β

∆ = −d d β + β 1b 2 .[q P cos(2 r)]Kd d u d

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

1b Đại lượng

Kd điều kiện thực tế xác định gần Nên giá trị βd (Kd) gần Với thay đổi nhỏ đại lượng Kd tích 2β

d.r góc cosin thay đổi đáng kể (tính radian) Vì thế, tính tốn giá trị ∆d

1b cần lấy

cos(2βd.r)=-1 Lấy M0 =(1/ 6).t fb.bd c2 γ , phương trình (1)

có dạng sau:

β − β − β

γ γ

 β − 

=  − β 

γ

 

3 u

d d d

b.bd c b.bd c ' d

3 u t

t

t

b.bd c 3.P 3.q

. .

t f t f 6.(P P )

1 K. . 2.

4 K t f (6)

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

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

σ = ≤ γ γ b.bd c b

b.bd 4.M

.f

t , (7)

trong mơ men M0 xác định từ phương trình (1); γb=1,2 - hệ số điều kiện làm việc thành bể vùng có hiệu ứng biên

Cần lưu ý rằng, phương pháp để tính tốn thành đáy bể bể đặt lên đất cát chặt, tức cho bể chứa với thể tích V<10.000 m3 Các bể chứa với thể tích lớn hơn, V≥10.000 m3, đáy bể đặt móng vành khăn bê tông bê tông cốt thép (concrete ringwall) bê tông cốt thép liền khối Sự kết hợp móng bê tơng vành khăn với phần chèn cát dẫn đến đàn hồi khơng hồn tồn Trong trường hợp này, khơng có phương pháp tính tốn trạng thái ứng suất tiếp xúc cát bê tông, để xác định khả chịu lực đáy Do vậy, việc đề xuất cấu tạo “mềm” chuyển tiếp độ cứng đột ngột

nền móng cách lắp đặt bổ sung bê tông cốt thép khơng có sở [5]

b) Tính tốn đáy bể bê tơng

Khi đáy bể đặt lên bê tông cốt thép đặc, phần đáy có vùng hiệu ứng biên, tác dụng mơ men uốn M0, vành biên bị tách khỏi móng Trong trường hợp này, Vincle khơng làm việc, sử dụng phương pháp tính nút liên kết đáy bể tựa lên vành bê tơng trình bày tài liệu Áphanaev V.A., Bêrêđin B.L [5] Theo phương pháp này, sử dụng phương trình (1) nhận phương trình xác định mô men M0 dạng

δt + 30 + ∆ =t

1l 1b

b.bd u M 1

.M 0

3D P , (8)

trong đó:

δt

1l ∆1bd - xác định theo công thức (2) (3); =

− b.bd

b.bd

E.t D

12.(1 v ) - độ cứng trụ vành biên đáy hình vành khăn.

Chiều dài phần dải đáy tách khỏi móng

=

d,d

u M

l 2. .

P (9)

3 Ví dụ tính tốn

3.1 Ví dụ 1: Đáy bể 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 khoang thành t1=9 mm Chiều dày biên đáy tb.bd=7mm Hệ số (nền đệm cát) Kd=0,1 kN/cm3 Vật liệu kết cấu CCT38 (f=23 kN/cm2)

Yêu cầu: Kiểm tra bền biên đáy vùng hiệu ứng biên

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

Xác định tham số hệ số phương trình tắc theo cơng thức (2) (3)

Các hệ số biến dạng: - Đối với thành

− ν −

β =t 2 2 =4 2 22 = b,l

3.(1 ) 3.(1 0,3 ) 0,041 1/ cm

r t 1140 0,85 ,

trong υ=0,3 – hệ số Pốt xơng; t =9,0-0,5=8,5 mm;

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

− υ −

β = =

=

d 2

4

d

b,bd

3.K (1 ) 3.0,1.(1 0,3 ) E.t 2,06.10 0,65 0,083 1/ cm

trong tb,bd=7,0 – 0,5=6,5 mm Hệ số quy ước thành

= b,l = =

t 2

E.t 2,06.10 0,85

K 0,0135 kN / cm

r 1140

Áp lực lên đáy

Pu=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 d

2

6

P P 0,01153 0,00024 P

H (11,92 0,3).10

9,72.10 kN / cm

Các hệ số phương trình tắc

β

δ =t 3t = = 1l

t

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

K 0,0135

β

δ =d 3d = = 1l d

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

K

Các số hạng tự phương trình (1)

− β − ∆ = − − = = − '

t u b

1b

b

5

P P

K

0,01153.0,041 0,97.10 0,0343

0,0135 ;

β

∆ = −d d β − 1b 2 (q P ),Kd d u

trong q – tải trọng đơn vị chiều dài cung thành bể, trọng lượng thân thành bể tải trọng tạm thời mái, tức là: q = qbt + qmai + qtt

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

= = =

π bt

bt g V 10,02.5000

q 7,0 kg / cm

2 .r 2.3,14.1140

= 7,0.9,81.10-3kN/cm = 0,069 kN/cm;

− − = π = = mai mai g V.g.10 q 2 .r

4,17.5000.9,81.10 0,0286kN / cm

2.3,14.1140

= tt = = =

tt g r 1,8.11,4

q 10,26 kN / m 0,103 kN / cm;

2 2

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

∆ = −d − = −

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

(0,0102 + 0,023).M0 + (- 0,0343 - 0,0084) = Từ nhận M0 = 1,29 kN.cm/cm

Kiểm tra bền vành biên đáy theo công thức (7)

0

b 2

b,bd

2

b 4.M 4.1,29

t (0,7 0,05)

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

σ = =

−

= < γ = =

– độ bền vành biên đáy đảm bảo

Không nên giảm chiều dày vành biên đáy, lấy tối thiểu cho phép thể tích bể cho

3.2 Ví dụ 2: Đáy bể bê tông

Số liệu ban đầu: Bể trụ đứng với mái cố định, chiều cao bể 18 m (0,3 m mặt thoáng), chứa chất lỏng sản phẩm dầu đen, có ρcl=8,82 kN/m3 Áp lực dư bên Pdc = 2kPa

Chân không c =

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

Yêu cầu: Xác định chiều dày đáy bể vùng biên Phần trung tâm đáy cấu tạo từ thép kích thước 1500x6000 mm với chiều dày mm, tổ hợp dạng phẳng Với thành làm từ mác thép khác chiều dày khoang t1=18 mm chiều dày tối thiểu biên 12 mm (xem bảng 1) Lấy chiều dày biên đáy 12 mm, kiểm tra chúng theo giá trị mô men uốn hiệu ứng biên Do bể xét cần phải gối lên móng bê tơng cốt thép, mô men uốn hiệu ứng biên M0 xác định theo phương trình (8) Tính giá trị tham số phương trình (8) theo công thức (2) (3)

Hệ số biến dạng thành

− υ β =t 2 2

b,1 3.(1 ),

r t

trong υ=0,3 - hệ số Pốt xơng;

= − = =

b,1

t 18,0 0,6 17,4 mm 1,74 cm. −

β =t = 2

3.(1 0,3 ) 0,02 1 . cm 2330 1,74

Hệ số quy ước thành

= b,1 = =

t 2

E.t 2,06.10 1,74

K 0,0066 kN / cm

r 23,3 10

Áp lực lên đáy

( )

− −

= ρ +

= − +

=

u cl d

6

2 P 1,1 H P

1,1.8,82.10 18,0 0,3 10 2,4.10 0,0174 kN / cm

−

− −

= =

− =

' u d

1

6

P P 0,0174 0,00024 P

H 1800 30

9,695.10 kN / cm

Hệ số phương trình tắc (8)

− β

δ =t 3t = =

11 t

2. 2.0,02 2,424.10 1 .

K 0,0066 kN

− β − ∆ = − − = = − '

t u t

1b

t

6

P P

K

0,0174 0,02 9,695.10 0,0513.

0,0066 Độ cứng trụ biên đáy

( ) ( ) ( ) = − υ − = = − b,bd bd 2 4 E.t D 12 1

2,06.10 1,2 0,06

0,28.10 kN.cm. 12 0,3

Thay giá trị vừa tìm vào phương trình (8)

+ − =

0

2,424.M 9,015 M 513,0 0.

Từ nhận được, M0 = 14,1 (kN.cm)/cm

Kiểm tra điều kiện bền biên đáy, tiến hành theo cơng thức (7) Trước hết, tìm cường độ tính tốn u cầu theo giới hạn chảy cho biên đáy theo công thức

( )

= =

γ γ −

=

yc

y 2

b.bd c b

4.M 4.14,1

f

t 1,2 0,06 1,0.1,2

36,9 kN / cm ,

trong γ =c 1,0;γ =b 1,2. Giá trị yc

y

f 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 biên đáy, không thay đổi ứng suất pháp chúng

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

= = =

d,d

u

M 14,1

l 2. 2. 57 cm.

P 0,0174

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

4 Kết luận kiến nghị

Trên trình bày cấu tạo tính tốn thép đáy bể chứa, với đáy bể đặt đàn hồi bê tông Đáy bể tổ hợp từ thép định hình, chia thành: phần trung tâm phần biên Đối với phần trung tâm phần biên đáy, chiều dày đáy chọn theo yêu cầu cấu tạo (chiều dày tối thiểu tối đa), phụ thuộc vào chiều dày khoang thành bể Ngồi ra, phần biên đáy cịn tính tốn mơ men hiệu ứng biên, có kể đến biến dạng dẻo

Các tính tốn thành mái bể tham khảo tài liệu [1, 3, 5]./

Tài liệu tham khảo

1 Phạm Văn Hội, Nguyễn Quang Viên (2013), “Kết cấu thép – Cơng trình đặc biệt”, Nhà xuất Khoa học Kỹ thuật, Hà Nội.

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

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

4 Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5575:2012, “Kết cấu thép – Tiêu chuẩn thiết kế”, Nhà xuất Khoa học 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.

Mơ hình siêu phần tử phần tử với hai điểm nút hai đầu phần tử, mặc định có n điểm biến dạng dẻo liên tục bên phần tử

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

Xây dựng ma trận dẻo siêu phần tử dầm liên hợp phương pháp giải tích

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

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

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

Tài liệu tham khảo

1 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 cộng (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

Nghiên cứu thành phần động tải trọng gió cho cơng trình tháp, trụ thép

Research of the dynamic component of the wind load for high-rise steel structures

Đồn Tuyết Ngọc, Vũ Lệ Qun

Tóm tắt

Khi tính tốn tải trọng gió động cho cơng trình có chiều cao lớn thường tính tổng tác động gió bao gồm thành phần chuẩn tĩnh cộng hưởng lên công trình Việc dẫn đến tính tốn kết cấu khơng xác, giảm hiệu kinh tế với cơng trình mang tính điển hình phổ biến như tháp trụ thép, cột thu phát sóng Bài báo nêu kiến nghị hiệu chỉnh tiêu chuẩn hành việc xác định các thành phần động tải trọng gió với cơng trình thép cao.

Từ khóa: Tải trọng tác động, cơng trình tháp

trụ thép, tải trọng gió, thành phần chuẩn tĩnh, thành phần cộng hưởng

Abstract

When 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: <tuyetngocdoan@yahoo.com> TS Vũ Lệ Quyên

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: <lequyenvu.hau@gmail.com>

Hiện nay, cơng trình cao có chức đặc biệt tháp, trụ thu phát để cung cấp truyền hình, phát thanh, truyền thơng di động đóng vai trị quan trọng việc phát triển sở hạ tầng kinh tế xã hội Nếu khu thị ăng-ten đặt tịa nhà cao tầng, vùng chưa phát triển, cơng trình đặc biệt tháp cột thu phát sóng vơ cần thiết

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

Giá trị thành phần động phụ thuộc vào hệ số động lực ξ, xác định độ giảm loga dao động δ [2] Nếu với đa số tịa nhà có δ > 0,3, với cơng trình thép cao, mảnh có δ < 0.15, có nghĩa kết cấu giảm chấn mức độ thấp, cơng trình dễ bị hư hại ảnh hưởng gió giật

Do tính chất hàng loạt phổ thông tháp trụ thép nên cần phải tạo kết cấu điển hình khơng tốn sản xuất lắp dựng, đồng thời phải đảm bảo chất lượng, độ bền, độ ổn định hay nói cách khác – có trọng lượng tối thiểu với khả chịu lực lớn Điều kiện thực tải trọng thực tế xác định cách xác, đặc biệt thành phần động tải trọng gió có đặc điểm ngẫu nhiên tính phá hoại cao

Trong nghiên cứu, thí nghiệm ảnh hưởng gió động cho cơng trình tháp, trụ thép [3-5] cho thấy thành phần động xuất tác dụng gió giật dọc theo hướng gió bao gồm hai thành phần: thành phần chuẩn tĩnh (quasistatic), sinh tác động gió có tần số thấp gần với tần số tối đa phổ lượng vận tốc gió thay đổi; thành phần cộng hưởng (resonance), gây gió giật tần số cao vùng tần số dao động thân cơng trình (hình 1) Ở hình thấy phổ lực khí động học thơng thường tác động lên cơng trình có giá trị cực đại phổ phản ứng cơng 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 phổ lượng gió giật, bên phải – vùng tần số cao hay cộng hưởng trùng với tần số dao động riêng cơng trình ω0

Tỷ lệ chuyển vị cơng trình gây thành phần chuẩn tĩnh cộng hưởng phụ thuộc vào chu kỳ dao động riêng biểu diễn hình

Trong tiêu chuẩn quy định tính tốn tác động gió với cơng trình, thường sử dụng phương pháp tính tổng tác động gió (tác động chuẩn tĩnh cộng hưởng) Giá trị tiêu chuẩn thành phần động áp lực gió cơng trình phận kết cấu mà sơ đồ tính tốn có dạng bậc tự có dạng [2]:

W = Wp m⋅ ⋅ ⋅ξ ς ν , (1)

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

= 2 c t

ζ α γ , (2)

Trong đó: αc – hệ số an tồn xét đến ảnh hưởng hình dạng kết cấu; γt – cường độ rối xác định phương trình:

=

10

t vl z

α γ σ

−

  ⋅  

, (3)

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

( ) 1/2

=

vl Svl d

σ ∞ ω ω

∫  , (4)

Trong đó: Svl(ω) – Mật độ phổ tương hỗ 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 xung dọc vận tốc Davenport, thu sở phân tích phổ có gió mạnh có dạng sau [6]:

( ) 02 4/3 2 =

1

vl V u

S

u k

ω

ω + 

, (5)

Trong đó: V0 – tốc độ gió trung bình độ cao tiêu chuẩn 10m; k0 - hệ số cản bề mặt (k0 lấy giá trị 0,005 với địa hình trống trải; 0,01 với địa hình nhiều cối ngoại ơ; 0,04 với khu vực thành phố); u – đại lượng tính công thức: L u V ω =

, (6)

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

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

1/2 2 0 4/3 2 = 2 10 1 − ∞                           +               ∫ c L

k V z

V d L V α ω ζ α ω ω ω (7) Biểu thức cho tổng giá trị hệ số áp lực động ζ toàn phổ biến động hỗn loạn tốc độ gió Theo đó, xác định tất ứng xử kết cấu trường hợp gió giật (chuyển vị, nội lực, ứng suất, ) sở hệ số áp lực động ζ - giá trị tổng hệ số áp lực động diễn tồn dải tần số gió Phương pháp thường áp dụng cho tòa nhà Tuy nhiên, cơng trình thép có độ cao lớn, cần phải xác định phản ứng động học công trình tác dụng gió giật theo hai giải tần số

chuẩn tĩnh cộng hưởng như: tính tốn cơng trình theo cường độ mỏi tuổi thọ, tính tốn cơng trình có kết cấu chịu lực gắn ăng ten định hướng theo trạng thái giới hạn thứ hai, tính tốn dao động giảm chấn lắp đặt cơng trình [3],

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

1/2

0 2 1/3

1 = 1

10 1 ct o z k L V α ζ ω −            −                +                

  , (8)

1/2

0 2 1/3

1 = 3

10 1 ch o z k L V α ζ ω −                           +               

  , 9)

Trong đó: ω0 - tần số dao động riêng kết cấu Khi đó, thành phần động áp lực gió khơng xác định theo cơng thức (1), mà theo biểu thức sau [4]:

2

Wp = Wpct +Wpch , (10)

Wpct =kctWm ct ct ctξ ζ ν , (11)

Wpch =kchWm ch ch chξ ζ ν , (12)

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

* ch C π ξ δ =

, (13)

Trong δ suy giảm dao động kết cấu, C* hệ số phụ thuộc vào suy giảm dao động dẫn bảng [5]

Hình Phổ lượng phản ứng động học cơng trình phụ thuộc vào tần số

Hệ số tương quan υct = (11), υch (12) xác định theo biểu đồ hình [4]

Trong h – chiều cao cơng trình; c – đặc trưng kích thước tiết diện ngang; Vh– tốc độ gió trung bình độ cao h Trong hình đường cong đánh số 0,5; 1; 2; đặc trưng cho tỷ lệ h/c

Công thức (11) (12) khác với công thức (1) yếu tố: hệ số chuẩn tĩnh kct (11) hệ số cộng hưởng kch (12) Các hệ số đặc trưng cho tỷ lệ tham gia thành phần (chuẩn tĩnh cộng hưởng) giá trị ứng xử động học công trình gió giật Tỷ lệ tham gia biểu thị hình 4, giá trị kct kch biểu diễn phụ thuộc vào chu kỳ dao động cơng trình [3]

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

Wpct =kctW 1m⋅ ⋅ζct⋅ =1 kctWm ctζ

, (14)

*

W W

3,14 W 3,87 W

0,1 8,1

pch ch m ch ch

ch m ch ch ch m ch ch

k

C

k k

π ζ ν δ

ζ ν ζ ν

=

= = ⋅

⋅ (15)

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

- Tính tốn xác áp lực gió động tác dụng lên cơng trình so với phương pháp hành

- Có giá trị biên độ dao động tính tốn xác hơn, cơng trình có giảm chấn thấp có q trình chuyển

vị liên tục

- Thiết kế lắp đặt giảm chấn phù hợp để giảm biên độ dao động (giảm biên độ dao động cơng trình dải tần số cộng hưởng)./

Bảng 1: Giá trị hệ số C* phụ thuộc vào độ giảm loga dao động δ

δ C* δ C*

0,01 9,3 0,1 8,1

0,02 9,14 0,112 7,9

0,03 9,1 0,15 7,5

0,04 8,9 0,2 7,14

0,05 8,78 0,25 6,6

0,08 8,4 0,3 6,2

Hình Tỷ lệ thành phần hệ số chuẩn tĩnh cộng hưởng phụ thuộc vào chu kỳ dao động riêng

Hình Biểu đồ xác định hệ số tương quan phạm vi cộng hưởng tần số tùy thuộc vào giá trị h/c và h / Vω0 h

0 h

h / Vω 2

ch

ν

Tài liệu tham khảo

1 Phạm Văn Hội, Nguyễn Quang Viên, Phạm Văn Tư, Đoàn Ngọc Tranh, Hoàng Văn Quang, Kết cấu thép (Cơng trình dân dụng cơng nghiệp), Nhà xuất Khoa học Kỹ thuật, Hà Nội, 232-233, 1998.

2 TCXD 229-1999: Chỉ dẫn tính tốn thành phần động 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.

Phân tích số tham số ảnh hưởng đến hiệu ứng màng 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 tắt

Hiệu ứng màng chế làm việc kết cấu sàn bê tông cốt thép (BTCT) xảy biến dạng lớn Cơ chế làm việc cho phép tăng khả chịu tải giới hạn của kết cấu so với khả chịu tải trạng thái giới hạn dẻo (thời điểm đường dẻo hoàn thành) Dựa các phương pháp lý thuyết sẵn có hiệu ứng màng, nghiên cứu sử dụng phương pháp Bailey để tính tốn tính hiệu hiệu ứng màng kết cấu sàn kê tự bốn cạnh Các kết thu cho phép phân tích số tham số ảnh hưởng đến hiệu ứng màng kết cấu sàn, là: (i) khoảng cách cốt thép, (ii) đường kính cốt thép, (iii) chiều dày sàn, (iv) tỉ số hình dạng sàn.

Từ khóa: Sàn bê tơng cốt thép, biến dạng lớn, hiệu ứng màng,

vành nén ngoài, đường dẻo, khả chịu tải giới hạn

Abstract

Membrane 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: anhdk@nuce.edu.vn

Nguyễn Ngọc Tân

Khoa Xây dựng DD&CN, Trường Đại học Xây dựng Email: tannn@nuce.edu.vn

Phạm Xuân Đạt

Khoa Xây dựng DD&CN, Trường Đại học Xây dựng Email: datpx@nuce.edu.vn

Nguyễn Trung Hiếu

Khoa Xây dựng DD&CN, Trường Đại học Xây dựng Email: hieunt@nuce.edu.vn

1 Đặt vấn đề

Hiệu ứng màng (HUM) chế làm việc kết cấu sàn BTCT xảy độ võng lớn (biến dạng lớn) Cơ chế làm việc cho phép tăng khả chịu tải giới hạn kết cấu so với khả chịu tải tính tốn theo lý thuyết đường dẻo (thời điểm đường dẻo hoàn thành) [1] Ở giai đoạn đầu, độ võng nhỏ, kết cấu sàn chịu lực theo chế uốn Khi tăng dần tải trọng, độ võng tăng lên, đường dẻo hình thành phát triển (Hình 1a, 1b, 1c) Khi đường dẻo hình thành xong, tải trọng tiếp tục tăng khả chịu uốn kết cấu sàn không đủ để đáp ứng Lúc này, kết cấu sàn hình thành chế chịu lực khác thay chế uốn gọi hiệu ứng màng (Hình 1d, 1e, 1f) Nếu độ võng sàn tăng chế phải huy động nhiều Trên sàn hình thành hai vùng: (1) vùng sàn chịu kéo, gọi màng kéo; (2) vùng xung quanh biên sàn chịu nén, gọi vành nén Hai vùng tự điều chỉnh để cân nhau, giữ ổn định tổng thể cho sàn Toàn lưới cốt thép sàn làm việc màng căng chịu kéo, treo vào vành biên chịu nén để chịu tải trọng đứng tác dụng lên sàn

Từ cố xảy kết cấu cơng trình thực tế (ví dụ: hỏa hoạn, khủng bố), thí nghiệm phịng kết cấu bê tông cốt thép (BTCT), nhà nghiên cứu xác định hiệu ứng màng có vai trị phân phối lại nội lực kết cấu có biến dạng lớn Do đó, khả chịu tải giới hạn kết cấu tăng lên, làm hạn chế phá hủy đột ngột lũy tiến cơng trình

Từ năm 1955, có nhiều cơng trình nghiên cứu lý thuyết hiệu ứng màng sàn phẳng BTCT, kể đến là: nghiên cứu Wood [2] kết cấu sàn có dạng hình trịn; Taylor [3] Kemp [4] nghiên cứu hiệu ứng màng bỏ qua phát triển vết nứt, dẫn đến đánh giá khả chịu tải tính tốn kết cấu cao so với thực tế

Phương pháp lượng sử dụng nghiên cứu Sawczuk & Winnicki [5] sàn có tỉ số cạnh dài/cạnh ngắn thay đổi khoảng 1-2 Kết nghiên cứu hai dạng phá hoại kết cấu sàn Dạng phá hoại (hình 2a) có vết nứt lớn phát triển sàn theo phương cạnh ngắn dạng phá hoại (hình 2b) có hai vết nứt lớn phát triển qua hai vị trí giao điểm đường dẻo theo theo phương cạnh ngắn Phương pháp Hayes [6] sử dụng phương trình cân dựa dạng phá hoại Sawczuk Tuy nhiên, dạng phá hoại thứ lại xảy với nghiên cứu thực nghiệm

Ngoài ra, nhiều nghiên cứu thực nghiệm hiệu ứng màng thực Điển hình nghiên cứu thực nghiệm tiến hành phịng thí nghiệm Viện nghiên cứu xây dựng Anh đặt Cardington [7] (Building Research Establisment Laboratory - BRE), mẫu thí nghiệm sàn composite Kết cho thấy sàn composite có độ võng lớn, có xuất HUM góp phần làm tăng khả chịu lực Bên cạnh đó, cịn có thí nghiệm mẫu nhỏ [2,5,6,8] đưa kết luận chung: sàn vết nứt phát triển lớn dần theo phương cạnh ngắn dẫn đến làm đứt cốt thép đặt theo phương cạnh dài (hình 2a), độ võng sàn tăng lên hình ảnh đường dẻo khơng thay đổi

kể đến hiệu ứng màng [9], gọi phương pháp Bailey Hiện nay, phương pháp sử dụng rộng rãi nước Châu Âu lĩnh vực thiết kế sàn composite chịu nhiệt độ cao Trong nghiên cứu này, phương pháp Bailey sử dụng để phân tích ảnh hưởng số tham số đến HUM kết cấu sàn BTCT kê tự bốn cạnh, như: khoảng cách cốt thép, đường kính cốt thép, chiều dày sàn tỉ số hình dạng kết cấu

2 Phương pháp nghiên cứu

Trong nghiên cứu này, kết cấu sàn BTCT kê tự bốn cạnh chọn để khảo sát tham số ảnh hưởng đến hiệu HUM Sự làm việc sàn xem xét hai trường hợp sau đây:

(i) Khi sàn phẳng kê tự làm việc phương, sàn có độ võng lớn hai cạnh ngắn sàn có xu hướng chuyển vị vào Nếu chuyển vị bị ngăn cản sàn phát sinh lực kéo làm tăng khả chịu lực sàn

(ii) Khi sàn phẳng kê tự làm việc theo hai phương: dải sàn X-X sản (hình 3) làm việc giống sàn phẳng làm việc phương; dải sàn Y-Y mép sàn vị trí đặt liên kết đứng khơng bị biến dạng

Sau hình thành đường dẻo hoàn toàn, sàn bị chia thành bốn phần độc lập, liên kết với đường dẻo Trong trường hợp sàn có độ võng lớn, phần độc lập có xu hướng chuyển vị vào tác dụng lực kéo vị trí sàn, bị cản trở lại phần biên Trong dải sàn X-X xuất ứng suất kéo, dải sàn Y-Y xuất ứng suất nén Chính điều tạo vùng chịu kéo sàn vùng chịu nén xung quanh biên sàn Do đó, khả chịu lực tổng thể sàn bao gồm khả chịu lực vùng sàn kéo khả chịu uốn tăng lên vành nén Trong số phương pháp lý thuyết sẵn có, phương pháp Bailey với ưu điểm khơng q phức tạp tốn học, công thức lập sẵn tiện lợi sử dụng độ tin cậy phương pháp kiểm chứng thí nghiệm ứng dụng rộng rãi vào thực tế Anh Châu Âu lĩnh vực chế tạo sàn composite chịu nhiệt độ cao Do đó, phương pháp lựa chọn để khảo sát hiệu ứng màng kết cấu sàn kê tự bốn cạnh có độ võng lớn

Dựa kết thí nghiệm, Bailey giả thiết phân phối ứng suất lực mặt phẳng hình Tại thời điểm đường dẻo hồn thành, kết cấu sàn chia thành hai loại phần từ (hình 4) Khả chịu tải (KNCT) sàn thời điểm HUM hoàn thành (hình 1f) so sánh với KNCT thời điểm đường dẻo hồn thành (hình 1c) thơng qua hệ số e Hệ

Hình Sự phát triển hiệu ứng màng kết cấu sàn

Hình Hiệu ứng màng sàn kê tự [9,10]

Hình Sự phân phối ứng suất lực mặt phẳng [7]

Hình Hai dạng phá hoại kết cấu sàn BTCT [5]

phần tử tương ứng Trong đó, μ hệ số kể đến làm việc hai phương sàn, a = L/l tỉ số hình dạng sàn, L (mm) kích thước cạnh dài, l (mm) kích thước cạnh ngắn, M0 mô men uốn giới hạn dẻo dải sàn rộng đơn vị theo phương cạnh dài

− =

− µ

1

1 e e2

e e

-1 a (1)

= +

1 1m 1b

e e e (2)

= +

2 2m 2b

e e e (3)

Khi có hiệu ứng màng, phần tử kết cấu sàn có hai thành phần làm tăng khả chịu lực, thể cơng thức (2) (3), là:

(i) Thành phần thứ tăng khả chịu lực lực màng (vùng chịu kéo) so với trạng thái giới hạn dẻo, ký hiệu hệ số e1m e2m tương ứng với phần tử 2, xác định theo công thức (4) (5)

(ii) Thành phần thứ hai tăng khả chịu uốn vành nén (vùng chịu nén) so với trạng thái giới hạn dẻo, ký hiệu hệ số e1b e2b tương ứng với phần tử 2, xác định theo công thức (8) (9)

( ) ( ( ))  +     = =   +  +   +  1m 1m

0 o

n 3k - nk

M 4b w

e 1- 2n

mM L g d 3 k (4)

( ) ( )     + −  = =    +   +    2m 2m 3

0 o

M 4bK w 3k k

e

M L g d 6 k

(5)

Trong đó:

(g0)1 (g0)2 thông số xác định biểu đồ ứng suất uốn theo phương cạnh ngắn cạnh dài sàn (hình 5)

d1 d2 chiều cao hiệu cốt thép theo phương ngắn phương dài sàn (hình 5)

M1m M2m mô men uốn vị trí đặt liên kết đứng lực màng tạo phần tử 2, tính tốn theo cơng thức (6) (7), với w độ võng lớn sàn, n tham số phụ thuộc mẫu đường dẻo (hình 4), KT0 lực kéo cốt thép đơn vị bề rộng sàn

( ) ( ) ( ) + − − + = +

1m 2

n 3k nk M KT Lbw 2n

3 k (6)

( )   + −   =    +   

2m 3k k2

M KT lbw `

6 k

(7) ( ) ( )  α β    = + − − − +  = µ   2 1 1b b b M

e 2n k k k

M L (8)

( ) ( )

α β

= = + − − 2 2− + 2b

0

bK b K

M

e 1 k 1 k k 1

M l 2 3 (9)

Trong công thức (8) (9), hệ số thành phần tính tốn theo công thức sau đây:

( ) ( ) α α = + 2 2 g ,

3 g ;

( ) ( ) − β β = + 2 g ,

3 g ;

( ) = + + − 1.1l b

8K A B C D ;

( − )

= +

+

2 4na 2n

k 1

4n a 1

( ) ( )   −                   =   −  + −   +  + +           

2 2 2

L nL

2

1 l l 1 l

A nL nL

2 k 8n nL k

( )         =   −  +  +  +     

2 2

2

1 k nL k l

B (nL)

2 k k

;

( )

= l2 −

C k

16n ;

  

= −  − 

  

L L nL

D nL

2

3 Kết nghiên cứu

Theo phương pháp Bailey, tính hiệu hiệu ứng màng (hệ số e) kết cấu sàn có độ võng lớn phụ thuộc nhiều yếu tố, kích thước sàn, loại vật liệu, cường độ vật liệu, đường kính cốt thép, khoảng cách cốt thép Đánh giá ảnh hưởng tham số kể đến hiệu ứng màng việc làm cần thiết Điều giúp nhà xây dựng đưa giải pháp tối ưu thiết kế để hệ số e đạt giá trị lớn

Trong nghiên cứu này, phương pháp Bailey sử dụng để khảo sát số yếu tố ảnh hưởng đến hiệu ứng màng, là: (i) khoảng cách cốt thép, (ii) đường kính cốt thép, (iii) chiều dày sàn (iv) tỉ số hình dạng Hệ số e có giá trị lớn tính hiệu hiệu ứng màng cao, cho phép tăng khả chịu lực kết cấu sàn có độ võng lớn Hệ số e tính tốn cho sàn kê tự bốn cạnh, có cường độ chịu nén bê tông Fcu=0,02 kN/ mm2, cốt thép đặt theo hai phương giống nhau, giới hạn chảy cốt thép Fy=0,24 kN/mm2, mô đun đàn hồi cốt thép E=204,882 kN/mm2 Bề rộng sàn chọn l =1100 mm Chiều dài sản thay đổi từ L=1100 mm đến 2000 mm Do đó, tỉ số hình dạng a thay đổi khoảng từ 1,00 đến 1,82 (Bảng 1)

Hệ số e tính tốn ba trường hợp, cụ thể sau:

Bảng Kích thước hình học sàn

L (mm) 2000 1900 1800 1700 1600 1500 1400 1300 1200 1100

l (mm) 1100 1100 1100 1100 1100 1100 1100 1100 1100 1100

Trường hợp 1: Chiều dày sàn chọn trước, tỉ số hình dạng khoảng cách cốt thép thay đổi;

Trường hợp 2: Chiều dày sàn khoảng cách cốt thép chọn trước, đường kính cốt thép thay đổi;

Trường hợp 3: Đường kính khoảng cách cốt thép chọn trước, tỉ số hình dạng chiều dày sàn thay đổi

3.1 Hiệu ứng màng thay đổi khoảng cách cốt thép

Chiều dày sàn chọn trước H = 40 mm, cốt thép đặt theo hai phương có đường kính Φ3 mm Cho khoảng cách cốt thép thay đổi s = 80 mm, 120 mm, 150 mm (tương ứng với hàm lượng cốt thép 0,13%, 0,16%, 0,23%) Hệ số e tính tốn khoảng cách cốt thép giá trị khác tỉ số hình dạng Nếu a = giá trị hệ số e gần giống (e = 0,956 – 0,960 nhỏ 1) thay đổi khoảng cách cốt thép Nếu a > biểu đồ quan hệ (e-a) hệ số tăng

khả chịu lực hiệu ứng màng tỉ số hình dạng trình bày hình Kết thu cho phép đưa số nhận xét sau:

- Nếu sàn có dạng hình vng (a = 1) hệ số e gần không bị ảnh hưởng khoảng cách cốt thép

- Các sàn có chiều dày đường kính cốt thép, khoảng cách cốt thép tăng lên hệ số e tăng Trong trường hợp này, hệ số e đạt giá trị lớn khoảng cách cốt thép s = 150 mm

- Tỉ số hình dạng lớn hệ số e phụ thuộc vào khoảng cách cốt thép, nghĩa chệnh lệch giá trị hệ số e nhỏ Khi giá trị a thay đổi khoảng 1,00 – 1,82, hệ số e đạt giá trị lớn a = 1,55

Như vậy, với thơng số đầu vào cho trước trên, tính hiệu HUM đạt lớn lựa chọn tỉ số hình dạng a = 1,55 khoảng cách cốt thép s = 150 mm

3.2 Hiệu ứng màng thay đổi đường kính cốt thép

Dựa kết thu mục 3.1, phần chiều dày sàn lựa chọn trước H = 40 mm, khoảng cách cốt thép chọn s = 150 mm Cho đường kính cốt thép thay đổi ϕ3 mm, ϕ4 mm, ϕ5 mm (tương ứng với hàm lượng cốt thép 0,13%, 0,23%, 0,36%) Nếu a = hệ số e có giá trị tăng từ 0,956 đến 0,978 (đều nhỏ 1) đường kính cốt thép tăng từ – mm Nếu a > hệ số e có giá trị lớn Hình giới thiệu biểu đồ quan hệ (e-a) hệ số tăng khả chịu lực hiệu ứng màng tỉ số hình dạng sàn

Kết thu cho phép đưa số nhận xét sau:

- Giá trị hệ số e có xu hướng tăng lên 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, sử dụng đường kính cốt thép lớn tỉ số hình dạng a phải có giá trị lớn Trong trường hợp này, hệ số e lớn tỉ số hình dạng a có giá trị khoảng 1,55 – 1,65 Với cốt thép có đường kính ϕ5 mm tỉ số hình dạng a = 1,64 hệ số e đạt giá trị lớn 1,15

3.3 Hiệu ứng màng thay đổi chiều dày sàn

Dựa kết nhận mục 3.1 3.2, để đánh giá ảnh hưởng chiều dày sàn đến tính hiệu hiệu ứng màng, tiến hành tính tốn hệ số e kết cấu sàn có đường kính cốt thép ϕ5 mm, khoảng cách cốt thép s = 150 mm Các kết cấu sàn cho chiều dày thay đổi H = 40 mm, 50 mm, 60 mm Nếu a = hệ số e nhỏ 1, có giá trị giảm dần từ 0,966 đến 0,905 chiều dày sàn tăng từ 40 – 60 mm Nếu a > hệ số e có giá trị lớn (hình 8) Hệ số e có giá trị lớn kết cấu sàn có chiều dày nhỏ Kết thu với chiều dày sàn nhỏ tính hiệu hiệu ứng màng thể rõ ràng

4 Kết luận

Trong nghiên cứu này, phương pháp Bailey sử dụng để tính tốn tăng khả chịu tải giới hạn hiệu ứng màng kết cấu sàn BTCT kê tự bốn cạnh Các kết cấu sàn lựa chọn thông số giống vật liệu bê tông thép Khi thay đổi giá trị tham số khoảng cách cốt thép, đường kính cốt thép, chiều dày sàn tỉ số hình dạng, kết tính tốn tăng khả chịu tải giới hạn hiệu ứng màng (hệ số e) kết cấu sàn cho phép đưa số kết luận sau:

Hình Hệ số e thay đổi tỉ số hình dạng (a > 1) và khoảng cách cốt thép

Hình Hệ số e thay đổi tỉ số hình dạng (a > 1) và đường kính cốt thép

Khảo sát quan hệ M-Φ tiết diện dầm bê tông cốt thép sử dụng mô hình vật liệu khác nhau

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

Tóm tắt

Khả dẻo cần dự báo phân tích 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 mơ hình ứng xử vật liệu bê tơng hai mơ hình vật liệu thép sử dụng để thiết lập đường cong quan hệ M-Φ Sau kết phân tích so sánh với kết thực nghiệm [1] Kết giá trị phân tích theo mơ hình “Thép Raynor, Lehman và Stanton _ Bê tông EN1992” gần so với kết quả thực nghiệm.

Từ khóa: phương pháp thớ, dầm bê tông cốt thép, quan hệ

mô men-độ cong, độ dẻo

Abstract

The 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: trunghieu.ktxd@gmail.com TS Lê Anh Tuấn

Viện Kĩ thuật Cơng Trình Đặc biệt Học viện Kỹ thuật Quân Email: tuanleanh@gmail.com ThS Lê Thanh Tuấn Khoa Xây dựng

Đại học Xây dựng Miền tây Email: lethanhtuanht84@gmail.com TS Đặng Vũ Hiệp

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội

1 Đặt vấn đề

Phân tích làm việc kết cấu bê tơng cốt thép xem xét tính phi tuyến vật liệu cho ứng xử thực tế đặc biệt kết cấu nằm vùng động đất Đối với kết cấu nằm vùng có động đất, yêu cầu chịu biến dạng lớn đàn hồi 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) thời điểm cốt thép chảy dẻo thời điểm biến dạng bê tông vùng nén đạt giá trị cực hạn Xây dựng đường cong quan hệ M-Φ cấu kiện chịu uốn cần biết mối quan hệ ứng suất-biến dạng cho cốt thép bê tông

Bài báo trình bày cách thiết lập quan hệ M-Φ cho dầm bê tông cốt thép chịu uốn cách sử dụng phương pháp chia thớ [7, 8] Một chương trình phân tích ứng xử dầm bê tơng cốt thép chịu tải trọng tĩnh có tên H2b viết ngơn ngữ lập trình MATLAB Kết thu đường cong quan hệ M- Φ cho dầm sử dụng mơ hình vật liệu khác kiểm chứng với kết thực nghiệm hai dầm U1 U2 [1]

2 Các mơ hình vật liệu

Bảng thể biểu thức tốn học mơ hình vật liệu lựa chọn Mơ hình vật liệu cho bê tơng mơ hình bê tơng (EN 1992-1-1: 2004 [2]), (Kent Park (1971) [3]), (Hognestad (1951) [4] Tsai (1988) [5]) Mơ hình vật liệu thép xem xét mơ hình cốt thép đàn-dẻo lý tưởng (EN1992-1-1: 2004 [2]) mơ hình kể đến giai đoạn củng cố cốt thép (Raynor, Lehman Stanton (2002) [6])

Trong đó: n – số mũ;

εc – Biến dạng bê tông chịu nén;

εco – Biến dạng bê tông 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 bê tông chịu nén tương ứng với 50% ứng suất

lớn fc’ bê tông vùng nén không bị kiềm chế;

εs – Biến dạng thép;

εv – Biến dạng cốt thép bắt đầu trạng thái chảy;

εuk – biến dạng đặc trưng 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 vùng chịu nén;

fc’ – Ứng suất bê tông vùng chịu nén có giá trị lớn tương ứng

với;

fs – Ứng suất vật liệu thép;

fv – Ứng suất trạng thái chảy dẻo;

ft – Cường độ chiu kéo cốt thép;

fvk – Cường độ chảy dẻo đặc trưng cốt thép;

Bảng Biểu thức toán học cho mơ hình vật liệu khác nhau

Mơ 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 bê tông vùng nén:

c co

0 ≤ ε ≤ ε

n

' c

c c

co

f =f 1 − − ε   ε    

 

(1)

Khi biến dạng tỷ đối bê tông vùng nén:

≤ ≤

co c cu

ε ε ε

'

c c

f f=

(2)

Kent & Park (1971) [3]

Khi biến dạng tỷ đối bê tông vùng nén:

c co

0 ≤ ε ≤ ε

2 ' 2

c

c c

c

co co

f = f εε − εε  

   

  (3)

Khi biến dạng tỷ đối bê tông vùng nén:

≤ ≤

co c cu

ε ε ε

( )

' 1

c c c c co

f = f  −z ε ε− 

(4)

Với

50

0.5

u co

Z =ε ε

−

Hognestad (1951) [4]

Khi biến dạng tỷ đối bê tông vùng nén:

c co

0 ≤ ε ≤ ε

2 ' 2

c

c c

c

co co

f = f εε − εε  

   

  (5)

Khi biến dạng tỷ đối bê tông vùng nén:

c co ε ≥ε

' '

' ( ) 0.85

0.003

c c

c c c o

o

f f f f ε ε

ε −

= + − ×

− (6)

Tsai (1988) [5]

Phương trình viết mối quan hệ ứng suất – biến dạng bê tông không bị kiềm chế nở ngang sau:

1

1 1

n

mx y

n x

m x

n n

=

 

+ −  +

− −

 

(7)

Trong đó: y f f= c/ c'

c co

x= ε ε/ – tỷ số biến dạng bê tông x y=1

'

17.9 1

( ) c

m

f Mpa

= +

(8) '(

) 1.85

c

f Mpa

Ec – Mô đun đàn hồi tiếp tuyến bê tông;

Es – Mô dun đàn hồi thép;

Z – tham số Ứng suất – Biến dạng bê tông không bị kiềm chế nở hông

3 Xây dựng đường cong M-Φ phương pháp chia thớ

3.1 Phương pháp chia thớ

Phương pháp chia thớ mặt cắt hay mơ hình dạng thớ rời rạc phân tích mặt cắt phần tử dầm thành nhiều thớ Các thớ chạy dọc phần tử làm việc theo ứng suất dọc trục Người ta đơn giản hóa cách chia thớ thành hình chữ nhật giả thiết rằng, biến dạng lớp

phân bố biến dạng tâm thớ Khi biến dạng lớp nhau, ứng suất bê tơng lớp Lực thớ xác định cách nhân ứng suất với diện tích lớp momen tích 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 mặt cắt xác định xác dựa giả thiết mối quan hệ ứng suất biến dạng vật liệu mơ hình chia thớ biểu đồ phân bố biến dạng mặt cắt Sự thay đổi ứng suất theo chiều cao dầm theo quy luật bậc cao khả nứt bê tông chịu kéo lớn làm cho việc tính tốn làm việc mặt cắt dầm theo phương pháp giải tích tốn nhiều thời gian, cho mặt cắt có cấu tạo phức tạp

Cốt thép

Tiêu chuẩn EN1992-1-1: 2004 [2]

Nhánh thứ nhánh nghiêng có giới hạn biến dạng εud ứng suất lớn kfyk/γs εuk, k=(ft/fy)k Nhánh thứ hai nằm ngang, không cần phải kiểm tra biến dạng giới hạn Trong báo tác giả sử dụng mơ hình cốt thép có nhánh nằm ngang để tính tốn (cốt thép đàn-dẻo lý tưởng)

Raynor, Lehman Stanton (2002) [6]

Khi biến dạng tỷ đối cốt thép: εs <εy

s s s

f =Eε (10)

Khi biến dạng tỷ đối cốt thép: εy≤εs <εsh

s y

f = f (11)

Khi biến dạng tỷ đối cốt thép: εsh≤εy <εu

( ) s sh s sh

s y u y

u sh u sh

f = f + f − f  εε −εε − εε −εε  

− −

   

 

(12)

Bảng So sánh giá trị Mô men cực hạn độ cong tương ứng

Mơ 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 Stanton_ Bê tông EN1992

U1 16.15 - 15.21

-U2 - 25.32 - 10.6

Thép Raynor, Lehman Stanton_ Bê tông Hognestad

U1 16.21 - 15.21

-U2 - 25.41 - 10.07

Thép Raynor, Lehman Stanton_ Bê tông Kent Park

U1 16.14 - 14.93

U2 - 25.12 - 9.15

Thép Raynor, Lehman 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 Park

U1 15.34 - 15.57

-U2 - 25.11 - 9.23

Thép lý tưởng EN1992_ Bê tông TSAI U1 15.28 - 15.09

Hình Ứng suất biến dạng tiết diện ngang dầm bê tông cốt thép tiết diện chữ nhật [7,8]

Hình So sánh giá trị M-Φ lý thuyết với kết thực nghiệm dầm U1

Hình So sánh giá trị M-Φ lý thuyết với kết thực nghiệm dầm U2

Tài liệu tham khảo

1 M Srikanth, G Rajesh Kumar 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 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 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 John F Stanton, Bond-slip response of reinforcing bars grouted in ducts, ACI Structural Journal, 99(5), 568-576, 2002.

7 Liviu Crainic Mihai Munteanu, Seismic Performance of Concrete Buildings: Structures and Infrastructures Book Series, 9, CRC Press, 2012.

8 T.H Tran, A.T.Le 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 tốn

Hình mơ tả bước tính tốn chi tiết để thiết lập mối quan hệ M-Φ phương pháp chia thớ Biến dạng nén

εc bê tông giả thiết trước với bước thay đổi

0.0001 đạt giá trị cực hạn 0.0035 Về mặt định lượng, ứng xử kết cấu mô tả mối quan hệ momen độ cong tương ứng Độ cứng tiết diện dầm độ dốc đường cong tương ứng với giai đoạn làm việc

Kết hợp quy luật vật liệu (đường cong ứng suất biến dạng) cho bê tông cốt thép phương trình hình học cho phép xác định phân bố ứng suất mặt cắt ngang nội lực (momen uốn) cho giai đoạn ứng xử Đối với ứng suất nén lớn bê tông (xác định phụ thuộc mức tải trọng) chiều cao vùng nén x xác định cách cân nội lực ứng suất Sau momen uốn tương ứng với mức tải xác định cách viết phương trình cân qua trục trung hòa

4 So sánh kết lý thuyết thực nghiệm

Trong mục trình bày quan hệ M-Φ thu từ phương pháp chia thớ sử dụng mơ hình vật liệu khác so sánh với kết thực nghiệm tài liệu [1] Hai dầm U1 U2 [1] với kích thước tiết diện 150mm x 200mm x 2100mm, nhịp thông thủy 1800mm, cốt đai ϕ8, khoảng cách cốt đai 125mm, chiều dày lớp bê tông bảo vệ không cho [1], báo chọn lớp bê tông bảo vệ 25mm cho hai dầm Thép chịu kéo

trong dầm U1 2ϕ12, dầm U2 2ϕ16 Cường độ bê tông fck=42.54Mpa, cường độ chảy dẻo thép ϕ12 ϕ16 lấy từ kết thí nghiệm fy=400.85Mpa fy=409.55Mpa

Hình thể đường cong quan hệ M-Φ kết thực nghiệm dầm U1, U2 kết tính tốn lý thuyết Đường cong M-Φ từ tính tốn lý thuyết sử dụng kết hợp bốn mơ hình vật liệu bê tơng hai mơ hình vật liệu thép Bảng đưa kết so sánh giá trị mô men cực hạn độ cong tương ứng cho trường hợp Kết mơ hình vật liệu lựa chọn tương đối phù hợp với kết thực nghiệm Mơ hình “Thép Raynor, Lehman Stanton _ Bê tông Hognestad” “Thép Raynor, Lehman Stanton _ Bê tông EN1992” cho kết phù hợp với kết thực nghiệm Trong mơ hình “Thép lý tưởng EN1992_ Bê tông Kent Park” “Thép lý tưởng EN1992_ Bê tông Hognestad” cho kết phù hợp

5 Kết luận

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

Tường chèn có ảnh hưởng lớn tới phản ứng hệ kết cấu khung bê tông cốt thép (BTCT) chịu động đất Tuy TCVN 9386:2012, vấn đề chưa đề cập tới cách cụ thể, đặc biệt cho phép hệ kết cấu làm việc sau đàn hồi Nội dung báo giới thiệu một mơ hình ứng xử phi tuyến tường chèn nhóm tác giả thiết lập ứng dụng để đánh giá phản ứng khung BTCT có xét tới tương tác với tường chèn Kết phân tích tĩnh phi tuyến cho thấy, tường chèn có khả làm cơng trình bị sụp đổ đột ngột làm sai lệch ý đồ người thiết kế.

Từ khóa: Tường chèn, khung bê tơng cốt thép, phân

tích tĩnh phi tuyến, mơ hình ứng xử phi tuyến, tương tác

Abstract

The 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: nguyenleninh47@gmail.com ThS Phan Văn Huệ

Trường Đại học Xây dựng Miền Trung Email: phanvanhue@muce.edu.vn

1 Đặt vấn đề

Các tường chèn có ảnh hưởng lớn tới phản ứng hệ khung bao quanh tác động động đất Các kết nghiên cứu cho thấy, tác động tải trọng ngang, tường chèn làm gia tăng độ cứng, độ bền, khả phân tán lượng… hệ khung chịu lực Các kết nghiên cứu cho phép hiểu sâu ứng xử hệ khung chèn giai đoạn chất tải khác nhau, từ nhiều mơ hình tính tốn hệ kết cấu hỗn hợp đề xuất, đặc biệt giai đoạn làm việc đàn hồi

Hiện nay, quan niệm thiết kế kháng chấn cơng trình xây dựng có nhiều thay đổi, chuyển từ việc thiết kế để bảo vệ cơng trình sang thiết kế để bảo vệ trực tiếp sinh mạng người cải vật chất xã hội Các cơng trình xây dựng phép làm việc sau đàn hồi, miễn không bị sụp đổ đột ngột tác động động đất mạnh Trong bối cảnh này, việc nghiên cứu ứng xử phi tuyến tường chèn tương tác chúng với hệ khung bao quanh giai đoạn làm việc khác tác động ngang cần thiết

Các nội dung sau giới thiệu số kết nghiên cứu mơ hình ứng xử phi tuyến tường chèn khung ảnh hưởng tường chèn tới phản ứng hệ kết cấu khung BTCT chịu động đất thiết kế theo quan niệm đại

2 Mơ hình hóa ứng xử hệ kết cấu khung bê tông cốt thép tường chèn

2.1 Mơ hình hóa ứng xử hệ kết cấu khung bê tông cốt thép

Trong báo tác giả sử dụng phương pháp phân tích tĩnh phi tuyến để thực mục tiêu nghiên cứu Phương pháp phân tích cho phép đánh giá công hệ kết cấu khung giai đoạn làm việc khác tác động lực quán tính động đất gây đạt chuyển vị mục tiêu với độ tin cậy cao Việc phân tích hệ kết cấu thực với đặc trưng lực – biến dạng vật liệu cấu kiện khung đưa trực tiếp vào mơ hình tốn học Đối với vật liệu, ứng xử bê tông chịu nén biểu thị qua đồ thị parabol – chữ nhật, cốt thép qua đồ thị đàn hồi – biến cứng theo tiêu chuẩn Eurocode [3] Đối với cấu kiện dầm cột khung, ứng xử phi tuyến chúng mô tả theo giả thiết chảy dẻo tập trung khớp dẻo uốn đầu mút đàn hồi Các đặc trưng khớp dẻo xác định qua quan hệ phi tuyến tổng quát mômen uốn (M) – chuyển vị xoay (θ), sử dụng đặc tính vật liệu hàm lượng cốt thép tiết diện dầm cột tương ứng (Hình 1) Các độ cứng đàn hồi giá trị thông số a, b c dùng để mơ hình hóa cấu kiện lấy theo ASCE 41-13 [2] Các tiêu chí chấp nhận cho biến dạng tương ứng với cấp công mục tiêu nhà trạng thái làm việc bình thường (điểm IO-Immediate Occupancy), kiểm soát hư hỏng (điểm LS-Life Safty) ngăn ngừa sụp đổ (điểm CP-Collapse Prevention) thể Hình [2] Các cấp cơng thường biểu thị qua tỷ lệ phần trăm chiều cao cơng trình Theo FEMA 356 (2000), tỷ lệ cho cấp công năng, tương ứng 1%, 2% 4% trạng thái IO, LS CP [5]

2.2 Mô hình ứng xử phi tuyến tường chèn

2.2.1 Ứng xử phi tuyến tường chèn

do tính phi tuyến vật liệu của: pano chèn, khung BTCT mặt tiếp xúc chúng Điều làm cho việc phân tích kết cấu trở nên phức tạp, địi hỏi cơng cụ tính tốn đại Đây vấn đề giải thích lý tiêu chuẩn thiết kế kháng chấn đại, ví dụ TCVN 9386:2012, khơng có quy định cụ thể việc xét tới tương tác với tường chèn thừa nhận chúng có ảnh hưởng lớn tới phản ứng tổng thể cơng trình, đặc biệt hệ kết cấu khung phép làm việc sau giới hạn đàn hồi [13]

Trong thời gian gần đây, số mơ hình tính tốn ứng xử tường chèn dùng phân tích tĩnh phi tuyến đề xuất, có hai mơ hình đáng lưu ý mơ hình Panagiotakos Fardis [9] mơ hình Bertoldi cộng [17] Các mơ hình xuất phát từ ý tưởng mơ hình dải chéo tương đương sử dụng phân tích tuyến tính quan hệ lực – chuyển vị thiết lập sở kết nghiên cứu thực nghiệm Vì lý này, mức độ xác tính ứng dụng

Hình Quan hệ mômen uốn – chuyển vị xoay điển hình khớp dẻo cấu kiện khung

Hình Mơ hình dải chéo tương đương

Hình Quan hệ lực – chuyển vị tường chèn

mơ hình đề xuất bị hạn chế Để giải vấn đề tồn này, mơ hình ứng xử phi tuyến tường chèn khung tác giả thiết lập dựa sở kết nghiên cứu Nguyễn Lê Ninh (1980)

Tiếp tục phát triển ý tưởng tác giả trước, mơ hình đề xuất dựa mơ hình dải chéo tương đương với bề rộng wm biến thiên trình chịu lực Nguyễn Lê Ninh (1980) kiến nghị (Hình 2) Theo đó, bề rộng dải chéo tương đương xác định theo biểu thức sau [7],[8]:

(1 ) m n

m m

w =e − w

(1) đó: m – hệ số phụ thuộc vào đặc tính tường chèn (m = cho tường chèn gạch đất sét nung loại; m = 3,6 cho tường chèn gạch xây bê tông chưng áp (BAC)); n = V/Vmu - tỷ số lực ngang tác dụng lực ngang gây nứt tường chèn; wm0 bề rộng sở dải chéo tương đương thời điểm giả thiết tường chèn khơng cịn đủ độ bền độ cứng để tham gia chịu lực với hệ khung bao quanh:

0 m

m

h l

d w

h l k

λ λ

=

+ + (2)

trong biểu thức trên, λh λl thông số chiều

dài vùng tiếp xúc z cột dầm, xác định theo biểu thức sau:

4 2

4 m m m h

c c m

E t l E I h

λ =

và 2

4m m m l

c b m

E t h E I l

λ =

(3) Trong đó:

Em, Ec - mơ đun đàn hồi vật liệu tường chèn bê tông khung; l h – tương ứng chiều dài dầm cột tính đến trục;

lm, hm, dm tm – tương ứng chiều dài, chiều cao, chiều dài đường chéo chiều dày pa nô chèn;

Ib, Ic – tương ứng mơmen qn tính dầm cột; k=3,5 cho tường chèn gạch đất sét nung loại k=20 - cho tường chèn gạch xây bê tông chưng áp (BAC)

Dạng mơ hình đề xuất tương tự Panagiotakos Fardis Bertoldi cộng (Hình 3) Trong mơ hình này, quan hệ lực cắt Vm chuyển vị ngang Δm tường chèn gồm bốn giai đoạn, kèm theo tiêu chí chấp nhận cho biến dạng vật liệu tường chèn Giai đoạn thứ biểu thị ứng xử tuyến tính (đoạn AB), nằm điểm A (chưa chịu tải) điểm chảy dẻo hiệu dụng B, có độ cứng Kmy Theo Nguyễn Lê Ninh (1980), giai đoạn kết thúc n=0,6 Giai đoạn thứ hai ứng xử phi tuyến (đoạn BC), biểu thị tượng tương tự cứng hóa biến dạng, với độ cứng βKmy phần nhỏ độ dốc đàn hồi Theo Nguyễn Lê Ninh (1980), giai đoạn kết thúc n=1,0 Tại điểm C, tung độ biểu thị độ bền cực hạn tường chèn hoành độ biểu thị biến dạng độ bền bắt đầu sụt giảm nghiêm trọng (đoạn CD) Do tính phá hoại giịn tường chèn nên tiêu chí chấp nhận biến dạng ứng với cấp công LS CP gần trùng Sau điểm D tường chèn đặc trưng độ bền dư Vmr khơng đổi nhằm nâng cao tính ổn định phân tích Có thể bỏ qua độ bền dư tường chèn cách kéo dài đoạn thẳng CD độ bền dư không (đường đứt nét Hình 3), tương ứng với chuyển vị ∆mp

(1 )

2

0 cos

m n

m m m m

m

e w t E

K

d θ

−

=

(4)

trong wm0 - bề rộng sở dải chéo tương đương xác định theo biểu thức (2), thông số λh λl

xác định theo biểu thức (3), θ - góc nghiêng đường chéo panơ chèn so với phương ngang

• Tại thời điểm tường chèn bị chảy dẻo, n = 0,6: 0,4

2

0 cos

m m m m my

m

e w t E

K

d θ

=

(5) • Tại thời điểm tường chèn đạt độ bền cực hạn, n = 1,0:

2

0,4

cos my m m m

mu m

m

K w t E

K

d θ e

∗ = =

(6)

2.2.3 Xác định thông số độ bền tường chèn Dựa nghiên cứu sâu rộng năm thập kỷ gần [1,10,12], bốn dạng phá hoại khác pano chèn: cắt trượt, kéo theo phương đường chéo, nén theo phương đường chéo ép vỡ góc nhận diện Nhiều phương pháp đánh giá độ bền tường chèn dạng phá hoại đề xuất Trong dạng phá hoại trên, phá hoại cắt trượt nén theo phương đường chéo thường xảy Phần sau giới thiệu cách xác định độ bền tường chèn điểm đặc trưng B, C, D E mô hình ứng xử Hình 3, theo kết nghiên cứu tổng hợp thực vấn đề

1) Độ bền cực hạn tường chèn Vmu

Độ bền cực hạn Vmu tường chèn giá trị nhỏ độ bền phá hoại cắt trượt Vms phá hoại nén theo phương đường chéo Vmc:

( )

min ,

mu ms mc

V = V V (7)

Trong vòng gần 70 năm qua có nhiều nhà nghiên cứu đề xuất mơ hình khác dùng để xác định độ bền tường chèn bị phá hoại cắt trượt nén theo phương đường chéo Các hình tổng hợp kết tính tốn độ bền cắt trượt nén theo phương chéo tường chèn thi công gạch đất sét nung mác 75 vữa xi măng mác 75 khung BTCT có kích thước hình học Hình theo tác giả khác Các tính lý vật liệu tường chèn BTCT lấy theo tiêu

Trong Hình 4, kết tính tốn độ bền cắt trượt theo tác giả: (1) Rosenblueth (1980) [16]; (2) Smith Coull (1991) [12]; (3),(4) Paulay Priestley (1992) [10] với μ = 0,7 μ = 0,3; (5) FEMA 356 (2000) [5], ASCE 41-13 (2014) [2], Al-Chaar (2002) [1]; (6) Galanti, Scarpas Vrouwenvleder (1998) [16]; (7) FEMA 306 (1998) [4]; (8) ACI 530-13 (2013) [6]; (9) Do tác giả đề xuất

Trong Hình kết tính tốn độ bền nén theo phương chéo tường chèn theo tác giả: (1) Rosenblueth (1980) [16], Paulay Priestley (1992) [10]; (2) Smith Coull (1991) [12]; (3) Galanti, Scarpas 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 tính tốn hình cho thấy, độ bền tường chèn xác định theo tác giả khác có chênh lệch đáng kể Trên sở phân tích ưu nhược điểm phương pháp kết tính tốn thu điều kiện áp dụng thực tế Việt Nam nay, mơ hình xác định độ bền cực hạn tường chèn tác giả sau đề xuất lựa chọn:

a) Độ bền cực hạn cắt trượt tác giả đề xuất dựa khả chịu cắt khối xây không giằng theo TCVN 5573:2011 [14], cụ thể:

1

1 0,72bs m m

ms f t l

V

n tgµ θ

=

− (8)

Trong đó:

fbs - cường độ lực dính tiếp tuyến gạch vữa;

μ - hệ số ma sát theo mạch vữa khối xây;

n1 = khối xây gạch đặc, 0,5 khối xây gạch rỗng;

lm tm tương ứng chiều dài chiều dày tường chèn;

θ – góc nghiêng đường chéo panơ chèn so với

phương ngang

Biểu thức (7) thiết lập với giả thiết tường chèn không chịu tác động lực trọng trường, áp lực nén lên mặt trượt tiềm thành phần thẳng đứng lực nén theo phương đường chéo panô chèn gây

b) Độ bền nén cực hạn theo phương chéo ASCE 41-13 (2014) kiến nghị [2]:

h

Hình So sánh độ bền cắt trượt tường chèn theo tác giả khác nhau

Hình So sánh độ bền nén chéo tường chèn

Trong đó:

fmc - cường độ chịu nén khối xây;

hm tm - tương ứng chiều cao chiều dày tường chèn;

θ - góc nghiêng đường chéo panơ chèn so với

phương ngang

2) Độ bền tường chèn thời điểm chảy dẻo Vmy Hình tổng hợp kết tính tốn độ bền tường chèn thời điểm chảy dẻo Vmy với thông số tương tự phần theo đề xuất nhiều tác giả: (1) Nguyễn Lê Ninh (1980) [7]; (2) Smith Coull (1991) [12]; (3) Priestley Calvi (1991) [11]; (4) Panagiotakos Fardis (1996) [9]; (5) FEMA 306 (1998) [4]; (6) Tucker (2007) [16] Trên sở phân tích mơ hình tính tốn, biểu thức Nguyễn Lê Ninh (1980) đề xuất lựa chọn tính đơn giản nó, cho giá trị tính tốn trung bình so với tác giả khác:

0,6

my mu

V = V (10)

3) Độ bền dư tường chèn Vmr

Độ bền dư tường chèn Vmr nằm giới hạn sau [17]:

0≤Vmr ≤0,1Vmy (11)

2.2.4 Xác định thông số chuyển vị tường chèn Chuyển vị tường chèn đạt độ bền cực hạn:

mu mu VK∗

∆ =

Chuyển vị tường chèn lúc bắt đầu chảy dẻo:

my my

my

V K

∆ =

(13)

Chuyển vị ngang tương ứng với độ bền dư Vmr:

mr mu mr mu

mr

V V

K − ∆ = ∆ +

(14)

3 Phân tích tĩnh phi tuyến hệ kết cấu khung bê tơng cốt thép

3.1 Các số liệu tính tốn

Ví dụ tính tốn thực nhằm xét ảnh hưởng tường chèn tới phản ứng phi tuyến khung BTCT chịu động đất 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, xây dựng vùng có gia tốc agR=0,1097g, đất loại D Sơ đồ kết cấu kích thước khung cho Hình Khung thi cơng bê tơng có độ bền B25, cốt thép dọc dầm cột nhóm AIII, cốt thép đai nhóm AI Trên dầm nhịp khung (nhịp AB CD) chèn kín tường dày 200mm, thi công gạch đất sét nung ép dẻo mác 75 vữa xi măng mác 75 Các tính lý vật liệu khung tường chèn xác định theo TCVN 5574:2012 [15] TCVN 5573:2011 [14]

Tải trọng thẳng đứng tác động lên tầng sau: tải trọng thường xuyên g1=20 kN/m (nhịp biên), g2=10 kN/m (nhịp giữa), G=70 kN (các nút biên), G=90 kN (các nút

Hình Sơ đồ kết cấu cấu tạo cốt thép cấu kiện khung

giữa); tải trọng tạm thời: q1=7 kN/m, q2=6 kN/m, Q1=17 kN, Q2=30 kN

3.2 Phản ứng khung trường hợp không xét tương tác với tường chèn

Trong trường hợp không xét tương tác với tường chèn khung, kết thiết kế cho cốt thép cấu kiện khung ngang (khung trống) Hình Việc tính tốn tĩnh phi tuyến thực theo phần mềm tính tốn SAP2000, với hàm lực ngang chuyển vị cưỡng Giả thiết biến dạng uốn kiểm soát ứng xử phi tuyến cột dầm, sử dụng luật thành phần đề cập mục 2.1, việc phân tích thực khung đạt chuyển vị mục tiêu Δ=1,348 m Hình 9a sơ đồ khớp dẻo uốn xuất khung lúc sụp đổ giả thiết Hình cho thấy, khơng xét tới tương tác với tường chèn, sơ đồ phá hoại khung trống sơ đồ phá hoại dẻo dự kiến với khớp dẻo uốn xuất trước hết dầm sau tới cột

Đường liền nét Hình 10 đường cong khả biểu thị ứng xử phi tuyến khung trống Đường cong cho thấy, biến dạng tuyến tính khung kết thúc bước 10 (V=466,297 kN, ∆=0,126 m) Độ cứng ngang khung giai đoạn Kbf =3700 kN/m Giá trị lực cắt đáy lớn V=726,13 kN chuyển vị ngang tương ứng ∆=0,559 m bước 40 Sau thời điểm này, độ cứng ngang khung

ở bước 97, lực cắt đáy V=666,52 kN

3.3 Phản ứng khung trường hợp có xét tới tương tác với tường chèn

3.3.1 Trường hợp tất tầng khung nhịp biên có tường chèn

Trong trường hợp để thiết lập mơ hình ứng xử phi tuyến tường chèn, thông số liên quan tới độ cứng loại tường chèn (bề rộng dải chéo tương đương wm0, độ cứng Kmy, K*mu Kmr) cho Bảng Các thông số độ bền giá trị chuyển vị tường chèn xác định theo biểu thức từ (11) đến (13) cho Bảng Trên sở giá trị thông số xác định, biểu đồ quan hệ lực – chuyển vị panô tường chèn thiết lập Hình

Kết phân tích tĩnh phi tuyến cho thấy, bắt đầu bước chất tải thứ ba bước thứ 6, tường chèn tầng thứ tới tầng bị biến dạng mức độ khác (trạng thái LS IO) Ở bước thứ (V = 881,24 kN, ∆ = 0,113 m) tường chèn ba tầng bị sụp đổ kéo theo xuất chảy dẻo đầu mút dầm nhịp tầng 2, tường chèn tầng tiếp tục bị biến dạng dẻo mức độ khác (Hình 9b) Biến dạng dẻo chân cột tầng bắt đầu xuất bước thứ 10 (V = 954,302 kN ∆ = 0,140 m) tiếp tục gia

Hình Các sơ đồ biến dạng dẻo khung tường chèn a) Khung trống;

b), c), d) Khung chèn tất tầng; e), f) Khung khơng có tường chèn tầng 1

Bảng Các thông số độ cứng tường chèn

Thông số wmo (mm) wm (mm) K*mu (N/mm) Kmy (N/mm) Kmr (N/mm)

Tầng 593 1319 17844 39712 -2780

Tầng - 10 575 1279 21555 47973 -3358

Bảng Độ bền chuyển vị tường chèn trạng thái giới hạn

Thông số Vms (N) Vmc (N) Vmu (N) Vmy (N) Vmr (N) Δmu Δmy Δmr Δmp

Tầng 239044 260132 239044 143426 11474 13,40 3,61 95,26 107,17

Tầng - 10 211516 224722 211516 126910 10153 9,81 2,65 69,78 78,50

dẻo Khác với trường hợp khung trống, đầu cột tầng bị chảy dẻo bước 39 (V =793,077 kN ∆ = 0,463 m) (Hình 9c) Cho tới đạt chuyển vị mục tiêu ∆ = 1,345 m, biến dạng dẻo tập trung vào chân cột mặt móng đầu cột tầng (Hình 9d)

Đường đứt nét Hình 10 đường cong khả hệ kết cấu có tường chèn hai nhịp biên tất tầng Đường cong có dạng hồn tồn khác với dạng đường cong khả khung trống (đường nét liền) Trong giai đoạn lực cắt đáy đạt V=881,24 kN ∆=0,113 m bước thứ 8, hệ kết cấu có ứng xử gần tuyến tính với độ cứng ngang Kif = 7800 kN/m Sau lực cắt đáy đạt giá trị lớn V=983,299 kN ∆=0,189 m bước 15, hệ kết cấu bị sụt giảm độ cứng đột ngột biến thiên không đều, phù hợp với trạng thái phá hoại khác tường chèn chiều cao khung Ở bước 70, V=715,8 kN tương ứng với ∆=0,804 m, toàn khả chịu lực hệ kết cấu hỗn hợp khung tường chèn gần chuyển sang cho tầng Hệ kết cấu hỗn hợp bị suy giảm độ cứng gần tuyến tính với độ dốc lớn so với khung trống

3.3.2 Trường hợp khơng có tường chèn nhịp biên tầng

Trong trường hợp này, đường cong khả hệ kết cấu hỗn hợp (đường nét đứt - chấm) Hình 10 có 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 suy giảm khả chịu lực sau đàn hồi diễn tương đối Giai đoạn làm việc đàn hồi tuyến tính kết thúc sớm nhiều so với khung chèn kín gần với khung trống hơn;

• Thời điểm chuyển giao khả chịu lực hệ kết cấu khung chèn sang cho khung tầng (V = 718,607 kN; Δ = 0,726 m) sớm khung chèn kín

Như tầng để trống, phản ứng hệ kết cấu hỗn hợp trước sau chuyển giao nhiều so với trường hợp chèn kín, khả chịu lực bị sụt giảm mạnh so với hai trường hợp khung trống khung chèn kín Các kết phân tích cho thấy, khớp dẻo uốn xuất chân cột tầng sớm nhiều (từ bước đến 10) so với khung chèn kín (Hình 9e) Khi đạt chuyển vị mục tiêu Δ = 1,346m (bước 107) lực cắt đáy khung chèn tầng để trống V = 523,808 kN nhỏ thua so với trường

hợp khung trống gần 1,3 lần Lúc này, toàn chân cột mặt móng đầu cột tầng bị chảy dẻo tương tự khung chèn kín thời điểm sớm (Hình 9f)

Hình 11a b cho thấy có khác lớn chuyển vị ngang hệ kết cấu ba trường hợp giai đoạn: giai đoạn tuyến tính V = 415,243 kN (Hình 11a) giai đoạn sau đàn hồi V = 689,049 kN (Hình 11b) Trong giai đoạn làm việc sau đàn hồi, biến dạng hệ kết cấu khung – tường chèn tập trung cột tầng cùng, tầng không bị biến dạng tiếp tục Nguy sụp đổ đột ngột tầng (phá hoại tầng mềm) lớn, đặc biệt trường hợp tầng tường chèn (Hình 11b)

4 Kết luận kiến nghị

Các kết phân tích tĩnh phi tuyến cho thấy, tường chèn khung làm thay đổi phản ứng hệ kết cấu khung 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 đường cong khả trường hợp xét không xét tới tương tác với tường chèn khác Ở trường hợp có xét tương tác với tường chèn, sau lực cắt đáy đạt giá trị đỉnh, hệ kết cấu khung – tường chèn bị sụt giảm độ bền độ cứng đột ngột phá hoại giịn panơ chèn tầng Sau giai đoạn này, toàn biến dạng hệ kết cấu hỗn hợp tập trung hết cột tầng

- Các panô chèn tầng bị phá hoại sớm tầng gần không chịu biến dạng lớn Phản ứng khung lúc khơng cịn giống khung trống Cơ cấu phá hoại tầng mềm xuất hiện, đặc biệt trường hợp khơng có tường chèn tầng sụp đổ hệ kết cấu hỗn hợp xảy sớm nguy hiểm so với trường hợp chèn kín

Tài liệu tham khảo

1 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 thiết kế công trình chịu động đất, Nhà Xuất 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 (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 Cơng nghệ, TCVN 9386:2012: Thiết kế cơng trình chịu động đất.

14 Bộ Khoa học Công nghệ, TCVN 5573:2011: Kết cấu gạch đá và gạch đá cốt thép – Tiêu chuẩn thiết kế.

15 Bộ Khoa học 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 số tham số ảnh hưởng

(tiếp theo trang 43)

Tài liệu tham khảo

1 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 vng (tỉ số hình dạng a=1) hệ số e khơng bị ảnh hưởng khoảng cách cốt thép, phụ thuộc vào đường kính cốt thép chiều dày sàn

- Nếu kết cấu sàn có dạng hình chữ nhật (tỉ số hình dạng 1<a<2) hệ số e tăng lên tăng khoảng cách cốt thép

Nghiên cứu thực nghiệm phá hoại 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 tắt

Các nút khung có vai trị quan trọng, ảnh hưởng tới phản ứng các khung bê tông cốt thép chịu động đất Ứng xử chúng chịu ảnh hưởng qua lại cách thức phá hoại đầu mút dầm, cột tương tác phức tạp giữa cấu cắt, bám dính bó xảy vùng có diện tích hạn chế Để làm sáng tỏ cấu chịu lực và biến dạng nút khung BTCT được thiết kế kháng chấn tồn Việt Nam, nghiên cứu thí nghiệm mẫu tỷ lệ 1:1 thực Nội dung giới thiệu các kết nghiên cứu phá hoại và biến dạng nút khung, các nguyên nhân gây trạng thái phản ứng này.

Từ khóa: nút khung, thí nghiệm, động đất,

bê tông

Abstract

Beam-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: nguyenleninh47@gmail.com ThS Võ Mạnh Tùng

Trường Đại học Xây dựng

Email: vo_manhtung@yahoo.com.vn

1 Phần mở đầu

Các nút khung có vai trị quan trọng, ảnh hưởng tới khả chịu lực biến dạng khung bê tông cốt thép (BTCT) chịu động đất Rất nhiều trường hợp phá hoại nút khung dẫn tới sụp đổ hệ kết cấu ghi nhận thực tế [2][3][4] Trong vài thập niên gần đây, ứng xử nút khung BTCT tác động động đất nhà nghiên cứu quan tâm nghiên cứu, hiểu biết chung vấn đề chưa thật đầy đủ đạt đồng thuận nhà khoa học [8][9][10][11] Theo quan điểm thiết kế kháng chấn đại cụ thể hóa TCVN 9386:2012, vai trò nút khung nguyên tắc thiết kế “cột khỏe – dầm yếu” chưa diễn đạt cách rõ ràng chủ yếu đảm bảo mục tiêu độ bền cho chúng

Trong bối cảnh đó, việc nghiên cứu thực nghiệm lý thuyết độ bền độ dẻo nút khung khung BTCT chịu động đất cần thiết Các kết nghiên cứu thực nghiệm làm sáng tỏ dạng phá hoại trình phá hoại nút khung thiết kế để chịu động đất Việt Nam trước đây; đánh giá độ bền, độ dẻo, độ cứng, khả phân tán lượng chúng số yếu tố ảnh hưởng định tới đặc tính

Các phần sau giới thiệu tới số kết nghiên cứu thực nghiệm phá hoại biến dạng nút khung BTCT chịu động đất thực Phịng thí nghiệm Nghiên cứu động đất – Viện Khoa học Công nghệ Xây Dựng (IBST) – Bộ Xây Dựng

2 Thiết kế mẫu thí nghiệm

Để đánh giá khả biến dạng, khả chịu lực, khả phân tán lượng độ dẻo nút khung BTCT liền khối thiết kế để chịu động đất tồn Việt Nam, mẫu thí nghiệm với tỷ lệ 1:1 trích xuất từ khung phẳng nhà khung cao tầng thiết kế theo phương án khác sau:

- Mẫu NK1: theo TCVN 9386:2012

- Mẫu NK2: lực tác động xác định theo TCVN 9386:2012, tính tốn cấu tạo cốt thép theo TCVN 5574:2012

- Mẫu NK3: theo SP 14.13330.2014 Liên Bang Nga

Kích thước cấu tạo chi tiết mẫu thí nghiệm cho hình Tổng hợp cấu tạo mẫu thí nghiệm cho bảng Tính lý vật liệu chế tạo mẫu thí nghiệm cho bảng Mẫu thí nghiệm chế tạo Phịng Thí nghiệm Kiểm định Cơng trình – Trường Đại học Xây dựng

3 Quy trình chất tải số liệu đo

Trên sở sơ đồ biến dạng khung dùng để trích xuất mẫu thí nghiệm tác động tải trọng ngang, mẫu thí nghiệm dựng lắp chất tải hình nhằm mơ lại biến dạng xảy thực tế Mẫu thí nghiệm liên kết khớp cố định đầu cột khớp di động hai đầu dầm Đầu cột tự do, chịu tác động đồng thời lực ngang đổi chiều theo chu kỳ lực thẳng đứng không đổi 300 kN tạo qua kích thủy lực thông tâm

một chu kỳ trung gian ký hiệu 7, 10, 13 chịu chuyển vị cưỡng ứng với độ dẻo µ∆=0.75 nhằm mẫu thí nghiệm thiết bị thí nghiệm ổnđịnh trở lại sau chu kỳ khơng đàn hồi lớn xảy trước (hình 3).Việc thực thí nghiệm tiếp tục sau mẫu thí nghiệm 20% khả chịu tải nhằm xác định khả biến dạng dẻo tối đa mẫu thử nhận diện nguyên nhân gây phá hoại khả chịu lực mẫu thí nghiệm

Để đạt mục tiêu thí nghiệm dự kiến, số liệu sau thu thập q trình thí nghiệm cấp tăng

động ngang chuyển vị ngang đầu mút cột; biến dạng cắt nút khung, biến dạng cắt uốn dầm cột,biến dạng cốt thép vùng tới hạn dầm, cột nút khung Sơ đồ bố trí đầu đo LVDT (Linear Variable Differential Transformers) thể hình 5a,b, cịn sơ đồ vị trí phiến đo biến dạng (electrical strain gauges) có độ giãn dài cao hình 5c d

4 Sự phá hoại nguyên nhân mẫu thí nghiệm

4.1 Sự phá hoại mẫu thí nghiệm

Bảng Cấu tạo mẫu thí nghiệm

Mẫu thí nghiệm NK1 NK2 NK3

Cốt thép dọc dầm As=A’s (nhóm AII) 3Φ16 3Φ16 3Φ16

Hàm lượng cốt thép dầm ρd 0.52% 0.52% 0.52%

Cốt thép dọc cột(nhóm AII) 8Φ16 4Φ16 4Ф18

Hàm lượng cốt thép cột ρc 1.48% 0.74% 0.94%

Cốt đai dầm ρđd (nhóm AI) Φ6a125; a240 Φ6a140; a270 Φ6a140; a270

Hàm 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 3Φ6a160

Hàm lượng cốt đai nút khung 0.37% 0.1% 0.1%

Bảng Các đặc trưng lý bê tông cốt thép

Bê tông Cốt thép

Mẫu thí nghiệm NK1 NK2 NK3 Ф18 Ф16 Ф6

fc lúc 28 ngày (MPa) 30 29 31 fy (MPa) 310 320 235

Tuổi lúc thí nghiệm (ngày) 83 90 80 fu (MPa) 480 510 400

fc lúc thí nghiệm (MPa) 31.5 32 31.7 Es(MPa) 2.1x105

εc 0.0025 0.0025 0.0025

Ec (MPa) 30000 30000 30000

- Mẫu NK1: theo TCVN 9386:2012

- Mẫu NK2: lực tác động xác định theo TCVN 9386:2012, tính tốn cấu tạo cốt thép theo TCVN 5574:2012 - Mẫu NK3: theo SP 14.13330.2014 Liên Bang Nga

Hình Cấu tạo mẫu thí nghiệm

(c) mẫu NK2

Mẫu thí nghiệm NK1 thiết kế theo TCVN 9386:2012, dựa sơ đồ phá hoại dẻo khung: khớp dẻo xuất trước hết dầm, phá hoại cắt xẩy sau phá hoại uốn nút khung phận bị phá hoại cuối Với nguyên tắc thiết kế này, tỷ số mômen chảy dẻo lý thuyết cột dầm mẫu NK1: Myi,c/Myi,d=1.29.Hình hình ảnh khe nứt cuối chu kỳ 19 lúc kết thúc thí nghiệm

Hình ảnh khe nứt cho thấy:

• Các dầm hai bên mặt cột bị phá hoại uốn với khe nứt thẳng góc gần thẳng góc với trục dầm, phân bố tương đối đoạn chiều dài gần 2hd (hd - chiều cao tiết diện dầm) Khi tác động đổi chiều, khe nứt nối với tạo nên khe nứt thẳng góc chạy suốt chiều cao dầm

• Các vùng cột nút khung, xuất khe nứt uốn vng góc với trục cột khoảng cách gần hai bên mặt cột tác động đổi chiều So với dầm, khe nứt có số lượng hơn, với bề rộng khơng lớn, nằm rải rác đoạn chiều dài cột 1.5hc (hc - chiều cao tiết diện cột)

• Vùng nút khung có mạng lưới khe nứt xiên

khoảng cách gần Dưới tác động đổi chiều, khe nứt giao phân chia mặt nút khung thành hình trám

4.1.2 Mẫu thí nghiệm NK2

Mẫu thí nghiệm NK2 thiết kế cấu tạotheo TCVN 5574: 2012.Tỷ số Myi,c/Myi,d=1.02 Cốt đai vùng nút khung tương tự cốt đai đầu mút cột liền kề, với hàm lượng cốt thép đai vùng nút khung ρwn=0.1%.Trong điều kiện này, nguy xẩy phá hoại (uốn cắt), dầm, cột nút khung hồn tồn giống nhau.Hình hình ảnh khe nứt chu kỳ 17 lúc kết thúc thí nghiệm.Các hình cho thấy phá hoại vùng nút khung xung quanh nút khung mẫu NK2 hoàn toàn khác với mẫu NK1, với đặc điểm sau:

• So với mẫu NK1, khe nứt uốn dầm hai bên nút khung xuất hơn, đoạn chiều dài nhỏ (gần 1.5hd) phần lớn không kéo dài để nối với khe nứt mặt đối diện Bên cạnh xuất nhiều khe nứt xiên dầm

• Các khe nứt uốn cột nút xuất nhỏ, chiều dài không lớn không mở rộng

Hình Sơ đồ dựng lắp chất tải mẫu thí nghiệm

Hình Lịch sử q trình chất tải Hình Sơ đồ bố trí LVDT để đo biến dạng cắt nút khung dầm

a)b)c) Mẫu NK1 d) Mẫu NK2,3

• Ở bốn góc panơ nút có nhiều khe nứt vng góc song song với phương đường chéo Các khe nứt giao thành ô dạng hình thoi, tập trung chủ yếu hai cạnh nút khung kế cận đầu mút dầm không lan sâu vào vùng nút Do đó, vùng rộng lớn hình trám nằm nút nguyên vẹn, vùng mép nút lại bị bóc tách mạnh thành hai dải bê thông thẳng đứng dọc theo cốt thép cột, chạy hết toàn chiều cao nút lan phần sang cột

4.1.3 Mẫu thí nghiệm NK3

Mẫu thí nghiệm NK3 thiết kế cấu tạo hoàn toàn theo tiêu chuẩn thiết kế kháng chấn Nga SP14.13330-2014 [5].Tỷ số: Myi,c/ Myi,d=1.12 Hình hình ảnh khe nứt kết thúc thí nghiệm chu kỳ14.Sơ đồ khe nứt hai mẫu NK3 NK2 nhìn chung tương đối giống nhau, với số điểm khác biệtsau đây:

• Trong vùng nút khung mẫu NK3, khe nứt xiên hai phương lan sâu vào vùng lõi nút nên diện tích vùng lõi nút có dạng hình trám khơng bị biến dạng nhỏ mẫu NK2 Tuy khe nứt xiên hai bên nút tập trung nhiều vùng kết cận đầu mút dầm mẫu NK2, mẫu NK3 không bị chẻ dọc hai bên nút khung mẫu NK2

• Các khe nứt uốn dầm cột quanh nút khung xuất nhiều mở rộng so với mẫu NK2 Ở hai đầu dầm, nhiều khe nứt xiên xuất mặt dầm mẫu NK2

4.2 Nguyên nhân phá hoại mẫu thí nghiệm

Vùng nút khung chịu hai loại tác động kết hợp lại tên chung gọi lực cắt nút:

• Nén uốn bê tơng dầm cột gây góc đối diện nút (hình 9b);

• Dịng lực cắt chạy dọc theo chu vi nút khung cốt thép dọc dầm cột gây thông qua lực bám dính (hình 9c)

Do đó,cơ cấu chịu lực nút khung bao gồm dải chéo bê tông chịu nén bị giới hạn trục trung hòa tiết diện đầu mút dầm cột (hình 9d)và cấu dàn tạo thành từ cốt đai ngang, cốt thép trung gian cột dải bê tông bị nén nằm khe nứt xiên (hình 9e)

Như vậy, phá hoại nút khung xảy nhiều “cơ cấu phụ” hình 9d, e f khả chịu lực Hệ có ba nguồn gây phá hoại nút khác nhau: phá hoại dải chéo bị nén,phá hoại khả bám dính cốt thép dọc theo cạnh biên nút phá hoại khơng có khả phát triển cấu dàn chịu kéo theo phương chéo cốt thép dọc qua vùng lõi nút bị chảy dẻo sớm

Sự phá hoại nút khung mẫu NK2 NK3 chưa ghi nhận tài liệu chuyên ngành, kết hợp ba nguồn phá hoại Trên sở cấu truyền lực chịu lực vùng nút khung đề cấp tới trên, nguyên nhân phá hoại nút khung sau: a) Sự huy động cấu dàn vào chịu lực cắt nút phụ thuộc vào lực bám dính cốt thép vùng nút khung Để ngăn phá hoại sớm lực bám dính tác động đổi chiều, bó bê tông vùng lõi nút biện pháp vô quan trọng Hiệu ứng bó bê tơng vùng lõi nút tạo qua cốt đai cốt thép cột trung gian Mẫu NK1 có hiệu ứng bó bê tơng lớn nhiều so với hai mẫu cịn lại Điều chứng minh qua phân tích số liệu chuyển vị xoay tiết diện dầm, cột biến dạng chảy dẻo cốt thép ba mẫu thí nghiệm

Mối quan hệ lực cắt tầng V – chuyển vị ngang ∆ mẫu thí nghiệm thể hình 10a,b c cho thấy vịng trễ mẫu thí nghiệm theo hai chiều chất tải có dạng gần đối xứng Tất đường cong trễ thể bó hẹp với mức độ khác mẫu thí nghiệm Mẫu NK1 có bó hẹp nhỏ ngắn nhất, cịn mẫu NK3 bị bó hẹp nhiều Vùng bó hẹp bắt đầu xuất độ dẻo µΔ=2 mẫu NK1, cịn mẫu NK2 NK3 xuất

Hình Hình ảnh mẫu NK1 lúc kết thúc thí nghiệm - Chu kỳ 19

Hình Hình ảnh mẫu NK2 kết thúc thí nghiệm - Chu kỳ 17

Hình Hình ảnh mẫu NK3 kết thúc thí nghiệm - Chu kỳ 14

vòng trễ trượt chảy dẻo cốt thép dọc dầm Điều cho thấy cốt thép dọc dầm mẫu NK2 NK3 bị lực bám dính sớm bị chuyển vị trượt lớn

(i) Biến dạng dầm quanh nút khung

Các hình 11a, b c biểu diễn mối quan hệ mômen uốn dầm mặt cột chuyển vị xoay tiết diện dầm khoảng cách 50 mm kể từ mặt cột bên phải Các biểu đồ cho thấy, chu kỳ chất tải cuối trước kết thúc thí nghiệm, chuyển vị xoay θb dầm thuộc mẫu NK1 có gia tăng lớn (hình 11a) Ngun nhân hiệu ứng bó bê tơng làm cho cốt thép dọc dầm qua vùng nút khung mẫu NK1 bị bó chặt, khơng lực bám dính trượt nên phát triển biến dạng chảy cách đầy đủ, mẫu NK2 NK3 cốt thép dọc phát triển biến dạng chảy đầy đủ bị lực bám dính sớm bị trượt Các phiến đo biến dạng gắn cốt thép dầm cho thấy, mẫu NK1 cốt thép dọc dầm bắt đầu chảy dẻo chu kỳ vị trí gần mặt cột, riêng vị trí ngang trục cột khơng bị chảy bị chảy muộn chu kỳ (chiều âm), 11 (chiều dương), mẫu NK2 NK3 cốt thép dọc dầm bắt đầu chảy dẻo chu kỳ vị trí gần mặt cột, vị trí ngang trục cột bị chảy dẻo sớm chu kỳ (NK2) chu kỳ (NK3)

(ii) Biến dạng cột quanh nút khung

Các phiến đo biến dạng gắn cốt thép cột cho thấy: cốt thép mặt phải cột mẫu NK1 bắt đầu chảy dẻo chu kỳ 8, riêng vị trí ngang trục dầm chu kỳ 12, mẫu NK2 NK3 bắt đầu chảy dẻo sớm chu kỳ 5, riêng vị trí ngang trục dầm không bị chảy dẻo Điều chứng tỏ cốt thép cột mẫu NK1 phát triển biến dạng dẻo tốt, mẫu NK2 NK3 phát triển biến dạng dẻo vị trí chân cột, ngang mép dầm

Ứng xử cốt thép cột vùng nút khung phản ánh lại hình dạng đường cong hình 12 Ở mẫu NK1, chuyển vị xoay θc cột nhỏ ổn định gần tuyến tính cốt thép cột vị trí ngang cốt thép dọc dầm bắt đầu bị chảy dẻo cấp dẻo μΔ=3 (chu kỳ 8) Sau đó, chuyển vị xoay θc gia tăng phi tuyến nhỏ nhiều hai mẫu lại Đối với mẫu NK2 NK3, cốt thép cột vị trí ngang cốt thép dầm bị chảy dẻo cấp dẻo μΔ=2 (chu kỳ 5), chuyển vị xoay θc cột có độ lớn tương tự mẫu NK1,sau gia tăng phi tuyến Như vậy, cốt thép cột mẫu NK2 NK3 phát triển biến dạng dẻo cách đầy đủ mẫu NK1 Điều cho thấy, chuyển vị xoay cột mẫu NK2 NK3 chuyển vị xoay dẻo hồn tồn

Hình 12 Quan hệ CV xoay 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 ∆

mẫu NK1 mà dạng tổng hợp gồm chảy dẻo cốt thép, biến dạng kéo - nén bê tông dãn dài cốt thép tương tự trường hợp biến dạng dầm

Như thấy nút khung mẫu NK1 có khả khởi động cấu dàn nút khung mẫu NK2 NK3 khơng có khả Các khe nứt xiên kéo vùng nút khung hai mẫu NK2 NK3 khơng thể hình thành, thay vào chúng tiếp tục bị nén góc chuyển vị xoay đầu mút dầm cột gây (hình 7và hình 8)

b) Khi gia tăng chu kỳ chất tải khơng đàn hồi,vai trị dải nén chéo (hình 9d) bị suy giảmvà làm tăng góp phần cấu dàn (hình 9e) vào việc truyền lực cắt nút ngang Cho tới chu kỳ 4, hình ảnh khe nứt ba mẫu thí nghiệm giống nhau, biểu thị loại ứng xử ứng xử nén uốn dầm cột vào nút khung chu kỳ không đàn hồi đầu tiên, trước bắt đầu huy động cấu dàn Khi gia tăng chu kỳ chất tải miền không đàn hồi, nút khung NK1 bị nén uốn mức độ nhỏ hơn, dầm sau cột bị biến dạng dẻo uốn, nút khung mẫu NK2 NK3 chịu nén cục gia tăng từ dầm cột bị chuyển vị xoay lớn cốt thép bị lực bám dính bê tơng nút bị bó yếu khơng đủ khả truyền lực nén chéo vào sâu vào lõi nút

c)Sự bóc tách mảng bê tông lớn chạy dọc theo cốt thép cột hai bên nút khung mẫu NK2 (hình 7) kết hợp ba tác động: mở rộng khe nứt tiết diện tiếp xúc dầm cột dầm bị chuyển vị xoay cốt thép dầm bị chảy dẻo lực bám dính, vùng biên panô nút khung bị chuyển vị xoay cột đặc biệt dầm quanh nút ép vỡ cục bộ, cốt thép cột qua nút khung bị uốn cục (bị oằn) nút lực bám dính khoảng cách cốt đai q lớn khơng đủ tạo hiệu ứng bó cốt thép cột

5 Biến dạng cắt nút khung

Dưới tác động dầm cột truyền tới, nút khung bị

được đo bốn đầu đo LVDT lắp theo phương đường chéo pano nút khung (xem hình 4a 13) Độ lớn biến dạng cắt nút khung xác định theo phương trình:

1

sin 2 tb D γ

θ ∆ + ∆ =

(1)

trong đó: D – chiều dài đường chéo panô nút khung trước biến dạng (khoảng cách hai điểm gắn LVDT theo phương đường chéo); tanθ = b/h với b h tương ứng khoảng cách điểm gắn LVDT theo phương ngang đứng Các hình 14a, b c thể đường cong biểu diễn mối quan hệ lực cắt tầng V biến dạng cắt γ

Các hình cho thấy, mẫu NK1 có biến dạng cắt γ nhỏ thay đổi ổn định, trái ngược mẫu NK2 NK3 Hình 14b,c cho thấy nút khung NK2, NK3 hai chu kỳ biến dạng nhỏ, sau xảy biến dạng tương đối đột biến

Quan hệ biến cắt γ nút khung độ dẻo chuyển vị μΔ cho hình 15, cho thấy khác lớn độ lớn biến dạng cắt nút khung thiết kế theo cách khác Nút khung mẫu NK1 thiết kế theo tiêu chuẩn thiết kế đại, coi trọng việc bảo đảm độ cứng, độ bền độ dẻo cho nút khung, khác NK2, NK3 quy định vùng nút khung cấu tạo cốt thép cột liền kề Biến dạng cắt nút hai mẫu thí nghiệm có tính phi tuyến mạnh so với mẫu NK1

Riêng hai mẫu NK2 NK3 điểm khác biệt đường kính cốt thép dọc cột làm cho tỷ số độ bền uốn cực hạn cột dầm mẫu NK2 Myi,c/Myi,d=1.02 mẫu NK3bằng Myi,c/Myi,d=1.12 Như vậy, việc gia tăng tỷ số Myi,c/Myi,d mẫu NK3 điều kiện làm gia tăng biến dạng nút nút khơng cấu tạo bó cách phù hợp

a) Mẫu NK1 b) Mẫu NK2

c) Mẫu NK3

Hình 14 Lực cắt tầng – biến dạng cắt nút Hình 15 Quan hệ biến dạng cắt γ nút khung – độ dẻo µ∆

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

Using modified transfer method to analyse ellips curve frame with springs supports under general static load

Lê Dũng Bảo Trung

Tóm tắt

Bài báo trình bày phương pháp ma trận chuyển cải tiến phân tích nội lực, chuyển vị cong hình Elip, chịu tải trọng tĩnh tổng quát, gối tựa đàn hồi bố trí vị trí bất kì Kết nghiên cứu lập trình phần mềm Matlab, kiểm chứng 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

Abstract

This 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: Trungldb@gmail.com

1 Giới thiệu

Thanh cong hình Elip thường sử dụng cơng trình cổ điển đại nhà nhịp lớn, nhà cao tầng; đường dẫn; dầm đáy bể chứa Khi làm việc chịu tải trọng tác dụng theo phương (tải trọng tổng quát) Để có tiết diện nhỏ, đảm bảo điều kiện ổn định tổng thể, bất biến hình cần có hệ giằng, cột chống; làm đường dẫn thường đặt gối tựa đàn hồi, báo trình bày phương pháp ma trận chuyển cải tiến tính tốn cong phẳng hình Elip chịu tải trọng tĩnh tổng quát, gối tựa đàn hồi, vật liệu làm việc đàn hồi Kết nghiên cứu ứng dụng tính tốn kết cấu vịm, dầm nhà, dầm cầu vượt, dầm đàn hồi

2 Ma trận độ cứng phần tử cong hình Elip

Xét đoạn cong thứ m có hai đầu mút Quy ước ứng lực chuyển vị nút dương chiều với hệ tọa độ (HTĐ) Kí hiệu {P}, {M}, {U}, {Ω} véc tơ ứng lực, mômen, chuyển vị thẳng xoay nút Véc tơ ứng lực chuyển vị nút tổng quát có dạng { } {P1 = P M1 1}T, { }U1 ={UÙ1 1}T, { } {P2 = P M2 2}T, { }U2 ={UÙ2 2}TBiểu thức

bản phương pháp (PP) ma trận chuyển hai đầu phần tử m [1] sau:

[ ] [ ]

1 1

12

2 1

2 1

6 12 ds O − −               =      =                       −        ∫

A A B A

U U U

P P P

A

U T

P s2

11 12

s1 21 22

T T T T

(1)

Trong [A12U], [A12P], [A1] [A2], kích thước 6x6, ma trận đặc trưng m Biểu thức (1) hệ phương trình đại số tuyến tính có ẩn số chuyển vị nằm hai vế phương trình, cải tiến biểu thức (1) đưa ẩn số vế, ta có:

[ ]

1 1

2 2

            = = =                     

P U U U

P U U U

-1 -1

11

12 12

-1 -1

21 22 12 11 22 12

-T T T

T - T T T T T

11 12 c m 21 22 K K k K K (2)

Biểu thức (2) có dạng biểu thức PP phần tử hữu hạn Vận dụng đặc điểm sơ đồ tính có dạng tuyến, không phân nhánh, xây dựng [kc]m, giải toán tương tự PP phần tử hữu hạn, [3, 4] Phương trình tham số trục Elip có dạng:

xφ = acosφ1, yφ = bsinφ (3)

Với a b tương ứng độ dài bán trục Ox Oy, tham số góc φ=(00÷3600) Tọa độ điểm chạy S(xφ, yφ) tương ứng góc φ, xác định Hình

Quy ước HTĐ riêng, dấu chuyển vị, ứng lực đoạn phân tố cong ds, Hình 2, trục z z’ vng góc với Oxy Gọi η góc biến đổi tọa độ trục x’-x, dựa vào phương trình tiếp tuyến Elip điểm chạy S(xφ, yφ) công thức chuyển đổi lượng giác cung liên kết, xác định mối liên hệ η φ (rad):

( ) ϕ ϕ ϕ η η η ϕ η  ϕ Π = = ⇒ = → =     2 sin

tan - - tan tan - cot - tan cot

-x b b a b

a a

a x

Do ta có:

( ) ( ) '

2 2 2

dx

x -asin ;dx -asin d ;dy bcos d ;ds d

dx dy a sin b cos d ;

ϕ = ϕ= ϕ = ϕ ϕ = ϕ ϕ

= + = ϕ + ϕ ϕ

2

1

2 2

1 2 2 2 2 2 2 2 2

x ' y '

a sin b cos

C ds d ;

GI a sin b cos EI a sin b cos

ϕ ϕ ϕ ϕ  ϕ ϕ    = + ϕ  ϕ + ϕ ϕ + ϕ   ∫ ∫ 2 1

2 2

2 2 2 2 2 2 2 2 2

x ' y '

b cos a sin

C ds d ;

GI a sin b cos EI a sin b cos

ϕ ϕ ϕ ϕ  ϕ ϕ    = + ϕ  ϕ + ϕ ϕ + ϕ   ∫ ∫ 2 1

2 2

3

z ' 1

C ds a sin b cos d ;

EI

ϕ ϕ

ϕ ϕ

= ϕ + ϕ ϕ

∫ ∫ 2

1

6 2 2 2 2

x ' y '

1 sin cos

C ds -ab - d ;

GI EI a sin b cos

ϕ ϕ ϕ ϕ    ϕ ϕ      =   ϕ    ϕ + ϕ   ∫ ∫ 2 1

2 2

2 2 2

4 2 2 2 2

z '

a sin b

C ds sin a sin b cos d ;

EF a sin b cos EI

ϕ ϕ ϕ ϕ  ϕ    = + ϕ ϕ + ϕ ϕ  ϕ + ϕ    ∫ ∫ 2 1

2 2

2 2 2

5 2 2 2 2

z '

b cos a

C ds cos a sin b cos d ;

EF a sin b cos EI

ϕ ϕ ϕ ϕ  ϕ    = + ϕ ϕ + ϕ ϕ  ϕ + ϕ    ∫ ∫ 2 1

2 2

7 2 2 2 2

z '

ab sin cos ab

C ds - - sin cos a sin b cos d ;

EF a sin b cos EI

ϕ ϕ ϕ ϕ  ϕ ϕ    = ϕ ϕ ϕ + ϕ ϕ  ϕ + ϕ    ∫ ∫ ( ) 1 1

2 2

6 2 2 2 2 2 2 2 2

x ' y ' y ' x '

a b a b b sin cos a b sin

xC - yC ds - - - d ;

GI EI EI a sin b cos GI a sin b cos

ϕ ϕ ϕ ϕ    ϕ ϕ ϕ      =  +  ϕ    ϕ + ϕ ϕ + ϕ   ∫ ∫ ( ) 2 1

3 2 2

2 2 2 2 2 2 2 2 2

y ' x ' y ' x '

a ab ab sin cos ab cos

xC - yC ds - d ;

EI GI EI a sin b cos GI a sin b cos

ϕ ϕ ϕ ϕ   ϕ ϕ ϕ     =  +  + ϕ   ϕ + ϕ ϕ + ϕ   ∫ ∫ 2 1

2 2

3

z '

b

yC ds sin a sin b cos d ;

EI

ϕ ϕ

ϕ ϕ

= ϕ ϕ + ϕ ϕ

∫ ∫ 2( )

1

2 2

3

z '

a

-xC ds - cos a sin b cos d

EI ϕ ϕ ϕ ϕ   =  ϕ ϕ + ϕ ϕ   ∫ ∫

Kí hiệu tích phân sở số hạng ma trận [B]như sau:

2

1

2 2

11

T a sin b cos d ;

ϕ

ϕ

= ∫ ϕ + ϕ ϕ

2

1

2 2

12

T sin a sin b cos d ;

ϕ

ϕ

= ∫ ϕ ϕ + ϕ ϕ

2

1

2 2 2

13

T sin a sin b cos d ;

ϕ

ϕ

= ∫ ϕ ϕ + ϕ ϕ

2

1

2 2

14

T cos a sin b cos d ;

ϕ

ϕ

= ∫ ϕ ϕ + ϕ ϕ

2

2 2 2

T cos a sin b cos d ;

ϕ

= ∫ ϕ ϕ + ϕ ϕ

2

1

T d ;

ϕ

= ∫ ϕ

2

1

2

17 2 2sin 2 2

T d ;

a sin b cos

ϕ ϕ ϕ = ϕ ϕ + ϕ ∫

18 2 2sin 2 2

T d ;

a sin b cos

ϕ ϕ ϕ = ϕ ϕ + ϕ ∫ 2

19 2 2cos 2 2

T d ;

a sin b cos

ϕ ϕ ϕ = ϕ ϕ + ϕ ∫

20 2 2cos 2 2

T d ;

a sin b cos

ϕ ϕ ϕ = ϕ ϕ + ϕ ∫

21 2 sin cos2 2 2

T d ;

a sin b cos

ϕ ϕ ϕ ϕ = ϕ ϕ + ϕ ∫ 2

22 2 sin cos2 2 2

T d ;

a sin b cos

ϕ ϕ ϕ ϕ = ϕ ϕ + ϕ ∫ 2

23 2 sin cos2 2 2

T d ;

a sin b cos

ϕ ϕ ϕ ϕ = ϕ ϕ + ϕ ∫ 2

24 2sin cos2 2 2

T d ;

a sin b cos

ϕ ϕ ϕ ϕ = ϕ ϕ + ϕ ∫

2 2

25

T sin cos a sin b cos d

ϕ

ϕ

= ∫ ϕ ϕ ϕ + ϕ ϕ

Hàm cần lấy tích phân Tm, m=(11÷25), hàm siêu việt khơng thể xác định trực tiếp nguyên hàm nên sử dụng phương pháp tích phân số Simson [2] ta biểu thức (4) tính MTĐC [kc]m phần tử m tương ứng góc φ1 φ2, [1, 3]

Gối tựa đàn hồi có hệ số độ cứng theo phương chuyển vị thẳng kux, kuy, kuz, xoay kωx, kωy, kωz đưa vào sơ đồ tính cách cộng độ cứng vào vị trí nút:

[ ]K cdh=[ ]K dh+[ ]K c

(5) Với [K]dh ma trận độ cứng gối tựa đàn hồi, có số hạng đường chéo hệ số đàn hồi, số hạng cịn lại khơng, [K]c ma trận độ cứng tổng thể, [K]cdh ma trận độ cứng toàn hệ kể đến hệ số đàn hồi nút HTĐ chung ( ) ö ö 2

17 13 21 25 12

z' z' z'

2

21 25 19 15 14

z' z' z'

2

2

x' y' y'

16 22

3 x'

2

2 y'

24 2 y'

18 x' Bt (4):

a T + b T -abT - abT 0 0 0 b T

EF EI EF EI EI

ab ab b a a

- T - T T + T 0 - T

EF EI EF EI EI

a b a b- a +a

a b T GI EI EI

- T

GI b

0 +

EI a - b

+ T

EI -a bT

GI   =                

∫ B ds

2 x' 23 y' 20 x' 2 x' y'

22 2 2

3

17 19 21

x' y' y' x'

y' 18 x' y' x' 23 y' y' 20 x' b GI T ab 0 -EI ab + T GI a b a b

-GI EI

- T

a b ab ab

b

0 + GI T +EI T EI -GI T

EI a b

- T

GI a +ab

EI GI

T

ab a ab

0 - EI

-EI ab + T GI                                                 2

21 19 17

x' x' y'

12 14 11

z' z' z'

b T b T +a T 0

GI GI EI

b T - a T 0 0 0 T

EI EI EI

Bảng Tải trọng nút HTĐ chung Bảng Liên kết gối tựa HTĐ chung

P Tên nút U Tên nút

B D E G J A C D F G H K

Px [kN] 100 80 50 Ux DH DH DH DH DH DH DH

Py [kN] 100 80 50 Uy DH DH DH DH DH DH DH

Pz [kN] -500 60 -800 -60 -650 Uz DH DH DH DH DH DH DH

Mx [kNm] -30 -30 -30 Ωx CD TD TD TD TD TD CD

My [kNm] 30 30 30 Ωy CD TD TD TD TD TD CD

Mz [kNm] -30 -30 -30 Ωz CD TD TD TD TD TD CD

Bảng 3: Chuyển vị nút HTĐ chung

PEA-V2 SAP 2000 So sánh kết

Nút A E H (A) 62 (E) 91 (H) (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] -1.51856 -0.16179 -1.48820 -0.15708 - 2.04% 3.00%

Ωy [rad] -0.43130 0.13900 -0.42132 0.13875 - 2.37% 0.18%

Ωz [rad] 0.00039 0.00136 0.00037 0.00133 - 6.89% 1.96%

Bảng 4: Ứng lực nút HTĐ chung

PEA – V2 SAP 2000 So sánh kết

Phần tử 1-13 37-62 91-99 1(1-13) 4(37-62) 8(91-99)

Đầu

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

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 HTĐ riêng

PEA – V2 SAP 2000 So sánh kết

Phần tử 13-19 62-56 39-91 2(13-19) 5(62-56) 7(39-91)

Đầu

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

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%

3

Lập chương trình phân tích tính tốn kiểm chứng

3.1 Chương trình phân tích

Chương trình PEA - V2 (Analysis Planar Ellips Arc - Version 2) lập trình Matlab 2010a có khả phân tích tuyến tính cong hình Elip phẳng với số phần tử bất kì, chịu tải trọng tĩnh tổng qt, có liên kết đàn hồi tuyến tính bố trí vị trí

3.2 Ví dụ phân tích PCE-V2 kiểm chứng SAP 2000

Sử dụng chương trình PEA - V2 tính chuyển vị, ứng lực nút cho cong phẳng hình Ellip sơ đồ tính Hình Bán trục 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 k

ux=kuy=105 kN/m, kuz=5x104 kN/m Kí hiệu CD dạng liên kết ngăn cản chuyển vị,

TD dạng liên kết cho phép chuyển vị, DH liên kết đàn hồi Bảng Tải trọng cho Bảng So sánh kết tính tốn

Dùng PEA – V2 để phân tích chia kí hiệu phần tử Hình 4, hệ có phần tử cong, 10 nút Dùng SAP 2000 để phân tích hệ chia thành 108 phần tử thẳng (Hình 5) Kết phân tích, so sánh PEA-V2 SAP 2000 Bảng 3, Bảng 4, Bảng

So sánh thấy kết phân tích tương đương nên PEA – V2 đảm bảo tính xác

4 Kết luận kiến nghị

Bài báo trình bày phương pháp ma trận chuyển cải tiến phân tích tuyến tính cong hình Elip có gối tựa đàn hồi Đây cơng cụ hữu ích giúp tính tốn, kiểm chứng, nghiên cứu dạng kết cấu này, sở cho phân tích nâng cao./

Tài liệu tham khảo

1 Nguyễn Trâm, Lý thuyết tính tốn tổng thể khơng gian kết cấu nhịp cầu, Luận án Tiến sĩ Khoa học, Maxcơva, Liên Xô, 1982. 2 Đặng Quốc Lương, Phương pháp tính kỹ thuật, NXB Khoa

học Kỹ thuật, Hà nội, 2001.

3 Lê Dũng Bảo Trung, Nguyễn Hồng Sơn, Phương pháp phân

tích cong phẳng liên tục chịu tải trọng không gian, Tuyển tập cơng trình hội nghị khoa học tồn quốc Cơ học Vật rắn biến dạng lần thứ XII, Đại học Duy Tân, TP Đà Nẵng, 1458-1465, 2015

4 Phạm Văn Đạt, Tính tốn kết cấu hệ theo phương pháp phần tử hữu hạn, Nhà xuất Xây Dựng, Hà nội, 2017.

Hình Sơ đồ tính thanh Hình Kí hiệu phần tử thanh

Tính tốn cánh tháp thép tiết diện thép góc đơn có kể đến giảm yếu độ lệch trục vị trí nút

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 Hùng

Tóm tắt

Tháp thép có chiều cao nhỏ thường được cấu tạo từ thép góc đơn, chúng có hai mặt phẳng vng góc với nên dễ liên kết với Tuy nhiên, liên kết cánh tiết diện nên trục trục liên kết bị lệch tâm Sự lệch tâm gây thêm mô men uốn cục tác dụng lên cánh vị trí nút Bài báo giới thiệu kiểm tra cánh có kể đến giảm yếu do liên kết mơ men uốn vị trí nút theo tiêu chuẩn Nga (SNiP II-23-81*).

Từ khóa: Tháp thép, thép góc, tiết diện giảm

yếu

Abstract

Steel 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: phamthanhhung.hau@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Hiện nay, cơng trình tháp thép ngày phổ biến, thường dùng làm cột đường dây tải điện, cột ăng ten vô tuyến, cột giàn khoan… Kết cấu tháp thường hệ không gian ba mặt trở lên, cấu tạo từ (thanh cánh bụng) liên kết với nút Tiết diện thường sử dụng thép góc, thép ống, thép hình chữ I hay tổ hợp từ thép góc Với loại tháp thép bé vừa tiết diện thép góc đơn (L) sử dụng phổ biến

Tại nút, liên kết thường sử dụng liên kết bu lông, đó, tiết diện bị giảm yếu (Hình 1) Mặt khác, bụng liên kết với cánh mặt bên lực không qua trục cánh tạo mô men lệch tâm Tại vị trí nối chồng cánh thay đổi tiết diện cánh (Hình 2), lực dọc tác dụng lên tiến diện có lệch trục gây mơ men uốn vị trí

Việc tính tốn cánh theo TCVN chưa đề cập củ thể đến đến mô men độ lệch trục gây ra, ảnh hưởng mô men uốn yếu tố bất lợi khác 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 tốn cánh tính đến ảnh hưởng giảm yếu yếu tố gây mô men lệch trục cánh Trong giới hạn nội dung báo, trình bày cách kiểm tra cho cánh tiết diện thép góc đơn có kể đến giảm yếu tiết diện độ lệch trục theo tiêu chuẩn Nga (SNiP II-23-81*) [2]

2 Tính tốn cánh chịu lực trục mơ men uốn

Khi tính tốn cánh vị trí nút, phải kể đến ứng suất gây mô men độ lệch trục bụng liên kết vào mặt bên cánh (lực tác dụng không qua trọng tâm tiết diện)

Việc kiểm tra bền tiết diện vị trí giảm yếu cánh chịu lực trục mô men xác định theo biểu thức sau [1]:

( ) ( )

xn yn i xn,yn i yn xn i xn,yn i

n xn yn xn,yn

M y x M x y

N f

A

− + −

σ = + ≤

−

I I I I

I I I (1)

trong đó:

N – lực dọc tiết diện xét;

An – diện tích tiết diện thực mặt cắt ngang mặt cắt zích zắc (Hình 1);

Mxn, Myn – mô men uốn trục xn yn đặt lệch tâm lực truyền từ giằng vào nút phía đoạn cánh xét Mxn, Myn xác định theo biểu thức (2);

xn, yn – trục trung tâm mặt cắt giảm yếu xét;

Ixn, Iyn – mô men quán tính tiết diện thực trục xn yn;

Ixn,yn – mô men quán tính li tâm tiết diện thực hệ trục (xn,yn);

xi,yi – tọa độ điểm kiểm tra ứng suất hệ trục (xn,yn);

f – cường độ tính tốn

Mơ men uốn Mxn Myn trục xn yn lực tác dụng lệch trục bụng xác định theo biểu thức sau [1]:

xn mdj xj yn mdj yj

M =k N e ; M∑ =k N e∑

(2)

trong đó:

k – hệ số phân phối mơ men nút cho tiết diện nút, k phụ thuộc tỉ số độ cứng đơn vị cánh nút cánh nút Trong trường hợp tiết diện không thay đổi, nút xét nút trung gian (như Hình 4a) hệ số k xác định sau:

- Hệ số phân phối mô men cho tiết diện nút:

m m m

l k

l l −

=

+ (3a)

- Hệ số phân phối mô men cho tiết diện nút:

m m m

l k

l −l −

=

+ (3b)

với lm lm-1 khoảng cách từ nút xét đến nút nút kề nó;

exj, eyj – khoảng cách từ điểm đặt lực Nmdj đến trục xn yn;

Nmdj – lực bụng tác dụng lên lỗ thứ j theo phương dọc trục

Tất đại lượng (N, Mxn, Myn, xi, yi) công thức (1) phải với dấu chúng Lực dọc N coi dương gây kéo, mơ men Mxn,

Myn, coi dương gân nén cho phần sống Dấu mô men Mxn Myn tự động xác định đại lượng (Nmdj, exi, eyi) cơng thức (2) đưa vào tính tốn với dấu chúng, Nmdj xem dương chúng hướng từ khoang chứa xét tới tiết diện xem xét

Mơmen qn tính li tâm tiết diện giảm yếu Ixn,yn hệ trục (xn,yn) xác định theo công thức gần sau [1]:

Ixn,yn = -abAn (4)

với: a,b – khoảng cách từ trọng tâm tiết diện giảm yếu đến trục x2 y2;

An – diện tích tiết diện giảm yếu, vng góc với trục Khi tính tốn với tiết diện giảm yếu, nơi có tác dụng lực xiên lên cánh, hệ số điều kiện làm việc γc lấy 1,0

3 Ví dụ tính tốn

Kiểm tra ứng suất kéo cánh vị trí nút Hình Nút xét nút trung gian số 4, cánh sử dụng thép góc cạnh L110x7 Thép CT34 có f = 21

Tại nút cánh kiểm tra bền kéo hai mặt cắt 1-1 2-2 Hình 5.b

Đường kính lỗ bu lơng d1 =21,6 cm; d2 =17,6 cm, khoảng cách từ tâm lỗ bu lông 1, đến sống tiết diện C01=6,0 cm; C02=6,0 cm Chiều dài đoạn cánh 3-4 4-5 lm-1=200,0 cm; lm=220,0 cm

Lực kéo đoạn cánh 3-4 4-5: Nm-1=200 KN, Nm=220 KN

Các thành phần lực tác dụng giằng truyền vào nút theo phương dọc trục 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 hai mặt cắt 1-1 2-2:

N1-1 = 220 + 10 = 230 KN; N2-2 = 200 + 30 = 230 KN Thép góc cạnh L110x7 có đặc trưng hình học sau: A = 15,2 сm2; z

0 = 2,96 сm; Ix = 176 сm4

Tại nút 4, tiết diện bị giảm yếu 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 Mặt cắt vị trí thay đổi tiết diện

1, - tiết diện thép góc;

3, – trọng tâm tiết diện 1, 2

Hình Xác định vị trí lỗ giảm yếu Vị trí hệ trục tọa độ

Hình Phân phối mơ men lên tiết diện cánh nút nút

3.1 Kiểm tra ứng suất điểm A, B, C mặt cắt 1-1

Tọa độ trọng tâm tiết diện giảm yếu hệ trục x1 y1 xác định theo biểu thức:

y1 x1 0n 0n n n S S x ;y A A = =

với Sy1, Sx1 – mô men tĩnh tiết diện giảm yếu trục y1 x1 Sy1, Sx1 xác định sau:

y1 01

3

t

S Az A c A

2

15,2x2,96 1,51x6 1,23x0,35 35,5cm

= − −

= − − =

x1 02

3

t

S Az A A c

2

15,2x2,96 1,51x0,35 1,23x6 37,08cm

= − −

= − − =

Do đó:

0n 35,5 0n 37,08

x 2,85cm; y 2,98cm;

12,46 12,46

= = = =

Các mơ men qn tính tiết diện giảm yếu Ixn, Iyn, Ixn,yn trục trung tâm xn yn xác định áp dụng công thức chuyển trục song song bỏ phần giảm yếu Ta có:

( )2 ( )2

xn x A y0n z0 A y1 0n 2t A c2 02 y0n

 

= + − −  −  − − =

 

I I

( )2 ( )2 ( )2

4

176 15,2 2,98 2,96 1,51 2,98 0,35 1,23 2,98

154,34cm

= + − − − − −

=

( )2 ( )2

yn= y+A z0−x0n −A c1 01−x0n −A x2 0n−2t =

 

I I

( )2 ( )2 ( )2

4

176 15,2 2,96 2,85 1,51 2,98 1,23 2,85 0,35

153,51cm

= + − − − − −

=

với Ix, Iy – mơ men qn tính tiết diện nguyên yếu trục trung tâm x-x y-y;

Tọa độ trọng tâm tiết diện giảm yếu hệ trục x2 y2:

0n t 0,7

b x 2,85 2,50 cm;

2

 

= + − = − =

 

t 0,7

a= +y − =2,98− =2,63 cm;

Theo công thức (4) ta có:

4 xn,yn = - 2,50 x 2,63 x 12,46 = -81,92 cm

I

Hệ số phân phối mô men k nút lên đoạn cánh 4-5 xác định từ sơ đồ dầm hai nhịp liên tục có liên kết hai đầu dầm khớp (Hình 4.a) Theo cơng thức (3a) ta có:

m m m

l 200

k 0,476

l −l − 200 220

= = =

+ +

Độ lệch trục lực Nmd1:

( )

x1 0n t

e y 2,98 0,35 2,63cm

2

 

= − − = − − = −

  ,

( ) ( )

y1 01 0n

e = c −x = 2,85− =3,15cm

Độ lệch trục lực Nmd2:

( ) ( )

x2 02 0n

e = c −y = 2,98− =3,02cm

,

( )

y2 0n t

e x 2,85 0,35 2,5cm

2

 

= − − = − − = −

 

Thay đại lượng Nmd1, Nmd2, k, ex1, ey1, ex2, ey2 vào biểu thức (2), ta có mơ men uốn trục xn yn:

xn mdj xj

M k N e

0,476x[30x(-2,63) + (-10)x3,02] 51,93 KNcm; =

= = −

∑

yn mdj yj

M k N e

0,476x[30x3,15 + (-10)x(-2,5)] 56,88 KNcm =

= =

∑

Tọa độ điểm A, B, C hệ trục xn 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 điểm A, B, C mặt cắt 1-1 thực theo công thức (1):

( ) ( ) ( )

( )

A

51,93 153,51 2,98 81,92 8,15

230

12,46 154,34 153,51 81,92

 

−  − − − 

σ = + +

⋅ − −

( )( )

( )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; – điểm đặt lực Nmd1; – điểm đặt lực Nmd2; – trọng tâm tiết diện giảm yếu

( ) ( )( )

( )

B

51,93 153,51 8,02 81,92 2,85

230

12,46 154,34 153,51 81,92

 

−  ⋅ − − − 

σ = + +

⋅ − −

( ) ( )

( )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

51,93 153,51 2,98 81,92 2,85

230

12,46 154,34 153,51 81,92

 

−  − − − − 

σ = + +

⋅ − −

( ) ( )( )

( )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 điểm A

3.2 Kiểm tra ứng suất điểm A, B, C mặt cắt 2-2

Hệ số phân phối mô men k nút lên đoạn cánh 4-3 xác định từ sơ đồ dầm hai nhịp liên tục có liên kết hai đầu dầm khớp (Hình 4.a) Theo cơng thức (3b) ta có:

m m m

l 220

k 0,524

l l − 200 220

= = =

+ +

Trên mặt cắt 2-2 đại lượng x0n, y0n, Ixn, Iyn, Ixn,yn, ex1, ex2, ey1, ey2, xA, yA, xB, yB, xC, yC tương tự mặt cắt 1-1

Các lực Nmdj tác dụng lên 4-3 với dấu quy ước: Nmd1 = -30 KN; Nmd2 = 10 KN;

Thay đại lượng Nmd1, Nmd2, k, ex1, ey1, ex2, ey2 vào biểu thức (2), ta có mơ men uốn trục xn yn:

xn mdj xj

M k N e

0,524x[(-30)x(-2,63) + 10x3,02] 57,13 KNcm; =

= =

∑

yn mdj yj

M k N e

0,524x[(-30)x3,15 + 10x(-2,5)] 62,57 KNcm =

= = −

∑

Kiểm tra ứng suất điểm A, B, C mặt cắt 2-2 thực theo công thức (1):

( ) ( )

( )

A

57,13 153,51 2,98 81,92 8,15

230

12,46 154,34 153,51 81,92

 − − − 

 

σ = + +

⋅ − −

( )( )

( )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

57,13 153,51 8,02 81,92 2,85

230

12,46 154,34 153,51 81,92

 ⋅ − − − 

 

σ = + +

⋅ − −

( ) ( )

( )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

57,13 153,51 2,98 81,92 2,85

230

12,46 154,34 153,51 81,92

 − − − − 

 

σ = + +

⋅ − −

( ) ( )( )

( )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 điểm B

3.3 Kiểm tra ứng suất nút theo TCVN 5575 - 2012

Việc kiểm tra bền tiết diện giảm yếu cánh chịu lực trục xác định theo biểu thức sau [3], [4]:

C n N f A σ = ≤ γ (5)

với γc – hệ số điều kiện làm việc, γc=0,9 làm việc chịu kéo

Kiểm tra ứng suất điểm A, B, C mặt cắt 1-1 thực theo công thức (5):

2

A B C C

2

220 17,66 KN / cm f 21x0,9

12,46

18,9 KN / cm

σ = σ = σ = = ≤ γ =

=

Kiểm tra ứng suất điểm A, B, C mặt cắt 2-2 thực theo công thức (5):

2

A B C C

2

200 16,05 KN / cm f 21x0,9

12,46

18,9 KN / cm

σ = σ = σ = = ≤ γ =

=

Vậy tiết diện 1-1 2-2 thỏa mãn điều kiện bền

3.4 So sánh kết tính theo tiêu chuẩn Nga (SNiP II-23-81*) theo TCVN 5575 - 2012

So sánh kết tính tốn kiểm tra ứng suất kéo cánh vị trí nút theo hai tiêu chuẩn, thấy rằng:

Ứng suất phân bố không tiết diện giảm yếu tính theo tiêu chuẩn Nga SNiP II-23-81* phân bố tính theo TCVN 5575 - 2012

Kết kiểm tra ứng suất khơng đảm bảo tính theo tiêu chuẩn Nga đạt theo yêu cầu tính theo TCVN

4 Kết luận

Bài báo trình bày cách tính tốn ứng suất cánh tiết diện thép góc đơn vị trí nút (bị giảm yếu kht lỗ bu lơng) có xét đến mơ men lệch trục lực tác dụng xiên lên cánh

Với việc kể đến ảnh hưởng mô men lệch trục lực tác dụng xiên lên cánh tính tốn có làm việc an tồn sát với thực tế

Do vậy, tính tốn tháp nên kể đến mô men lệch trục lực tác dụng xiên lên cánh tính tốn đánh giá xác định lại hệ số điều kiện làm việc γC trường hợp cánh thép góc đơn chịu kéo để kết tính sát với thực tế hơn./

Tài liệu tham khảo

1 ПОСОБИЕ, по проектированию стальных конструкций опор воздушных линий (ВЛ) электропередачи и открытых распределительных устройств (ОРУ) подстанций напряжением свыше 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 Cơng trình dân dụng công nghiệp Nhà

Xác định tải trọng tác động nổ

bom đạn thơng thường lên tầng hầm phịng không

Determining static load equivalent to the explosive effect of conventional bomb on the basement Phạm Minh Hà(1), Vũ Huy Hồng(2)

Tóm tắt

Trong thành phố, ngồi cơng trình dân dụng cịn tồn hệ thống cơng trình phịng thủ xây dựng để đề phòng trường hợp chiến tranh xảy Tầng hầm nhà cao tầng, phận hệ thống phòng thủ, cần thiết kế lưỡng dụng (sử dụng trong thời bình thời chiến) để trở thành nơi trú ẩn an toàn cho cư dân thời chiến phục vụ mục đích quốc phịng khác Tuy nhiên, Việt Nam chưa có quy định liên quan đến tầng hầm phòng thủ nên tầng hầm nhà cao tầng thiết kế với mục đích sử dụng thơng thường trong thời bình Bài báo giới thiệu số khái niệm tầng hầm phịng khơng cách xác định tải trọng tác động nổ bom đạn thông thường lên tầng hầm nhà cao tầng theo quy định tiêu chuẩn thiết kế Trung Quốc.

Từ khóa: Tải trọng nổ, tác dụng nổ, bom đạn, tầng

hầm, tải trọng tĩnh tương đương

Abstract

Basements 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 chất lượng cơng trình xây dựng – Bộ Xây dựng Email: phamhadhkt@gmail.com

(2) Giảng viên, Khoa Xây dựng Trường đại học Kiến trúc Hà Nội

1 Đặt vấn đề

Khi chiến tranh xảy ra, bên cạnh hoạt động phòng vệ quân sự, công việc cần thực di tản dân thường đến nơi an tồn Tuy nhiên, với tính chất đại vũ khí ngày nay, chiến tranh diễn biến nhanh, cần phải có nơi trú ẩn chỗ để giải tức vấn đề an tồn cho người dân, đặc biệt thành phố lớn, nơi có số lượng dân cư tập trung Hệ thống trú ẩn an tồn thành phố có quy mô lớn, cần phải tận dụng hệ thống ngầm sẵn có thành phố, có tầng hầm tòa nhà dân dụng Hơn nữa, tầng hầm phịng thủ kết hợp với cơng trình ngầm khác tạo thành mạng lưới phòng thủ chung thành phố nơi trú ẩn, tác chiến lực lượng bám trụ bảo vệ thành phố Để tầng hầm có đủ khả chống loại bom đạn theo yêu cầu, cần phải có quy hoạch quốc phịng mang tính tổng thể quy định chi tiết áp dụng thời bình Trên giới, nhiều nước ban hành tiêu chuẩn thiết kế tầng hầm phịng khơng Nga, Trung Quốc, Mỹ, Anh, Singapore Ở Việt Nam, thiết kế tầng hầm chịu tải trọng bom đạn gây thời chiến giai đoạn nghiên cứu Vì chưa có dẫn cụ thể, thiếu tiêu chuẩn liên quan đến kiến trúc, kết cấu, thơng gió, điện, phịng hỏa, thời gian gần hàng loạt tầng hầm xây chưa thiết kế phục vụ cơng tác phịng khơng nhân dân Đã có đề tài nghiên cứu đề xuất giải pháp cải tạo tầng hầm có để chuyển đổi thành mục đích phịng thủ cần thiết [4] Tuy nhiên cần phải chủ động xây dựng quy định vấn đề phịng khơng nhân dân để áp dụng cho tầng hầm xây Để làm việc này, bên cạnh việc tự nghiên cứu, cần phải tham khảo, học tập kinh nghiệm nước giới Dưới trình bày số khái niệm liên quan đến tầng hầm phịng khơng cách xác định tải trọng tĩnh tương đương với tác dụng nổ bom đạn thông thường lên tầng hầm theo tiêu chuẩn thiết kế tầng hầm phịng khơng Trung Quốc GB50038-2005, gọi tắt Tiêu chuẩn GB50038-2005 [1]

2 Một số khái niệm tầng hầm phịng khơng

2.1 Phân loại

Theo quy định Trung Quốc, có nhiều cách phân loại tầng hầm phịng khơng khác Dưới trình bày cách phân loại theo cơng dụng cơng trình phịng khơng nhân dân thời chiến Theo đó, cơng trình phịng khơng nhân dân (trong bao gồm tầng hầm phịng khơng) phân thành loại:

Sở huy phịng khơng nhân dân: Cơng trình đảm bảo hoạt động quan huy phịng khơng nhân dân thời chiến

Cơng trình cứu hộ y tế: Cơng trình phịng khơng nhân dân độc lập sơ cứu người bị thương Theo phân cấp cơng trình y tế nhiệm vụ, phân thành cấp bệnh viện trung tâm, bệnh viện cấp cứu trạm cấp cứu

Cơng trình phục vụ lực lượng chun mơn phịng khơng nhân dân: Lực lượng chun mơn phịng khơng nhân dân tổ chức thành lập để thực cơng tác phịng khơng nhân dân, bao gồm giải cứu người, sửa chữa nhanh, cứu hộ y tế, phòng độc phịng dịch, thơng tin liên lạc, vận chuyển đảm bảo an ninh trật tự

Cơng trình phục vụ lực lượng chun mơn phịng khơng nhân dân dùng trú ẩn phục vụ số công việc lực lượng chun mơn phịng khơng nhân dân, thường bao gồm nơi trú ẩn người thiết bị (xe cộ) Khi chưa đủ điều kiện phục vụ hai công

nước, thực phẩm ), xí nghiệp quan trọng ; cấp dùng để đảm bảo trú ẩn an toàn cho dân thường

Mạng lưới hỗ trợ: Các cơng trình dùng để phối hợp hoạt động cơng trình trên, chủ yếu bao gồm trạm điện khu vực, trạm cấp nước khu vực, kho vật tư phịng khơng, kho chứa xe máy phịng khơng, trạm lương thực, xí nghiệp sản xuất xe máy, đường giao thơng phịng khơng, trạm cảnh báo

2.2 Phân cấp

Tiêu chuẩn GB50038-2005 đề cập đến hai loại tầng hầm phịng khơng: Tầng hầm phịng khơng loại A phải thỏa mãn yêu cầu chống vũ khí nguyên tử, vũ khí thơng thường vũ khí sinh hóa; Tầng hầm phịng khơng loại B cần thỏa mãn u cầu chống vũ khí thơng thường vũ khí sinh hóa Theo khả phịng chống sóng xung kích loại vũ khí gây ra, tầng hầm phịng khơng phân thành cấp sau:

• Đối với vũ khí thơng thường: có cấp 1, 2, 3, 4, 6;

• Đối với vũ khí ngun tử: có cấp 1, 2, 2B, 3, 4, 4B, 5, 6B

Cấp từ đến phòng chống vũ khí thơng thường, cấp từ đến cấp 4B phịng chống vũ khí ngun tử, thường dùng cho cơng trình huy cứu viện phịng khơng quốc gia Tiêu chuẩn phòng vệ cụ thể thuộc bí mật nhà nước

Phạm vi Tiêu chuẩn GB50038-2005 áp dụng cho tầng hầm phịng khơng phịng chống vũ khí thơng thường cấp 5, vũ khí nguyên tử cấp 4, 4B, 5, 6B Các quy định kết cấu phòng chống vũ khí thơng thường cấp 5, giới thiệu mục Cấp phịng chống vũ khí cơng dụng thời chiến tầng hầm phịng khơng xây quan chủ quản phịng khơng nhân dân trực thuộc ủy ban nhân dân tỉnh, thành phố trực thuộc trung

Bảng Giá trị tiêu chuẩn qce1 (kN/m2)

Chiều dày lớp đất phủ

mặt trần h (m) 5Cấp phòng chống vũ khí thơng thường6

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 h tương ứng với giá trị lớn qce1;

2 Khi xét đến ảnh hưởng kết cấu bên trên, lấy giá trị ngoặc đơn

Bảng Giá trị tiêu chuẩn qce2 trường hợp kết cấu tường đất chưa bão hòa (kN/m2)

Chiều sâu mặt trần tầng hầm h (m)

Loại đất

Cấp phịng chống vũ khí thơng thường

5 6

Khối xây BTCT Khối xây BTCT

0<h≤1,5

Sỏi cuội, cát hạt thơ, cát hạt trung 85 ÷ 60 70 ÷ 40 45 ÷ 25 30 ÷ 20

Cát hạt nhỏ, cát bụi 70 ÷ 50 55 ÷ 35 35 ÷ 20 25 ÷ 15

Đất bụi 70 ÷ 55 60 ÷ 40 40 ÷ 20 30 ÷ 15

Đất dính, đất đỏ bazan 70 ÷ 50 55 ÷ 35 35 ÷ 25 20 ÷ 15

Đất dính cổ 80 ÷ 60 65 ÷ 40 40 ÷ 25 30 ÷ 15

Đất lún sụt 70 ÷ 50 55 ÷ 35 35 ÷ 20 25 ÷ 15

Bùn 50 ÷ 40 35 ÷ 25 25 ÷ 15 15 ÷ 10

1,5<h≤3,0

Sỏi cuội, cát hạt thơ, cát hạt trung 40 ÷ 30 20 ÷ 15

Cát hạt nhỏ, cát bụi 35 ÷ 25 15 ÷ 10

Đất bụi 40 ÷ 25 15 ÷ 10

Đất dính, đất đỏ bazan 35 ÷ 25 15 ÷ 10

Đất dính cổ 40 ÷ 25 15 ÷ 10

Đất lún sụt 35 ÷ 20 15 ÷ 10

Bùn 25 ÷ 15 10 ÷

Chú thích:

1 Giá trị cột khối xây xác định sở tầng hầm có chiều cao thơng thủy ≤ 3m, bề rộng thông thủy ≤ 5m; giá trị cột bê tông cốt thép dựa sở chiều cao tường tầng hầm ≤ 5m;

ương định

2.3 Các phận cấu thành tầng hầm phịng khơng

Các thành phần tầng hầm phịng khơng bao gồm [4]:

• Các phịng (phịng cho người ẩn nấp)

• Các phòng phụ trợ vệ sinh, y tế, kho chứa, bể chứa

• Các phịng cho hệ thống kỹ thuật thơng gió lọc độc, máy phát điện, thơng tin liên lạc, cấp nước

• Lối vào gồm hệ thống cửa khoang đệm

3 Tải trọng tĩnh tương đương dùng để thiết kế kết cấu tầng hầm phịng khơng

Tác động sóng xung kích sóng nén nổ lượng nổ tải trọng động, thông thường quy tải trọng tĩnh tương đương tác động lên tầng hầm phịng khơng [5] (Hình 2) Tiêu chuẩn GB50038-2005 đưa dạng sóng xung kích sóng nén nổ bom thông thường bom hạt nhân cơng thức tính tốn tải trọng tĩnh tương đương Bên cạnh đó, tiêu chuẩn cịn cung cấp bảng tra trực tiếp giá trị tải trọng để thuận tiện cho q trình thiết kế

Trong q trình tính tốn kết cấu trần lối nhà xem xét đến ảnh hưởng kết cấu bên đến tải trọng tác động lên tầng hầm phòng khơng thỏa mãn

• Kết cấu bên khơng hai tầng, tường ngồi tầng tường xây bê tông cốt thép, đồng thời tổng diện tích lỗ đục mặt tường ngồi khơng vượt q 50% diện tích bề mặt tường ngồi

• Kết cấu bên có tầng, vật liệu tường tầng diện tích lỗ đục thỏa mãn yêu cầu trên, đồng thời kết cấu mái bê tông cốt thép

a) Giá trị tiêu chuẩn qce1

Khi tầng hầm phịng khơng đặt tầng hầm 1, tải trọng tĩnh tương đương qce1 trần tầng hầm lấy theo bảng Khi chiều dày lớp đất phủ mặt trần lớn 2,5m tầng hầm phòng chống cấp 5, lớn 1,5m tầng hầm phòng chống cấp 6, trần tầng hầm khơng xem xét tác dụng trọng tĩnh tương đương tác động nổ bom đạn thông thường, thiết kế kết cấu trần tầng hầm phải tuân thủ u cầu cấu tạo tầng hầm phịng khơng [1]

Khi tầng hầm phịng khơng đặt tầng hầm tầng phía dưới, trần tầng hầm khơng xem xét tác dụng trọng tĩnh tương đương tác động nổ bom đạn thông thường, thiết kế kết cấu trần tầng hầm phải tuân thủ yêu cầu cấu tạo tầng hầm phịng khơng [1]

Đối với cơng trình có tầng hầm mở rộng phần thân, trần tầng hầm mở rộng thêm nằm sâu mặt đất (A) (B) Các đơn vị phòng vệ (phân chia không gian để tránh phá hoại lan truyền)

(1) Khoang đệm phòng độc thứ (2) Khoang đệm phòng độc thứ hai (3) Phòng cởi quần áo

(4) Phòng tắm khử độc (5) Phòng kiểm tra mặc quần áo (6) Giếng thơng gió

(7) Đường hầm (Lối ngồi nhà) (8) Hành lang an tồn nhà (9) Lối vào

(10) Phòng cho người trú ẩn (11) Lối nhà (12) Kỹ thuật

(13) Chỉ huy phịng khơng nhân dân (14) Lối dự phịng (15) Vệ sinh chung

1 – Cửa bảo vệ – Cửa kín – Cửa thường – Miệng đường hầm

5 – Tường ngăn – Tường – Tường lắp cửa – Tường chịu sóng

a – Cửa vào phịng cởi quần áo b – Cửa vào phòng tắm khử độc

c – Cửa khỏi phòng tắm khử độc d – Cửa khỏi phòng kiểm tra mặc quần áo

trực tiếp đến giá trị qce1 Nếu mặt tầng hầm nhà nằm sát mặt đất (trường hợp sử dụng mặt tầng hầm làm sân, đường), giá trị h lấy Khi xét giá trị qce1 cho trần tầng hầm nằm nhà, giá trị h lấy

b) Giá trị tiêu chuẩn qce2

Giá trị tiêu chuẩn tải trọng tĩnh tương đương qce2 dùng để thiết kế kết cấu tường lấy theo bảng bảng

Trường hợp mặt trần tầng hầm phịng khơng cao cao độ ngồi nhà, kết cấu tường ngồi tầng hầm phịng khơng chịu tác động trực tiếp sóng xung kích nổ bom đạn, thiết kế kết cấu tường đạt đến trạng thái đàn hồi dẻo tải trọng tĩnh tương đương lấy 400 kN/m2 cấp 180 kN/m2 cấp phịng chống vũ khí thông thường

4 Kết luận

Tác động nổ bom đạn tải trọng động quy đổi tải trọng tĩnh tương đương thông qua công thức chuyển đổi lập thành bảng tra trực tiếp Tiêu chuẩn GB50038-2005 việc áp dụng thiết kế thuận tiện

Với áp lực tính tốn chênh khoảng hai lần dẫn đến tải trọng tĩnh tương đương tác dụng lên kết cấu tầng hầm cấp cấp chênh lệch lớn (khoảng hai lần) Như vậy, chi phí cho tầng hầm kháng lực cấp tăng lên đáng kể so với cấp Tương tự với cấp kháng lực cao Đây

là xung đột yêu cầu an toàn hiệu kinh tế mà sách quốc phịng cần giải

Việc thiết kế lưỡng dụng tầng hầm công trình dân dụng, có tầng hầm nhà cao tầng, làm phát sinh chi phí đầu tư, nhiên vấn đề quan trọng, cần quan tâm mức quyền, địi hỏi quan quản lý nhà nước với quan chuyên môn tập trung xây dựng chế phù hợp đồng thời nghiên cứu ban hành quy định, quy chuẩn, tiêu chuẩn kỹ thuật liên quan để triển khai áp dụng thực tế./

Tài liệu tham khảo

1 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 nổ sự cố, Nhà xuất 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 cộng sự, Nghiên cứu giải pháp cải tạo tầng hầm nhà cao tầng làm cơng trình phịng thủ dân 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 thực tiễn, Nhà xuất Khoa học Kỹ thuật, 2010.

6 Vũ Đình Lợi, Giáo trình cơng sự, Học viện Kỹ thuật qn sự, 2005.

Hình Sơ đồ tải trọng tác dụng lên tầng hầm phịng khơng

Bảng Giá trị tiêu chuẩn qce2 trường hợp kết cấu tường đất bão hòa (kN/m2)

Chiều sâu mặt trần

tầng hầm h (m) Tỷ lệ khí đất bão hòa α1 (%)

Cấp phòng chống vũ khí thơng thường

5 6

0 ≤ h ≤ 1,5 100 ÷ 80 50 ÷ 30

≤ 0,05 140 ÷ 100 70 ÷ 50

1,5 < h ≤ 3,0 80 ÷ 60 30 ÷ 25

≤ 0,05 100 ÷ 80 50 ÷ 30

Chú thích:

1 Nếu tỷ lệ khí α1 > 1% lấy giá trị qce2 theo đất chưa bão hòa; trường hợp 0,05% < α1 < 1% giá trị qce2 nội suy;

Các loại tổ hợp thiết kế

cơng trình chịu động đất theo TCVN 9386:2012

Combinations in designing of structures for earthquake resistance, according to TCVN 9386:2012 Nguyễn Thị Ngọc Loan

Tóm tắt

Bài báo trình bày định nghĩa tổ hợp cần thiết thiết kế cơng trình chịu động đất tuân theo TCVN 9386:2012, bao gồm: (1) Tổ hợp khối lượng phân tích dao động (Mass source), (2) Tổ hợp dạng dao động (Modal combination), (3) Tổ hợp tải trọng động đất với tải trọng khác (Load combination) Một ví dụ cụ thể trình bày cách áp dụng hệ số tổ hợp tải trọng cho loại tổ hợp.

Từ khóa: Động đất, TCVN 9386, Nguồn khối

lượng, Tổ hợp dạng dao động, Tổ hợp tải trọng

Abstract

This 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: ngocloan93@yahoo.com

1 Giới thiệu

Tiêu chuẩn hành áp dụng thiết kế cơng trình chịu động đất Việt Nam TCVN 9386:2012 [1] Tiêu chuẩn hành chuyển đổi từ TCXDVN 375:2006 [2] thành tiêu chuẩn quốc gia TCVN 9386:2012 (cũng TCXDVN 375:2006) biên soạn sở chấp nhận tiêu chuẩn Eurocode [3] Ngoài việc bổ sung thay phần mang tính đặc thù Việt Nam, bảng phân cấp phân loại cơng trình xây dựng, đồ phân vùng gia tốc lãnh thổ Việt Nam, bảng phân vùng gia tốc theo địa danh hành chính, bảng chuyển đổi gia tốc sang cấp động đất, TCVN 9386 dịch nguyên bản, nội dung Eurocode 8, cách tổ hợp tải trọng, kèm với hệ số tổ hợp hai tiêu chuẩn hoàn toàn giống

Việc thiết kế kết cấu chịu động đất thường đòi hỏi cơng trình quan trọng cơng trình cao tầng Viện khoa học công nghệ xây dựng 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 tốn cụ thể trình bày, nhiều dẫn tiêu chuẩn cịn mang tính ngun tắc định lượng cơng thức hóa Mặc dù vậy, tài liệu hướng dẫn cịn thiếu ví dụ số định nghĩa tổ hợp tải trọng nguồn khối lượng, mà ví dụ này, có, phần hướng dẫn thiết thực mà kỹ sư thiết kế kết cấu quan tâm Thực tế nay, kỹ sư thiết kế thường làm đơn giản hóa việc định nghĩa tổ hợp nguồn khối lượng, dẫn đến làm không tiêu chuẩn

Các định nghĩa tổ hợp tải trọng theo TCVN 9386 trích dẫn trình bày lại mục báo này, cách áp hệ số tổ hợp tải trọng cho ví dụ cụ thể trình bày mục

Trong viết này, để ngắn gọn dễ hiểu, thuật ngữ sử dụng TCVN 9386 như: “tải trọng tác động” gọi “tải trọng”, “tác động dài hạn” gọi “tĩnh tải”, “tác động thay đổi” gọi “hoạt tải”

2 Các loại tổ hợp thiết kế cơng trình chịu động đất

Khi phân tích kết cấu cơng trình chịu động đất, có ba loại tổ hợp cần định nghĩa là:

(1) Tổ hợp khối lượng phân tích dao động (Mass source),

(2) Tổ hợp dạng dao động (Modal combination),

(3) Tổ hợp tải trọng động đất với tải trọng khác (Load combination)

Phần sau trình bày tổ hợp

2.1 Tổ hợp khối lượng phân tích dao động (Mass source)

Mục 3.2.4 (2) 9386:2012 định nghĩa tổ hợp để xác định nguồn khối lượng liên quan đến hiệu ứng quán tính phân tích dao động (modal analysis) sau:

, " " + , ,

∑Gk j ∑ψE iQk i (1)

trong đó:

Dấu “+” biểu thức có nghĩa “tổ hợp với”

Các số số hạng biểu thức (1) có ý nghĩa là: i thành phần hoạt tải thứ i; j thành phần tĩnh tải thứ j; k tầng thứ k, Gk,j tĩnh tải thứ j, tầng k, Qk,i hoạt tải thứ i, tầng k

, = 2,

E i i

ψ ϕψ

ψE,i hệ số tổ hợp tải trọng

hoạt tải thứ i, ψE,i xét đến khả

hoạt tải Qk,i khơng xuất tồn cơng trình thời gian xảy động đất

ψE,i xét đến tham gia hạn chế

khối lượng (do hoạt tải) vào chuyển động kết cấu mối liên kết không cứng chúng (khối lượng hoạt tải)

ψ2,i hệ số tải trọng dài hạn giả định

(quasi-permanent), nghĩa ψE,i Qk,i

giả định tĩnh tải Giá trị ψ2,i φ

lần lượt cho bảng bảng 2, (tương ứng với bảng 3.4 bảng 4.2 TCVN 9386:2012)

2.2 Tổ hợp dạng dao động (Modal combination)

tổ hợp bậc hai tổng bình phương (SRSS - the Square Root of the Sum of their Squares), tổ hợp bậc hai đầy đủ (CQC – the Completed Quadratic Combination) Điều kiện để áp dụng tổ hợp SRSS xem [1]

2

= ∑

E Ei

E E

(2)

trong

EE nội lực, chuyển vị, ứng suất,… động đất xét EEi nội lực, chuyển vị, ứng suất,… động đất xét, dạng dao động thứ i gây

Khi thành phần nằm ngang theo phương X phương Y tác động động đất tác động đồng thời, áp

dụng quy tắc SRSS để tổ hợp thành phần nằm ngang, sau, xem mục 4.3.3.5.1 [1]:

2

= +

E Edx Edy

E E E

trong EEdx, EEdy hệ tác động động đất theo phương X phương Y, tổ hợp theo phương trình (2)

2.3 Tổ hợp tải trọng động đất với tải trọng khác (Load combination)

Mục 3.2.4 (1) TCVN 9386:2012 định nghĩa tổ hợp tải trọng để xác định nội lực, chuyển vị, … tải động đất tải trọng khác phương trình (3) Tổ hợp gọi tổ hợp đặc biệt TCVN 2737:1995 [5]

, 2, ,

1

" " " " " "

≥ ≥

=∑ + + d + ∑

d k j E i k i

j i

E G P A ψ Q

(3) trong đó: Ed giá trị thiết kế hệ tải trọng (hay

Ed nội lực, chuyển vị, … tổ hợp đặc biệt), P lực ứng

suất trước (cũng xem tĩnh tải), A lực động đất Ed

thiết kế Các kí hiệu cịn lại tương tự trình bày mục 2.1

3 Ví dụ áp dụng

Ví dụ: Xác định hệ số tổ hợp phân tích kết cấu cho cơng trình hai tầng hình 1, có xét đến động đất, biết giá trị hoạt tải lên cơng 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 định nghĩa nguồn khối lượng (Mass source)

Khi định nghĩa nguồn khối lượng cho việc phân tích dao động, hệ số tổ hợp áp cho thành phần tĩnh tải 1,0, áp cho thành phần hoạt tải lấy Bảng

Với hệ số tổ hợp định nghĩa bảng 3, tương ứng SAP2000 định nghĩa hình 2a, hệ số tổ hợp cho hoạt tải (HT1 - hay Qk,1) 0,24, cho HT2 (hay Qk,2) 0,48, cho HT3 (hay Qk,3) 0,8 cho HT4 (hay Qk,4) Cách tổ hợp thường gặp tất hoạt tải (Qk,1, Qk,2, Qk,3, Qk,4) gộp chung hoạt tải (HT), nhân hệ số 0,24 hình 2b

Bảng 3: Hệ số tổ hợp tải trọng 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 = 0,8 ψ2,1 =0,3 0,8×0,3×2

Khu vực hội họp C Qk,2 = 0,8 ψ2,2 =0,6 0,8×0,6×4

Khu vực kho lưu trữ E Qk,3 = 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 Cơng trình tầng cho ví dụ

Bảng 1: Các giá trị Ψ2,i nhà (Bảng 3.4 TCVN 9386:2012)

Tác động ψ2,i

Tải trọng đặt lên nhà, loại

Loại A: Khu vực nhà ở, gia đình 0,3

Loại B: Khu vực văn phịng 0,3

Loại C: Khu vực hội họp 0,6

Loại D: Khu vực mua bán 0,6

Loại E: Khu vực kho lưu trữ 0,8

Loại 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

Bảng 2: Giá trị Ψ để tính tốn ΨEi (Bảng 4.2

TCVN 9386:2012)

Loại tác động

thay đổi Tầng φ

Các loại

từ A - C* MáiCác tầng sử dụng đồng thời Các tầng sử dụng độc lập

1,0 0,8 0,5 Các loại từ

D-F* kho lưu trữ

1,0

Nhận xét:

Trong TCVN 9386, hoạt tải sửa chữa mái không tính tham gia vào nguồn khối lượng gây hiệu ứng quán tính (Ψ2,i) Cách tổ hợp thường gặp có tính khối lượng

Với cơng trình dạng tổ hợp chung cư văn phịng, nghĩa có hoạt tải loại A loại B bảng 1, cách tổ hợp thường gặp phù hợp với định nghĩa TCVN 9386, ngoại trừ sai khác phần khối lượng mái

Với cơng trình có chứa khu có hoạt tải loại C, D, E, F cách tổ hợp thông thường không phù hợp với TCVN 9386

3.2 Tổ hợp dạng dao động (Modal combination)

Giả sử tính động đất theo phương X, phải tính với hai dạng dao động, dạng đặt tên DDX1 dạng DDX2, nội lực, chuyển vị, ứng suất,… động đất theo phương X tổ hợp kiểu SRSS là:

2

1

= +

DDX DDX DDX , định nghĩa tương ứng SAP2000 (hay ETABS) hình

và âm Ví dụ biểu đồ mơ men DDX có dạng hình

3.3 Tổ hợp tải trọng động đất với tải trọng khác (Load combination)

Nội lực, chuyển vị, ứng suất, … kết cấu cho trường hợp tổ hợp tải trọng động đất với tải trọng khác, gọi tổ hợp tải trọng đặc biệt TCVN 2737:1995 [5], định nghĩa mục 2.4.4 2.4.5 [5] trích lại đây:

“2.4.4 Tổ hợp tải trọng đặc biệt có tải trọng tạm thời giá trị tải trọng tạm thời lấy toàn

2.4.5 Tổ hợp tải trọng đặc biệt có hai tải trọng tạm thời trở lên, giá trị tải trọng đặc biệt lấy khơng giảm, giá trị tính tốn tải trọng tạm thời nội lực tương ứng chúng nhân với hệ số tổ hợp 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 trường hợp

nói rõ tiêu chuẩn thiết kế cơng trình vùng động đất tiêu chuẩn thiết kế kết cấu móng

Hình Hệ số tổ hợp tải trọng định nghĩa nguồn khối lượng SAP2000

Hình Định nghĩa SAP2000 cho tổ hợp

SRSS hai dạng dao động động đất Hình Biểu đồ mơ men động đất theo phương X, tổ hợp SRSS từ hai dạng dao động

Như vậy:

Theo TCVN 2737:1995 tổ hợp tải trọng đặc biệt phải tuân theo TCVN 9386:2012,

Nếu tổ hợp chứa loại hoạt tải từ A đến G bảng 1, tổ hợp đặc biệt có tải trọng tạm thời, khơng, tổ hợp đặc biệt có hai tải trọng tạm thời trở lên

Trường hợp cơng trình có tải trọng tạm thời, tổ hợp theo TCVN 2737 hệ số tổ hợp tải trọng tạm thời 1,0 (mục 2.4.4), tổ hợp theo TCVN 9386 hệ số tổ hợp tải trọng tạm thời ψ2,i <1,0, tùy loại hoạt tải

(xem phương trình bảng 1), kể trường hợp i=1 Cơng trình ví dụ có ba tải trọng tạm thời (không kể tải trọng sửa chữa mái) Tên tổ hợp đặc biệt THDB Áp hệ số tổ hợp tải trọng định nghĩa bảng vào phương trình (3) có kết phương trình (4)

" " " " (0,3 0,8 0,6 4)

= + + + + +

THDB TT DDX HT HT HT HT

(4) Tương ứng phương trình (4), hệ số tổ hợp SAP2000 định nghĩa hình 5a, hệ số tổ hợp cho hoạt tải (HT1 - hay Qk,1) 0,3, cho HT2 (hay Qk,2) 0,8, cho HT3 (hay Qk,3) 0,6 cho HT4 (hay Qk,4)

Cách tổ hợp thường gặp tất hoạt tải (Qk,1, Qk,2, Qk,3, Qk,4) gộp chung hoạt tải (HT), nhân hệ số 0,3 phương trình (5a) (tương

ứng hình 5b) Cũng có cách tổ hợp thường gặp khác, kỹ sư thiết kế áp dụng định nghĩa tổ hợp theo TCVN 2737:1995, phương trình (5b)

" " " " 0,3

= + +

THDB TT DDX HT (5a)

" " " " 0,8

= + +

THDB TT DDX HT (5b)

Đối chiếu với phương trình (4) bảng cách tổ hợp theo phương trình (5a) cơng trình có hoạt tải loại A và/hoặc loại B và/hoặc loại G, cách tổ hợp theo phương trình (5b) cơng trình có hoạt tải loại E

Kết luận kiến nghị

• Bài báo trình bày cách áp dụng hệ số tổ hợp tải trọng phân tích cơng trình chịu động đất theo TCVN 9386:2012

• Theo TCVN 9386:2012, hoạt tải sửa chữa mái khơng tham gia vào nguồn khối lượng gây hiệu ứng qn tính, khơng có ảnh hưởng tổ hợp đặc biệt

• Trong tổ hợp đặc biệt, hệ số tổ hợp cho hoạt tải định nghĩa TCVN 9386:2012 khác chi tiết hệ số TCVN 2737:1995

• Các cách tổ hợp thường gặp, đơn giản so với cách tổ hợp tuân theo TCVN 9386:2012, không phù hợp với quy định tổ hợp tải trọng TCVN 9386:2012

• Khi thiết kế cơng trình chịu động đất, tổ hợp tải trọng cần tuân theo TCVN 9386:2012./

Tài liệu tham khảo

1 TCVN 9386:2012: Thiết kế cơng trình chịu động đất - Phần 1: Quy định chung, tác động động đất quy định kết cấu nhà Nhà xuất Xây dựng, Hà Nội, 2012

2 TCXDVN 375:2006: Thiết kế cơng trình chịu động đất - Phần 1: Quy định chung, tác động động đất quy định kết cấu nhà Nhà xuất 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 tơng cốt thép theo TCXDVN 375:2006 Nhà xuất Xây dựng, Hà Nội, 2006

5 TCVN 2737:1995: Tải trọng tác động, tiêu chuẩn thiết kế Nhà xuất 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

Field monitoring on piled raft foundation subjected to unsymmetrical earth pressure

Quan trắc trường móng bè cọc chịu áp lực đất khơng đối xứng

J Hamada(1), K Yamashita(2) Tóm tắt

Bài báo giới thiệu nghiên cứu cụ thể công trình nhà bảy tầng với ba tầng hầm, chịu áp lực đất không đối xứng Để giảm thiểu độ lún lớn lớp đất sét bè móng để giảm lực cắt phát sinh lớn tác động lên cọc lực ngang từ áp lực đất, phương án móng bè cọc sử dụng Để khẳng định tính đắn phương án thiết kế móng này, cơng tác quan trắc dài hạn sự phân chia tải trọng bè cọc tiến hành phép đo khoảng thời gian 13 năm Dựa kết đo được tòa nhà cho thấy móng bè cọc khơng chịu tốt tải trọng đứng cơng trình mà cịn chịu tải trọng ngang áp lực đất khơng đối xứng.

Từ khóa: móng bè cọc, đo đạc trường, áp lực đất

không đối xứng, phân chia tải trọng

Abstract

This 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, hamada.junji@takenaka.co.jp

(2) Dr, Executive Manager, Research & Development Institute, Takenaka Corporation, yamashita.kiyoshi@takenaka.co.jp

1 Introduction

Piled 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 conditions

The 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 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 Instrumentation

To confirm the validity of the foundation design, field measurements were performed on the load sharing between the raft and the piles Figures and 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

Figure Schematic view of monitored building and foundation with soil profile

Figure Foundation profile with locations of monitoring devices

Photo Inclined setting earth pressure cells (D4, D5 and D6)

Figure 3: Locations of strain gauges on monitored piles

(a) Pile_5G

(b) Pile_5D

The 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

4 Long-term measurements

Figure shows the time hisories of axial loads on Pile_5D and Pile_5G Figure 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 Time histories of axial load on piles

Figure Relationship of axial load between head load and intermediate depth

Figure Time histories of bending moment on piles

Figure Time histories of earth pressures and water

pressure around pile_5D Figure Time histories of earth pressures acting on side walls

Figure Time histories of load sharing between raft

(a) Pile_5D (b) Pile_5G

(a) Pile_5D (b) Pile_5G

(a) Pile_5D (b) Pile_5G

Table Measuring devices

Istrument Number Resolution

Strain gauge 26 0.99 ~ 1.06 x 10-4 μ

Earth pressure cell 10 3.71 ~ 5.68 x 10-6 kPa

negligibly small Figure 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 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 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 Conclusions

Based 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 khảo

1 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 khảo

1 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 thiết kế cơng trình chịu động đất, nhà xuất 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 cơng trình chịu động đất”, Nhà Xuất Xây Dựng, Hà Nội.

7 TCVN 5574:2012(2012), “Kết cấu bê tông bê tông cốt thép”, Nhà Xuất 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 kiến nghị

Trên sở phân tích phá hoại mẫu thí nghiệm biến dạng cắt nút khung rút kết luận sau:

-Cách thức thiết kế khác dẫn tới cách ứng xử khác mẫu thí nghiệm Phá hoại mẫu NK1 dạng phá hoại dẻo với khớp dẻo uốn xuất dầm sát mặt cột Phá hoại vùng nút khunglà phá hoại dẻo có biến dạng tương đối tồn vùng nút Phá hoại mẫu NK2 NK3 thuộc dạng phá hoại giòn Vùng nút khung ởhai mẫu bị ép vỡ dưới tác động nén cục chuyển vị xoay đầu mút cột dầm Các dầm cột quanh nút khung không phát triển biến dạng dẻo đầy đủ khơng hồn tồn biến dạng uốn Nguy phá hoại (uốn cắt) dầm, cột nút khung gần ngang

- Dưới tác động cắt uốn dầm cột truyền vào, nút khung bị biến dạng cắt đáng kể, thiết kế theo quy định tiêu chuẩn thiết kế kháng chấn đại TCVN 9386:2012 Do đó, việc xét tới biến dạng nút khung tính tốn hệ kết cấu khung BTCT chịu động đất cần thiết

- Hiệu ứng bó bê tơng vùng nút khung ảnh hưởng định tới ứng xử nút khung Để tạo hiệu ứng bó bê tơng vai trò cốt đai cốt thép cột trung gian vùng nút khung quan trọng

-Thí nghiệm cho thấy, hệ kết cấu khung thiết kế theo tiêu chuẩn Nga SP 14.13330.2014 Việt Nam TCVN 5574:2012 không phù hợp để phát triển cấu phá hoại dẻo hệ kết cấu khung BTCTchịu động đất mạnh./

Nghiên cứu thực nghiệm phá hoại biến dạng

Xác định độ bền chống cắt đất phong hóa granite Hong Kong ảnh hưởng 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 tắt

Bài báo trình bày kết thí nghiệm phòng mẫu đất nguyên dạng granite phong hóa hồn tồn (CDG) Hong Kong, sơ đồ thí nghiệm thực với mục đích phân tích chế phá hoại của mái dốc tác dụng mưa sơ đồ ứng suất khác Các sơ đồ thí nghiệm sau thực hiện: (1) Thí nghiệm cắt trục cố kết khơng đẳng hướng - khơng nước (thí nghiệm CU) (2) thí nghiệm 3 trục cố kết khơng đẳng hướng - nước với ứng suất lệch (q) khơng thay đổi (thí nghiệm CQD) Kết cho thấy đối lập ứng xử đất tính dị hướng, gây khác đường ứng suất lịch sử ứng suất trình cố kết khơng đẳng hướng Ngồi ra, mặt bao phá hoại mẫu đất nguyên dạng CDG chịu ảnh hưởng rõ rệt bởi lộ trình đường ứng suất Dưới sơ đồ nén, lực dính (biểu kiến) góc ma sát huy động 14 kPa 34° Trong mẫu đất thí nghiệm sơ đồ kéo, hai thông số nêu 10 kPa 42° Hai mặt bao phá hoại tương ứng với hai chế (kéo nén) khác cho thấy việc sử dụng thơng số cường độ từ thí nghiệm nén CQD trong thiết kế nằm vùng khơng an tồn tính tốn tình sạt lở nơng, mà ảnh hưởng lực dính (biểu kiến) chi phối ứng xử 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

Abstract

This 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 Công nghệ Hong Kong;

Kỹ sư địa kỹ thuật, Phòng Địa kỹ thuật, Viện móng cơng trình ngầm, FECON <tungbd@fecon.com.vn>

(2) Tiến sỹ, Trợ lý nghiên cứu Giáo sư, khoa Xây dựng, ĐH Khoa học Công nghệ Hong Kong <czhou@connect.ust.hk>

Tổng quan

Hiện tượng trượt đất hay sạt lở mái dốc ảnh hưởng mưa cố phổ biến giới thuộc lĩnh vực địa kỹ thuật, chủ đề nghiên cứu nhiều vài thập kỷ gần Đặc biệt quốc gia có lượng mưa hàng năm cao nằm khu vực cận nhiệt đới Hong Kong, Brazil, số vùng nước Ý nước nhiệt đới Singapore, Malaisia, Việt Nam Hàng năm quốc gia có số lượng lớn vụ sạt lở xảy mùa mưa [1] Phần lớn vụ trượt nông xảy thời điểm đợt mưa diễn nguyên nhân hình thành tạm thời mực nước ngầm hay vùng bão hịa phía mặt nước ngầm hữu (wetting front) Theo lý thuyết “cơ học đất không bão hịa” vùng lực dính (suction) đất bị nước mặt ngấm vào mái dốc, dẫn đến làm giảm cường độ chịu cắt lớp đất nông [2] Hiện tượng trượt nông chất khơng có mối liên hệ đến việc dâng cao mực nước ngầm ban đầu Trong tượng trượt sâu thường xảy sau kết thúc đợt mưa bão, vài ngày sau đó, chủ yếu từ việc nước mưa có đủ thời gian ngấm vào mái dốc đến độ sâu lớn kết làm dâng cao mực nước ngầm hữu

Cần phải hiểu rằng, lộ trình ứng suất dẫn đến sạt lở mái dốc trình thấm nước mưa khác với đường ứng suất thực theo thí nghiệm nén ba trục truyền thống (xem Hình (a)) [3] [4] Đất loại vật liệu mà ứng xử phụ thuộc lớn vào lịch sử ứng suất Đối với với thí nghiệm nén ba trục truyền thống áp lực buồng giữ không đổi đồng thời với q trình tăng ứng suất lệch Trong đó, theo Brand [5], đường ứng suất tác dụng lên phân tố đất mô tượng nước mưa thấm vào mái dốc phải đươc mơ theo thí nghiệm cắt cố kết – thoát nước điều kiện ứng suất lệch khơng đổi (thí nghiệm CQD) Lộ trình ứng suất thực phịng thí nghiệm theo quy cách sau: ứng suất lệch giữ cố định điều chỉnh giảm ứng suất hữu hiệu đẳng hướng (p’)

an toàn theo hướng bất lợi tình trượt mái dốc mưa [9] Để nghiên cứu ảnh hưởng tỷ số ứng suất (q/p’) thay đổi hướng ứng suất lên ứng xử dất, nhóm nhà nghiên cứu [10] tiến hành thí nghiệm CQD mẫu cát Toyoura cho hai chế ứng suất ba trục kéo nén Kết thí nghiệm họ cho thấy rằng, mẫu thí nghiệm bị ổn định xuất biến dạng dẻo lớn trước trạng

thái ứng suất mẫu đạt tới miền phá hoại Mohr-Coulomb

Kế hoạch thí nghiệm thiết bị thí nghiệm

Hai nhóm thí nghiệm thực báo để nghiên cứu ảnh hưởng tỷ số ứng suất (q/p’) lộ trình/ đường ứng suất đến ứng xử phá hoại mẫu đất nguyên dạng nhằm làm sở lựa chọn thông số cường độ cho việc phân tích thiết kế ổn định mái dốc tự nhiên Nhóm thí nghiệm thứ bao gồm 10 thí nghiệm CQD Như phân tích trên, nhóm thí nghiệm sử dụng với mục đích mơ xác lộ trình ứng suất thực tế trường chế thấm nước mưa vào mái dốc, nguyên nhân trực tiếp dẫn đến việc áp lực nước lỗ rỗng tăng cao Để làm rõ ảnh hưởng tỷ số ứng suất lộ trình ứng suất lên ứng xử đất CDG, hai chế ứng suất nén (ứng suất thẳng đứng lớn ứng suất ngang) chế ứng suất kéo (ứng suất thẳng đứng nhỏ ứng suất ngang) thực Tỷ số ứng suất (q/p’) hiểu tỷ số ứng suất lệch q (bằng hiệu ứng suất thẳng đứng ứng suất ngang) ứng suất hữu hiệu đẳng hướng (p’) Do vậy, tỷ số ứng suất có giá trị dương âm tương ứng với chế ứng suất nén kéo

Nhóm thí nghiệm thứ hai bao gồm việc thực bốn thí nghiệm cắt cố kết khơng đẳng hướng – khơng nước (thí nghiệm CU) Tương tự nhóm thí nghiệm thứ nhất, hai chế ứng suất kéo nén xem xét Nhóm thí nghiệm chủ yếu với mục đích so sánh với nhóm kể Ảnh hưởng lộ trình ứng suất lên ứng xử mẫu đất thí nghiệm xác định thơng qua việc so sánh kết thí nghiệm hai nhóm thí nghiệm Chi tiết kế hoạch thí nghiệm tổng hợp bảng

Hệ thống thiết bị thí nghiệm ba trục tự động phịng thí nghiệm Địa kỹ thuật trường Đại học Khoa học kỹ thuật Hồng Kong (HKUST) sử dụng cho mục đích nghiên cứu Chi tiết thiết bị báo cáo nhóm nghiên cứu Giáo sư Li X S HKUST [11]

Mẫu đất thí nghiệm quy trình thí nghiệm

Đất sử dụng nghiên cứu mẫu đất ngun dạng granite phong hóa hồn tồn (CDG Hong Kong) Tất mẫu thí nghiệm chuẩn bị với kích thước có đường kính 70 mm cao 140 mm phương pháp cắt thủ cơng từ khối đất hình vng vận chuyển từ trường Quá trình chuẩn bị mẫu đất tiến hành cẩn thận tối đa nhằm giảm thiểu xáo động, tránh việc ảnh hưởng xáo động đến cấu trúc tự nhiên đất liên kết (dính) hóa học (nếu có) hạt đất (cementation) mẫu đất nguyên dạng

Bảng Tổng hợp kế hoạch thí nghiệm

Nhóm thí nghiệm

Số hiệu mẫu thí nghiệm

Trạng thái mẫu

sau cố kết Hệ số

rỗng cuối Ứng suất

hữu hiệu đẳng hướng

Tỷ số

ứng suất Hệ số rỗng

CQD

C80/08

80

0.8 0.59 0.69

E80/08 -0.8 0.58 0.64

C80/06 0.6 0.59 0.76

E80/06 -0.6 0.57 0.64

C60/08

60

0.8 0.61 0.74

E60/08* -0.8 0.57 0.58

C60/06 0.6 0.60 0.80

E60/06* -0.6 0.60 0.61

C45/08

45 0.8 0.59 0.79

E45/08* -0.8 0.58 0.59

Thí nghiệm

CU

ACU80 80 0.8 0.59 0.59

ACU60 60 0.8 0.61 0.61

ECU80 80 -0.8 0.60 0.60

ECU60 60 -0.8 0.62 0.62

Ghi chú: * Các mẫu không bị phá hoại thời điểm kết

thúc thí nghiệm

CQD: thí nghiệm cố kết khơng đẳng hướng – cắt nước với ứng suất lệch khơng thay đổi

CU: thí nghiệm cố kết khơng đẳng hướng – cắt khơng nước

Đối với nhóm thí nghiệm thứ CQD, mẫu thí nghiệm cố kết khơng đẳng hướng đến giá trị ứng suất hữu hiệu đẳng hướng (p’) tỷ số ứng suất (q/p’) theo lộ trình thiết kế Theo minh họa Hình 2, trình cố kết đẳng hướng thực việc điều chỉnh tăng áp lực buồng từ từ theo bước đến giá trị mong muốn Sau đó, ứng suất lệch kiểm soát tăng giảm để đạt tỷ số ứng suất dương âm tương ứng Tốc độ gia tải ±3 kPa/ lựa chọn cho giai đoạn nói Sau kết thúc giai đoạn cố kết (áp lực nước lỗ rỗng thặng dư hoàn toàn tiêu tán), giai đoạn cắt CQD bắt đầu việc tăng từ từ áp lực nước lỗ rỗng với tốc độ gia tăng áp suất không đổi, giữ nguyên giá trị áp lực buồng Thí nghiệm kết thúc mẫu đất đạt tới biến dạng dẻo lớn (tương ứng với biến dạng dọc trục khoảng 20 %) áp suất ngang (hay thẳng đứng) hữu hiệu (σ1’

Hình (a) So sánh lộ trình ứng suất khác

σ3’) giảm giá trị kPa

Hình minh họa lộ trình ứng suất thí nghiệm cắt cố kết khơng đẳng hướng – khơng nước (CU) Tồn bốn mẫu thí nghiệm nhóm tiến hành cố kết khơng đẳng hướng tương tự nhóm CQD Khi kết thúc giai đoạn cố kết, giai đoạn cắt không thoát nước tiến hành với việc kiểm soát tốc độ biến dạng ±0.05% / phút

Phân tích kết thí nghiệm

Thí nghiệm nén ba trục khơng nước (ACU)

Hình thể ứng xử mẫu đất ngun dạng CDG cắt khơng nước hai chế nén kéo, gồm mối quan hệ ứng suất lệch (q) biến dạng dọc trục (ɛa), lộ trình ứng suất (p’ – q) mối quan hệ áp lực nước lỗ rỗng thặng dự với biến dạng dọc trục (∆u - ɛa) Chi tiết theo hình (a), mẫu đất cắt khơng nước chế ba trục nén (ACU60 ACU80) ban đầu ứng xử theo xu hướng nén lại, sau theo xu hướng nở thể tích mạnh mẽ sau đạt tới trạng thái “chuyển pha” Ứng suất lệch sau tiếp tục tăng đạt trạng thái ứng suất tới hạn Đường trạng thái tới hạn (CSL) xác định việc nối điểm trạng thái tới hạn từ thí nghiệm ACU60 ACU80 gốc tọa độ (0,0) khơng gian lộ trình ứng suất (p’-q) Từ hình vẽ ta xác định tỷ số ứng suất tới hạn 1.56, tương ứng với góc ma sát tới hạn 38o Giá trị góc ma sát đồng với kết tương tự với mẫu đất đầm nén lại CDG báo cáo theo tài liệu [12] Sự đồng cho cấu trúc ban đầu mẫu đất nguyên dạng CDG bị phá hủy hoàn toàn cắt mẫu đến giá trị biến dạng lớn, cụ thể đạt trạng thái tới hạn

Quá trình thay đổi áp lực nước lỗ rỗng thể hình (b), áp lực nước lỗ rỗng thặng dư mẫu ACU60 ACU80 tăng giai đoạn đầu (thể xu hướng mẫu nén thể tích) sau giảm (thể xu hướng nở thể tích) Có thể thấy so sánh kết hai mẫu đất mẫu ACU60 thể xu hướng nén thể tích khiêm tốn giai đoạn đầu có xu hướng nở mạnh giai đoạn sau so với mẫu lại Hiện tượng minh chứng rõ ràng giãn nở thể tích mẫu nguyên dạng CDG mô tỷ số ứng suất Theo lý thuyết mơ hình phụ thuộc vào trạng thái Li and Dafalias [13], ứng suất hữu hiệu đẳng hướng nhỏ hơn, hệ số trạng thái Ψ (là

giá trị ứng suất hữu hiệu đẳng hướng miền e – logp’) giảm Tương ứng với giá trị hệ số trạng thái nhỏ hơn, mẫu đất có xu hướng giãn nở thể tích lớn Mặt khác, theo mối quan hệ ứng suất biến dạng Hình (c), hai mẫu ACU 60 ACU80 thể ứng xử tái bền (strain-hardening)

So sánh ứng xử cắt khơng nước hai chế nén kéo (ACU ECU)

Trong q trình cắt khơng nước, mẫu đất chế kéo ứng xử khác biệt so với mẫu chế ứng suất nén Khơng thí nghiệm nén, ứng xử mẫu đất CDG ngun dạng cắt khơng nước chế kéo lại thể xu hướng giãn nở thể tích nhẹ giai đoạn đầu q trình cắt, minh họa việc tăng lên ứng suất hữu hiệu đẳng hướng (xem hình (a)), đồng thời phát sinh áp lực nước lỗ rỗng thặng dư âm (xem hình (b) q trình mềm hóa (biến dạng) (xem hình (c)) Sau biến dạng dọc trục đạt giá trị %, xu hướng nén thể tích bắt đầu quan sát thấy với q trình giảm ứng suất hữu hiệu đẳng hướng, với gia tăng áp lực nước lỗ rỗng suy giảm độ chống cắt (hóa mềm/ strain-softening) Ứng xử khác biệt (ban đầu có xu hướng giãn nở sau xu hướng nén thể tích) báo cáo nghiên cứu Wang and Yan [14] thí nghiệm loại đất nguyên dạng CDG sơ đồ nén ba trục Bản chất ứng xử cho vai trị quan trọng hạt đất mịn thô ứng xử đất nguyên dạng CDG Do tương tác hai nhóm hạt nên ứng xử mẫu đất cắt khơng nước bị kiểm soát khung cấu trúc hạt mịn (ứng xử nén thể tích đất cố kết) khung cấu trúc hạt thô (ứng xử giãn nở thể tích khung có cấu trúc rời rạc) tương ứng [14]

Ứng xử khác biệt mẫu đất nguyên dạng CDG chế nén kéo liên quan chủ yếu đến xu hướng đối lập thay đổi áp lực nước lỗ rỗng cắt Như thể hình (a), lộ trình ứng suất mẫu ECU60 ECU80 có chiều hướng tăng lên đến giá trị đỉnh trước chuyển sang trái xuống đến trạng thái tới hạn Trong mẫu ACU60 ACU80, ứng suất hữu hiệu đẳng hướng có chiều hướng giảm nhẹ ban đầu sau tăng đạt trạng thái tới hạn Sự khác biệt hai chế cho thấy q trình tương tác nhóm hạt thơ mịn

Hình Lộ trình ứng suất thí nghiệm cắt với ứng

trình làm thay đổi (khung) cấu trúc mẫu đất nguyên dạng CDG

Mặt khác, mẫu bị cắt chế kéo, trạng thái ứng suất tới hạn tất mẫu thí nghiệm nằm đường thẳng với độ dốc (Me) 1.0 mặt phẳng ứng suất p’-q Tỷ số ứng suất đường dốc tương ứng với góc ma sát 38o, tương đồng với giá trị góc ma sát tới hạn xác định theo nhóm thí nghiệm cắt chế nén Quan sát minh chứng góc ma sát huy động trạng thái tới hạn không phụ thuộc vào tỷ số ứng suất ban đầu chế ứng suất (nén hay kéo), ảnh hưởng lộ trình ứng suất lên (khung) cấu trúc đất khơng cịn tác dụng biến dạng tích lũy đạt tới giá trị lớn trạng thái tới hạn

Biến dạng tích lũy q trình cắt với ứng suất lệch khơng đối (thí nghiệm CQD)

Hình thể kết 10 thí nghiệm cắt với ứng suất lệch không đổi CQD hai miền kéo nén, tương ứng với tỷ số ứng suất âm dương Như quan sát hình, đường quan hệ biến dạng dọc trục ứng suất hữu hiệu đẳng hướng có xu hướng tương tự tất trường hợp có ứng suất hữu hiệu đẳng hướng tỷ số ứng suất ban đầu khác Trong giai đoạn đầu giảm ứng suất hữu hiệu đẳng hướng p’, biến dạng dọc trục (ɛa) nhỏ không đáng kể, thể ứng xử đàn hồi giai đoạn Khi p’ giảm đến giá trị giới hạn, ứng suất dọc trục tăng mạnh đột ngột kết việc tỷ số ứng

suất bị tăng dần lên xuất phát từ việc giảm dần giá trị 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 hiệu ứng cắt gây lên Do q trình gia tải tiếp tục, mẫu thí nghiệm nhanh chóng đạt tới trạng thái phá hoại Tuy nhiên số thí nghiệm thực hiện, có số mẫu (E60/08, E60/06 E45/08) không bị phá hoại ứng suất hữu hiệu giảm tới giá trị khơng biến dạng thẳng đứng tích lũy không đáng kể Hiện tượng cho thấy mẫu đất nguyên dạng CDG có khả chịu kéo (thực) hay cường độ kháng nở hông tự mức độ đó, rễ tìm thấy mẫu đất trình thí nghiệm Hơn nữa, so sánh ứng xử đất chế ba trục kéo nén thấy ảnh hưởng rễ cịn sót lại mẫu lên cường độ đất rõ ràng trường hợp thí nghiệm ba trục kéo, đặc biệt cấp áp lực thấp

Hình (a) thể biến dạng thể tích từ thí nghiệm CQD chế ba trục nén Có thể thấy tất mẫu thí nghiệm có biến dạng thể tích âm (nở thể tích) ứng suất trung bình đẳng hướng hữu hiệu giảm dần đến giá trị giới hạn Ứng xử khác biệt với q trình cắt khơng nước mà thể tích mẫu có xu hướng nén trước đến giai đoạn giãn nở (xem hình 3) Điều sở cho việc lý giải giãn nở thể tích đất phụ thuộc vào lộ trình ứng suất mà phân tố đất trải qua Như khẳng định việc sử dụng thông số trạng thái ứng suất

Hình Ứng xử đất cắt khơng nước dưới chế ba trục nén kéo: (a) Lộ trình ứng suất; (b) Áp lực nước lỗ rỗng dư (∆u) (c) Mối quan hệ ứng suất biến dạng

là khơng đủ để mơ xác ứng xử giãn nở thể tích đất

Hình (b) thể biến dạng thể tích q trình cắt CQD tương ứng với mẫu có tỷ số ứng suất âm ban đầu Kết cho thấy giống với trường hợp chế nén ba trục, tất mẫu thí nghiệm chế ba trục kéo giãn nở thể tích, tức có biến dạng thể tích âm Tuy nhiên mặt định lượng giãn nở thể tích trường hợp nhỏ so với thí nghiệm CQD chế nén ba trục

Ảnh hưởng lộ trình ứng suất lên mặt phá hoại

Trạng thái ứng suất (giới hạn) mẫu đất, mà tốc độ biến dạng tích lũy tăng đột biến nhóm thí nghiệm CQD, tổng hợp hình Đường ứng suất tới hạn (CSL) xác định từ thí nghiệm cố kết đẳng hướng – khơng nước (ACU ECU) thể hình để so sánh kết hai nhóm thí nghiệm Sự khác biệt mặt phá hoại thí nghiệm CQD CU giải thích cấu trúc vi mơ ứng xử đất bị ảnh hưởng lộ trình ứng suất, kết luận tương đồng với kết mơ phần tử rời rạc nhóm nghiên cứu Perez [15]

Từ kết thí nghiệm CQD chế nén ba trục, đường bao phá hoại (FLc) hình thành rõ ràng Khi trạng thái mẫu đất chạm vào mặt phá hoại, biến dạng lớn bắt đầu xuất ứng suất trung bình đẳng hướng hữu hiệu (p’) tiếp tục giảm Sự phân tán số liệu quan sát thấy từ thí nghiệm CQD miền chế ba trục nén không đáng kể đồng Lực dính biểu kiến góc ma sát hữu hiệu tương ứng xác định từ đường bao phá hoại 14 kPa 34° Như đề cập phần trên, 03 thí nghiệm CQD chế ba trục kéo không bị phá hoại thời điểm kết thúc thí nghiệm, minh họa hình Thơng số cường độ lực dính biểu kiến góc mà sát hữu hiệu thu từ kết thí nghiệm 10 kPa 42°

Hai đường bao phá hoại (FLc FLe) mặt bao cường độ giới hạn đất thời điểm bắt đầu phát triển biến dạng dẻo lớn Như trình bày thấy lộ trình ứng suất có ảnh hưởng rõ ràng lên lực dính biểu kiến góc ma sát Lực dính biểu kiến chế nén ba trục cao kPa so với trường hợp chế kéo ba trục, nhiên góc ma sát huy động lại nhỏ mẫu đất thí nghiệm CQD chế nén Điều dẫn đến khơng an tồn (do hệ số an tồn tính tốn cao hơn) phân tích ổn định mái dốc ảnh hưởng mưa sử dụng thông số cường độ xác định từ thí nghiệm CQD chế nén sử dụng Đó lực dính biểu kiến đóng vai trị chi phối phân tích ổn định khối sạt trượt nông, mà khối trượt nơng ứng suất hữu hiệu ảnh hưởng đến cường độ chịu cắt nhỏ [16] Ngược lại khối trượt sâu vai trị góc ma sát quan trọng hơn, việc sử dụng thơng số cường độ từ thí nghiệm chế nén CQD lại thiên an toàn Ngoài ra, việc so sánh hai đường bao phá hoại (xác định từ thí nghiệm CQD) đường bao phá hoại CSL sử dụng góc ma sát tới hạn phân tích ổn định mái dốc tự nhiên với địa chất ganite an toàn cả, nhiên cần lưu ý điều khơng áp dụng với mái dốc đắp (đặc biệt có độ chặt thấp) [4]

Kết luận

Các kết thí nghiệm minh chứng ứng xử cắt khơng thoát nước đất nguyên dạng CDG chịu ảnh hưởng mạnh mẽ lịch sử ứng suất trình cố kết khơng đẳng hướng thay đổi kết cấu (khung) đất nguyên dạng CDG cách rõ rệt

Hình Mối quan hệ biến dạng dọc trục - Ứng suất đẳng hướng hữu hiệu thí nghiệm CQD: (a) chế nén (b) chế kéo

Dưới hai sơ đồ ba trục nén kéo (thí nghiệm CU), thay đổi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư không chịu ảnh hưởng tỷ số ứng suất (q/p’) mà giá trị ứng suất trung bình đẳng hướng hữu hiệu (p’) Kết luận giải thích lý thuyết “sự giãn nở thể tích phụ thuộc vào trạng thái đất” (state-dependent dilatancy) Mặt khác, trạng thái “chuyển pha” xuất hai trường hợp ba trục kéo nén q trình cắt khơng nước (thí nghiệm CU) Khơng giống với cát, góc ma sát huy động thời điểm chuyển pha đất nguyên dạng CDG nghiên cứu khác hai chế ba trục kéo nén

Mặt bao phá hoại xác định từ thí nghiệm cắt với ứng suất lệch không đổi CQD chịu ảnh hưởng rõ rệt lộ trình ứng suất Việc sử dụng thơng số cường độ từ thí

nghiệm CQD chế nén cho toàn mặt trượt tiềm dẫn đến khơng an tồn phân tích ổn định khối sạt trượt nông, mà ảnh hưởng lực dính (biểu kiến) chi phối loại sạt lở Tuy nhiên thiên an tồn trường hợp phân tích ổn định khối trượt sâu mà sức kháng trượt khối trượt sâu chủ yếu huy động từ lực ma sát./

Lời cám ơn

Các tác giả xin chân thành cám ơn Hội đồng quỹ nghiên cứu (RGC) Hồng Kong việc cung cấp hỗ trợ chi phí dự án thông qua quỹ nghiên cứu số 16216116 T22-603/15N

Tài liệu tham khảo

1 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.

Underground structural design harmonized with high quality urban underground space

Thiết kế kết cấu cơng trình ngầm hài hịa với khơng gian ngầm chất lượng cao

Shunji Ito(¹), Tran Kim Khoa(²), Tatsuo Yamada(3), Masayuki Muraki(4)

Tóm tắt

Hiện khơng gian ngầm cần phải ngày càng hấp dẫn thu hút người sử dụng hơn, không gian ngầm cần đem lại thoải mái với các mái lấy sáng khoảng trần mở nhằm cải thiện chất lượng sống phát triển đô thị bền vững đặt biệt đô thị châu Á Thiết kế kết cấu cần phải đáp ứng yêu cầu không gian ngầm chất lượng cao Những vấn đề yếu thiết kế kết cấu cần lưu ý ổn định chống lại áp lực đẩy nổi nước ngầm hay gia cường hệ kết cấu để chịu áp lực ngang đất nước ngầm Những vấn đề kỹ thuật giải pháp nghiên cứu đề xuất phạm vi báo.

Từ khóa: ngầm, phát triển đô thị bền vững, không gian

rộng lớn, nước ngầm, ổn định kết cấu, lỗ mở sàn

Abstract

Currently, 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: <itous@nikken.jp>

(2)Urban Infra & Engineering Div., Nikken Sekkei Civil Engineering Ltd.,

Email: <tran.kim.khoa@nikken.jp> (3)Urban Infra & Engineering Div., Nikken Sekkei Civil Engineering Ltd.,

Email: <yamadatat@nikken.jp>

(4)Urban Infra & Engineering Div., Nikken Sekkei Civil Engineering Ltd.,Email:muraki.

1 Introduction

In 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 Planning

Underground 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 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 In this planning the bright and spacious open air with top light standing on the grade creates the comfortable underground space Figure 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 Space

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 Method

In 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

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 Method

Recently, earth anchor method as shown in Figure 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 Project

Table 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 Underground Shopping Mall “Diamor Osaka”

Figure Underground Shopping Mall Planning in Ho Chi Minh

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 Force

Lateral 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 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 Summary

In 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

Figure Counter weight method to bottom slab

Figure Earth Anchor Method Figure Examination of stability of tunnel against uplift force (DSRSC-CT)

Table 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 tunnel WB: Self-weight of tunnel

- 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 khảo

1 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.

Phân tích ảnh hưởng đài cọc

đến tương tác động học cọc đất theo phương pháp không lưới

Affect analysis of foundation to dynamic interactionbetween pile and soil by meshless method Vương Văn Thành, Nghiêm Mạnh Hiến, Lê Đỗ Kiên

Tóm tắt

Bài báo trình bày phương pháp mới để phân tích tương tác động học giữa cọc – đất có xét đến có mặt đài móng dựa phương pháp không lưới Ảnh hưởng điều kiện đỉnh cọc (ngàm tự do) ảnh hưởng của đài cọc đến tương tác động học giữa cọc - đất phân tích.

Từ khóa: Tương tác động học cọc – đất,

Phương pháp không lưới

Abstract

This 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: Vuongvanthanh@gmail.com PGS.TS Nghiêm Mạnh Hiến Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: Hiennghiem@ssisoft.com ThS Lê Đỗ Kiên

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: Kienlicogi86@ssisoft.com

1 Đặt vấn đề

Tương tác động học kết có mặt móng nơng móng sâu đất dẫn đến biến dạng móng khác với biến dạng đất tự Nguyên nhân dao động đất bị hạn chế độ cứng cường độ móng Ngun nhân độ chơn sâu móng dẫn đến suy giảm dao động đất Nhà cao tầng thường sử dụng giải pháp móng cọc tải trọng tác dụng xuống móng lớn đất phía yếu Trong trường hợp này, cọc tương tác với sóng truyền đáy móng làm thay đổi dao động đất đáy cơng trình Trong nội dung báo này, tác giả phân tích ảnh hưởng điều kiện đỉnh cọc (ngàm tự do) ảnh hưởng đài cọc đến tương tác động học cọc - đất theo phương pháp không lưới Tác giả tiến hành tính tốn tương tác động học cọc đơn nhóm cọc trường hợp khơng xét đến có mặt đài cọc (đỉnh cọc tự do) trường hợp xét đến có mặt đài cọc (trường hợp đài cọc cao cọc liên kết ngàm với đài móng) dựa phương pháp khơng lưới

2 Phân tích tương tác động học móng cọc

Tương tác cọc đất biểu thông qua hàm chuyển đổi tỷ số chuyển vị cọc chuyển vị đất miền tự Iu=u up/ ff

Vấn đề thường giải thông qua hai phương pháp: - Phương pháp giải tích

- Giải trực tiếp phương pháp số

2.1 Phân tích tương tác động học cọc - đất theo phương pháp giải tích.

Mơ hình tính toán tương tác động học cọc – đất trình bày hình hình Dịch chuyển đất xung quanh cọc coi chuyển vị cưỡng Các chuyển vị cưỡng biến đổi theo thời gian gây tải trọng động tác dụng lên cọc

Phương trình vi phân miêu tả phản ứng cọc sau theo [5]:

4

4 ( )

∂ ∂

+ = −

∂ ∂

p p

p x p

P P u u ff

E I m S u u

z t (1)

trong đó: EPIP: độ cứng chống uốn cọc

mP: khối lượng đơn vị cọc

uP : chuyển vị cọc

uff: chuyển vị đất

Sx: đặc trưng giao diện cọc đất lan truyền biến dạng từ đất tự vào

cọc Sx = kx + iωcx với tham số độ cứng cx đại diện cho cản nhớt cản vật liệu

Giải phương trình (1), biến dạng cọc (chuyển vị góc xoay), mơ men uốn và lực cắt xác định hàm độ sâu z thời gian t.

2.2 Phân tích tương tác động học cọc đất theo phương pháp số.

Trong phương pháp số, đài móng, cọc đất mơ hình phân tích đồng thời (hình 3) Trong báo này, dao động đất tự đặt đáy mơ hình tính tốn ứng xử hệ phân tích theo phương pháp khơng lưới

Miền tự hay biên ranh giới đất xác định theo [7] thể hình

ảnh hưởng đến tương tác cọc đất Trong nghiên cứu, tác giả coi liên kết đài móng đất phía đài móng liên kết khớp thơng thường

Phương trình đặc trưng động lực học vật thể trạng thái cân tác dụng tải trọng động đất xây dựng theo phương pháp không lưới [2], [6] sau:

{ }

+ + = − g

KU CU MU M r u

(2)

Trong đó:

- M, K: ma trận khối lượng ma trận độ cứng tổng thể tập hợp từ ma trận khối lượng ma trận độ cứng nút

- U, U’, U’’: véc tơ chuyển vị, véc tơ vận tốc véc tơ gia tốc tổng thể nút tồn miền tính tốn

- C: ma trận cản tổng thể.

- r: véc tơ phương gia tốc - ug: gia tốc

Các thành phần biểu thức (2) xây dựng xác định theo [2], [3], [4] sau:

.

Ω

=∫ ΦI Ω

M ρ d

;

IJ Ω

=∫ T Ω

I J

K B DB d

;

với BI ΦI ma trận biến dạng ma trận hàm dạng

của nút I

D ma trận biến dạng - ứng suất

, ,y

,z ,z ,y

,z ,

,y ,

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

Φ

Φ = Φ

Φ

 

 

 

 

 

I

I I

I ;

Hình Mơ hình lị xo tương tác động học (Gazetas Mylonakis, 1998)

Hình Mơ hình tính tốn theo phương pháp trực tiếp

Hình Hệ thống tương đương tương tác động học cọc - đất

0

1 0

1

1 0

1

1 0

1

1

0 0 0

2(1 )

0 0 0

2(1 )

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

(1 ) (1 )(1 )

− =

+ −

E

D ν

ν ν .

ρ: khối lượng riêng vật liệu

3 Ví dụ tính tốn

Trong phần tác giả tiến hành tính tốn tương tác

đất đồng dựa phương pháp khơng lưới trình bày phần so sánh với nghiên cứu Fan, Gazetas đồng nghiệp (1991) [1] Tác giả tiến hành tính tốn tương tác động học cọc đơn nhóm cọc trường hợp khơng xét đến có mặt đài cọc (đỉnh cọc tự do) trường hợp xét đến có mặt đài cọc (trường hợp đài cọc cao cọc liên kết ngàm với đài móng) dựa phương pháp khơng lưới

Tải trọng tác dụng tải trọng động đất có dạng với tần số tác động khoảng đến 6Hz tương ứng với tần số không thứ nguyên từ đến 0,5 Không xét đến tải trọng đứng hay tải trọng ngang khác

Bảng 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 0.00

3 74.23 18.84 0.25

6 74.23 37.68 0.51

a) Trường hợp cọc đơn

a) Đỉnh cọc tự b) Đỉnh cọc ngàm

Hình Tương tác động học cọc đơn-đất trường hợp L/D=20

Tài liệu tham khảo

1 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 tốn cọc đơn mơi 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 Piles in Series and Parallel Arrangement” ENGINEERING JOURNAL Volume 16 Issue 4.

Bảng Các thông số đặc trưng cọc, đài móng

Đặc trưng Đơn vị Giá trị

Đường kính cọc m D = 1,0

Chiều dài cọc m L = 20 40

Kích thước đài móng m bxlxh = 2x2x1,5

Mơ đun đàn hồi GPa EP = 27

Hệ số Poisson - vP = 0,2

Khối lượng riêng kg/m3 ρ

P = 2500

Bảng Các thông số đặc trưng đất (đất rời)

Đặc trưng Đơn vị Giá trị

Mô đun đàn hồi MPa Es = 27

Hệ số Poisson - vs = 0,4

Khối lượng riêng kg/m3 ρ

s = 1750

Hệ số cản %

b) Trường hợp nhóm cọc (nhóm 2x2 cọc)

Các thơng số đặc trưng đất (đất rời) cho bảng

4 Kết luận

Kết nghiên cứu báo cho thấy, kích thước độ cứng đài móng làm gia tăng tương tác động học cọc đất cụ thể sau:

- Với dải tần số nhỏ ( ≤a0 0,1) ảnh hưởng đài móng đến tương tác động học cọc đất không đáng kể

- Với dải tần số dao động trung bình cao (a0>0,1) đài móng làm tăng đáng kể tương tác động học cọc đất với gia tăng tần số dao động

- Tỷ số chiều dài cọc / đường kính cọc L/D lớn hệ số Iu giảm, tương tác động học cọc đất tăng đỉnh cọc tự hay ngàm

- Đối với trường hợp nhóm cọc, tỷ số khoảng cách cọc / đường kính cọc lớn hệ số Iu tăng, tương tác động học cọc đất giảm trường hợp không xét đến có mặt đài móng khơng xét đến có mặt đài móng./

a) Tỷ số S/d = b) Tỷ số S/d =

Hình Tương tác động học nhóm cọc-đất trường hợp S/d=3 S/d=5

Bảng Các thông số đặc trưng cọc, đài móng

Đặc trưng Đơn vị Giá trị

Đường kính cọc m D = 1,0

Chiều dài cọc m L = 20

Khoảng cách cọc - S = 3D, 5D, 10D

Kích thước đài móng m

bxlxh = 5x5x2 (với S=3D) bxlxh = 7x7x2 (với S=5D) bxlxh = 12x12x2 (với S=5D)

Mô đun đàn hồi GPa EP = 27

Hệ số Poisson - vP = 0,2

Khối lượng riêng kg/m3 ρ

Mơ 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 tắt

Trong năm gần đây, móng bè cọc kích thước lớn áp dụng rộng rãi phương án kinh tế cho kết cấu móng chịu tải trọng phân bố rộng kho chứa than, kho thành phẩm,… Trong báo giới thiệu phương pháp phân tích số cho kết cấu móng cọc kho chứa than Nhà máy Nhiệt điện Thái Bình (Thái Thụy-Thái Bình), sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn (3D-FEM) với hỗ trợ phần mềm Plaxis 3D để dự báo độ lún cho cơng trình tính tốn phần kết cấu sàn cho kho than Kết phân bố tải trọng giữa cọc độ lún lệch của hệ móng cọc cho thấy hiệu của việc sử dụng kết cấu móng cọc kích thước lớn cho cơng trình chịu tải trọng rộng.

Từ khóa: Móng cọc kích thước lớn, Phương

pháp hần tử hữu hạn chiều, Độ lún lệch, pileraft

Abstract

In 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 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: <hungth@fecon.com.vn> (2) Kỹ sư, Công ty Cổ phần FECON, Email: <hieunt2@fecon.com.vn>

1 Đặt vấn đề

Cùng với phát triển đất nước, năm gần số lượng nhà máy nhiệt điện (đốt) sử dụng than tăng lên nhanh chóng để đáp ứng (yêu cầu an ninh) nhu cầu lượng Các nhà máy nhiệt điện thường xây dựng khu vực ven sông ven biển để thuận tiện cho việc vận chuyển nguyên liệu than phục vụ trình vận hành Do đó, địa chất khu vực xây dựng nhà máy thường xuất lớp đất yếu với chiều dày lớn, việc áp dụng giải pháp móng bè cọc kích thước lớn sử dụng rộng rãi cho kết cấu móng kho chứa than

Việc áp dụng móng bè cọc kích thước lớn đất yếu (sức kháng cắt khơng nước, Su<40kPa) tác dụng vùng tải trọng rộng đặt nhiều vần đề cho kỹ sư địa kỹ thuật ví dụ như: lún mức- đặc biệt lún lệch, tượng ma sát âm lên cọc cọc không đạt sức chịu tải mong muốn [1] Theo De Sanctis Viggiani [2], với loại móng bè cọc kích thước lớn, cọc thiết kế để giảm độ lún tổng thể độ lún lệch Để phân tích vấn đề xem xét đến làm việc đồng thời thành phần (hệ thống) kết cấu móng cọc kích thước lớn có nhiều phương pháp thực theo nghiên cứu Poulos Divis [3] Randolph [4]

Tại Việt Nam, tiêu chuẩn thiết kế cọc Việt Nam TCVN 10304-2014 u cầu việc phân tích hệ kết cấu móng cọc kích thước lớn cần thực cho tốn khơng gian có kể đến tương tác kết cấu phần thân phần ngầm, (móng) cọc Bên cạnh đó, phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH) nghiên cứu số đề tài nghiên cứu gần Phung [5], William Cheang [6], K Watcharasawe & P.Jongpradist [7]

Trong báo này, nhóm tác giả giới thiệu việc áp dụng phương pháp PTHH ba chiều với trợ giúp phần mềm Plaxis 3D để phân tích làm việc kết cấu móng bè cọc kích thước lớn tác dụng vùng tải trọng phân bố rộng điều kiện đất yếu kho chứa than Nhiệt điện Thái Bình

2 Mơ hình móng cọc kích thước lớn cho kho chứa than

2.1 Mơ hình lưới phần tử điều kiện biên

Kho chứa than hạng mục quan trọng thuộc dự án Nhiệt điện Thái Bình xây dựng xã Mỹ Lộc, huyện Thái Thụy, tỉnh Thái Bình Phân tích PTHH ba chiều phần mềm Plaxis 3D nhóm tác giả sử dụng để tính tốn kết cấu móng cọc kích thước lớn cho dự án Trong số ba kho than (kho than 1, kho than kho than 3), kho than có kích thước lớn với giá trị chiều dài chiều rộng 255m 52.5m Để đảm bảo mô hình phần mềm Plaxis 3D phản ánh điều kiện làm việc thực tế kho chứa than số nhóm tác giả chọn kích thước mơ hình với chiều rộng 52.5m chiều dài nửa chiều dài thực kho than tức khoảng 127m

Bảng Thông số cọc PHC D400 sàn bê tông Plaxis 3D

Thông số Cọc PHC D400 Sàn Đơn vị

E Môđun Young 3.7E7 3.0E7 kPa

γ Trọng lượng vật liệu cọc 23.5 23.5 kN/m3

D Đường kính ngồi cọc 0.4 - m

t Chiều dày thành cọc/ chiều dày sàn 0.08 0.4 m

Ttop,max Sức kháng bên lớn đầu cọc - - kN/m Tbottom,max Sức kháng bên lớn mũi cọc 500 - kN/m

Đất rời rạc hóa phần tử khối 15 nút, bao gồm nút dạng tam giác theo phương ngang nút dạng tứ giác theo phương thẳng đứng

Phương án cọc đề xuất sử dụng cọc bê tông cốt thép ly tâm dự ứng lực đường kính ngồi 400mm (PHC D400-Class A) chiều dài thay đổi từ 35.5m vị trí tâm kho giảm xuống 29.5m vị trí biên kho Lý nhóm tác giả chọn chiều dài cọc thay đổi tải trọng công trình có dạng hình thang để đảm bảo sàn kho than lún trình sử dụng khơng bị nứt vỡ

Các cọc mơ hình phần tử Embedded pile Để tránh ảnh hưởng q trình chứa than đến đất, sàn bê tơng với chiều dày 0.4m bố trí đầu cọc mơ hình phần tử Plate Thơng số cho kết cấu tổng hợp Bảng

2.2 Điều kiện địa chất

Điều kiện địa chất ban đầu kho than có phân bố lớp đất yếu dày, áp dụng giải pháp móng bè cọc cọc sử dụng có đường kính lớn (cọc BTCT ly tâm DƯL D700 – Class A chiều sâu lên đến 45m) để đảm bảo ổn định trình khai thác Sau khi, phân tích ưu nhược điểm phương án nhóm tác giả đề xuất:

+ Giai đoạn 1: Trước thi công kết cấu móng cọc, kho chứa than xử lý phương pháp cố kết hút chân không kết hợp bấc thấm với tải trọng thiết kế 50kPa Các thơng số đất số SPT, qc Su sau xử lý tăng lên 1.2÷3.4 lần so với chưa xử lý [8] + Giai đoạn 2: Thi công cọc & thi công kết cấu sàn kho than Như vậy, đất yếu xử lý làm tốt lên giai đoạn giảm hiệu ứng ma sát âm cho cọc nên kết cấu móng cọc đảm bảo tối ưu kinh tế kỹ thuật

Hình thể mặt cắt địa chất số thông số lý từ thí nghiệm phịng thí nghiệm trường (SPT, CPTu, VST) sau xử lý Nằm lớp cát san lấp (lớp 1) với chiều dày khoảng 5m, phía lớp đất lớp 2-Sét dẻo lớp 3-Bụi lẫn cát với chiều dày hai lớp khoảng 5m Lớp cát tìm thấy chiều sâu khoảng 12m chiều

Hình Mặt kho chứa than

Hình Mơ hình PTHH chiều cho kho chứa than Plaxis 3D

dày khoảng 2m lớp 4-Cát, trạng thái chặt vừa Nằm phía lớp cát ba lớp 5,6 7-Sét dẻo/bụi lẫn cát với chiều dày khoảng 20m sức kháng cắt khơng nước Su khoảng 30kPa Mặt cắt địa chất kho chứa than cho thấy lớp 8, 9, 10 11 nằm chiều sâu khoảng từ 32m có sức chịu tải cao dự kiến đặt mũi cọc vào lớp đất

Trong tính tốn, mơ hình Mohr-Colomb sử dụng để mơ ứng xử lớp đất Thơng số lớp đất tổng hợp bảng

2.3 Điều kiện tải trọng

2.4 Hiệu chỉnh thông số Plaxis 3D sát với kết thí nghiệm trường

Để xét đến ảnh hưởng hiệu ứng nhóm cọc, từ kết số liệu thí nghiệm nén tĩnh cọc thực tế kho chứa than với khối lượng cọc/ kho chứa, việc hiệu chỉnh thông số cọc phần mềm Plaxis 3D thực việc thay đổi giá trị Rinter khai báo phần tử Interface tất lớp đất giá trị sức kháng cực hạn (Ttop,max, Tbottom,max Fmax) cọc biểu đồ nén tĩnh trường sát với biểu đồ nén tĩnh mơ hình Plaxis

3D

Sau hiệu chỉnh, giá trị tổng hợp bảng sử dụng để tính tốn cho tồn hệ móng cọc kích thước lớn

3 Kết phân tích

3.1 Kết phân tích độ lún

Hình kết phân bố độ lún thẳng đứng hệ móng bè cọc kích thước lớn kho chứa than theo mặt cắt ngang Kết cho thấy độ lún giảm từ tâm biên

Bảng Thông số đất Plaxis 3D

Tên lớp Mơ hình vật liệu Ứng xử vật liệu

Trọng lượng

thể tích Mơ đun Young Hệ số Poisson Lực dính đơn vị Góc ma sát

γ(kN/m3) Eref(kPa) ν(-) c’(kPa) φ’(o)

1a MC D 19.00 26750 0.3 34

2 MC UD 18.90 8000 0.3 10 20

3 MC D 19.50 15500 0.3 10 20

4 MC D 18.00 10500 0.3 30

5 MC UD 18.30 8000 0.3 15

6 MC UD 18.00 5000 0.3 15

7 MC D 19.50 10000 0.3 10 20

8 MC D 19.90 13000 0.3 15 25

9 MC D 18.00 15580 0.3 30

10 MC UD 19.60 20630 0.3 15 25

11 MC D 18.00 32000 0.3 34

Ghi chú: MC: Mohr-Coulomb D: Drained; UD: Undrained

Bảng Thông số hệ số giảm cường độ Rinter sau hiệu chỉnh Plaxis 3D

Tên lớp 1a 10 11

Hệ 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 Kết phân tích hệ số phân bố tải trọng

Phân bố tải trọng lên cọc Phân bố tải trọng lên

Hệ số phân bố tải trọng αr Tải trọng

tác dụng lên cọc phân bố lên cọc% tải trọng tác dụng lên nềnTải trọng % tải trọng phân bố lên

kho than với giá trị tương ứng 15.5 cm 13.6 cm Độ lún trung bình móng bè cọc xác định từ phần mềm Plaxis 3D theo công thức Reul Randolph [9]:

2

+ = center conner avg

s s

s

(1) Trong đó: savg = độ lún trung bình; scenter = độ lún tâm móng; sconner = độ lún biên móng

Từ giá trị tính tốn được, độ lún trung bình móng cọc kho chứa than 15.0cm nhỏ giá trị cho phép [sghtb] =20cm áp dụng cho dự án Kết từ Plaxis 3D nhỏ so với kết tính tốn độ lún thẳng đứng móng khối theo giải tích khoảng 13% (kết tính tốn 17 cm)

Độ lún thẳng đứng phân bố theo chiều dài kho than độ sâu 0.5m thể Hình Kết tính toán cho thấy, phân bố độ lún dọc theo chiều dài kho đồng Độ lún lệch độ sâu xác định cơng thức:

∆ =s scenter −sconner (2) Với kết phân tích được, độ lún lệch móng kho chứa than Δs = 5cm tương ứng với giá trị độ ngiêng tương đối móng i = 0.002 nhỏ giá trị cho phép [igh]=0.004 áp dụng cho dự án Kết có việc bố trí đối xứng cọc chiều dài cọc thay đổi từ tâm biên kho chứa than để phù hợp với sơ đồ chất tải

3.2 Kết phân tích hệ số phân bố tải trọng

Một yêu cầu thiết kế móng bè cọc kích thước lớn đánh giá hệ số phân bố tải trọng cho cọc cho nêu

Tổng tải trọng thẳng đứng truyền vào đất thông qua áp lực tiếp xúc đất Pr cọc ΣPp,i theo Katzenbach [10]:

,

= +∑

t r p i

P P P (3)

Sự phân bố tổng tải trọng lên sàn cọc định nghĩa hệ số phân bố tải trọng, tỷ số tổng sức kháng cọc tổng khả chịu tải móng:

,

= ∑ p i

r t

P P

α

(4)

Kết phân tích hệ số phân bố tải trọng lên hệ móng cọc kích thước lớn tổng hợp Bảng

Kết từ bảng cho thấy: tương ứng với độ lún trung bình savg = 15cm tâm kho chứa than, đất tiếp nhận 34% tổng tải trọng hệ số phân bố tải trọng αr = 0.66 Khi đưa hệ số vào biểu đồ quan hệ độ lún – hệ số phân bố tải trọng từ nghiên cứu Katzenbach [11] Hình cho thấy quan hệ hai tiêu dự báo nằm vùng hệ số theo thống kê dự án thực trước

Hình Sơ đồ tải trọng khu chứa than

Hình Phân bố độ lún thẳng đứng móng theo mặt cắt ngang

Hình Hiệu chỉnh mơ hình cọc Plaxis 3D kết thí nghiệm nén tĩnh

Hình Phân bố độ lún thẳng đứng theo chiều dài kho chứa than độ sâu 0.5m

Cyber-physical system based productivity improvement concept of construction 4.0

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

Hande Ünlü(¹), Norihiko Goto(²)

Tóm tắt

Đã từ lâu, tốc độ thực việc cải tiến năng suất công nghệ liên quan trong ngành xây dựng bị chậm so với ngành công nghiệp khác Tuy nhiên, suy giảm số lượng công nhân có tay nghề thay đổi động lực thị trường Nhật bản, số giải pháp khác vào trọng tâm trình chuyển đổi sản phẩm Trong báo này, giới thiệu khái niệm Xây dựng 4.0, nâng cao Hệ Thống Thực Ảo, cách đưa bối cảnh cách mạng, lịch sử cải tiến suất ngành xây dựng Nhật Bản.

Từ khóa: Hệ thống Thực - Ảo, Xây dựng 4.0, số

hóa, cải tiến suất

Abstract

Implementation 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: unlu.hande@takenaka.co.jp (2) M.Sc.,Engineer,Takenaka Corporation

Email: goto.norihiko@takenaka.co.jp

1 Introduction

Industry 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 4.0

Inspired 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]

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 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 CPS Platform Concept for Construction 4.0

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

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 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 Detection system network

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 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 Remarks

At 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 khảo

1 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

Giải pháp lắp đặt hệ tường kính

cơng trình siêu cao tầng Việt Nam

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

Nguyễn Văn Đức, Trương Kỳ Khơi

Tóm tắt

Phần vỏ tịa nhà khơng ảnh hưởng đến hình dáng bên ngồi mà cịn ảnh hưởng đến độ bền vững cơng trình, khả sử dụng an tồn tính mạng tài sản người sử dụng Bài báo giới thiệu giải pháp lắp đặt hệ kết cấu tường kính bao che mặt ngồi cơng trình nhà siêu cao tầng Việt Nam.

Từ khóa: Cơng nghệ xây dựng, nhà siêu cao

tầng, kết cấu bao che, hệ tường kính

Abstract

Shell 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: nguyenduc.0680@gmail.com ThS Trương Kỳ Khôi

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: truongkhoi.dhkt@gmail.com

1 Tổng quan

Cùng với phát triển vật liệu kính, phát triển vật liệu tạo khung cho kính, cơng nghệ thi cơng lắp kính đại đời Nhiều vật liệu cơng nghệ ứng dụng thành cơng vào cơng trình tiêu biểu giới nhà Shanghai Tower, khách sạn Marina Bay Sand - Singapore, tháp Petronas, tháp Durj Dubai,

Ở Việt Nam, nhiều yếu tố lịch sử để lại nên ngành cơng nghiệp kính hoạt động thi cơng lắp kính khơng có bước phát triển kịp thời so với giới, thời điểm khoảng cách xa so với giới

Trước năm 1990, vật liệu kính sử dụng cơng trình xây dựng nước vật liệu kính thơng thường dùng để lắp vào cửa sổ, cửa đi, vị trí lấy sáng hay thơng khí, với hệ khung chủ yếu khung gỗ phương pháp lắp dựng truyền thống Từ năm 1990 đến nay, xuất thêm nhiều chủng loại kính vật liệu tạo khung tiền đề cho việc ứng dụng nhiều công nghệ thi cơng lắp kính đại vào Việt Nam Một số cơng trình tiêu biểu, ứng dụng cơng nghệ kính thi cơng kính đại năm gần như: tháp Keangnam Landmark (Hà Nội), tháp Bitexco Financial (Sài Gịn) nhiều cơng trình khác… chủ yếu nước thực từ khâu thiết thi cơng Vì vậy, việc nghiên cứu giải pháp lắp đặt hệ tường kính cho cơng trình siêu cao tầng cần thiết

2 Các hệ tường kính sử dụng làm kết cấu bao che mặt ngồi cơng trình siêu cao tầng

2.1 Hệ Stick Curtain Wall

Cấu tạo khung xương hệ Stick gồm thành phần như: đố dọc, đố ngang, neo liên kết Từng bước, hệ Stick cải tiến nhiều hơn, lắp đặt dễ dàng với đố nhôm lớn chắn hơn, đố dọc ngang thiết kế cấu tạo đồng đảm bảo vừa vặn chắn điểm giao nhau, đồng thời lựa chọn phù hợp với độ dày kính

Vật liệu sử dụng làm khung xương cho hệ Stick phong phú dễ sử dụng như: nhôm, hợp kim nhôm làm từ thép có mạ kẽm, thép khơng rỉ Khi thiết kế sử dụng thêm đệm cao su vị trí liên kết gối tựa hệ kết cấu cơng trình nhằm hình thành liên kết mềm có tác dụng chống chấn động, chống động đất Đối với chi tiết chôn sẵn, chi tiết gối tựa, linh kiện liên kết bu lông, đinh ốc phải dùng thép không rỉ phải mạ kẽm

2.2 Hệ Unitized Curtain Wall

Hệ thống mặt dựng Unitized Curtain Wall cải tiến nhằm khắc phục nhược điểm hệ Stick Về mặt cấu tạo khung xương chịu lực hệ Unitized mang đặc điểm chung gồm: đố dọc, đố ngang, neo liên kết

Tuy nhiên đố dọc, đố ngang không lắp liên tục mặt dựng mà phân chia theo yêu cầu thiết kế, lắp ghép với nhà máy theo đơn vị khung xương (môđun), môđun có cấu tạo rãnh khớp nối để liên kết với kết hợp với neo vào hệ kết cấu cơng trình tạo nên khung chịu lực hệ Unitized

Cấu tạo khung xương hệ Unitized có đặc điểm chịu lực tốt, tính tốn thiết kế đơn giản Khi tính tốn kiểm tra khả chịu lực hệ khung xương, tính tốn kiểm tra độc lập cho mơđun điển hình mơđun neo với hệ kết cấu cơng trình mà không chịu phụ thuộc vào môđun khác Tuy nhiên kết hợp mơđun với để giảm số điểm liên kết với hệ kết cấu

Vật liệu sử dụng làm khung xương cho hệ Unitized phức tạp khó chế tạo hệ Stick địi hỏi nhiều chi tiết, độ xác cao để đảm bảo mơđun lắp vào cách dễ dàng, chặt chẽ ổn định Đối với chi tiết chôn sẵn, chi tiết gối tựa, linh kiện liên kết bu lông, đinh ốc phải dùng thép không rỉ phải mạ kẽm

2.3 Hệ Spider Curtain Wall

Trong hệ Spider Curtain Wall kính thơng qua chấu kính cố định vào hệ chịu lực như: cố định trực tiếp vào kết cấu cơng trình, cố định vào sườn kính, cố định vào hệ giàn không gian kim loại, cố định vào cột thép, cố định vào hệ căng dây căng

3 Giải pháp lắp đặt hệ Unitized Curtain Wall

3.1 Trình tự lắp đặt

Bài báo nghiên cứu cho hệ Unitized hệ sử dụng rộng rãi

Hiện Việt Nam, hệ Unitized Curtain Wall thường sử dụng nhiều có ưu điểm như: mơđun gia công nhà máy nên chất lượng tốt, khả áp dụng cơng nghiệp hố cao tiến độ thi công nhanh Nhược điểm giá thành vật tư cao hơn, nhiên bù lại tiến độ thi công nhanh

3.2 Yêu cầu kĩ thuật công tác lắp dựng

a Công tác chuẩn bị - Công tác chuẩn bị bao gồm: + Chuẩn bị mặt 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 thực theo quy phạm, tiêu chuẩn xây dựng hành có liên quan, phù hợp với điều kiện thực tế u cầu cơng nghệ cơng trình cụ thể

- Trước thi công, Nhà thầu tường kính làm việc với Chủ đầu tư, TVGS để nhận bàn giao mốc giới trạng công trường Trên sở Nhà thầu tường kính khảo sát, kiểm tra lại có thực tế hay khơng, vào số liệu để đưa BVTC

- Sau có số liệu khảo sát cơng trường điều kiện thực địa tiến hành lập BVTC chi tiết theo điều kiện thực tế Bản vẽ thi công biện pháp thi công Nhà thầu tường kính đệ trình lên Chủ đầu tư, Tư vấn thiết kế giám sát để kiểm tra phê duyệt dùng làm pháp lý cho công tác nhập vật tư, thiết bị, gia công lắp đặt xưởng thi công lắp đặt trường

b Công tác trắc đạc

- Dung sai đường tham chiếu nhỏ mm

Hình Cấu tạo môđun đơn vị, môđun lắp với hệ Unitized

- Dung sai đường lắp đặt nhỏ mm (Theo tiêu chuẩn BS 952-1:1995)

c Lắp đặt chi tiết liên kết chôn kết cấu

- Việc lắp dựng liên kết chôn sẵn kết cấu nên với việc thi công kết cấu

- Việc sản xuất lắp dựng chi tiết liên kết chôn kết cấu phải đáp ứng lịch trình thi cơng đảm bảo khơng ảnh hưởng đến tiến trình xây dựng kết cấu

- Các chi tiết liên kết chôn sẵn phải lắp dựng theo vị trí phác thảo

- Các chi tiết liên kết phải gắn chắn vào khuôn kết cấu, đảm bảo liên kết không dịch chuyển sau đổ bê tông

- Cần có quan sát viên giám sát việc đổ bê tơng, từ vấn đề phát sinh có giải sớm

- Các nhân viên xây dựng cần kiểm tra chặt chẽ chi tiết liên kết chôn kết cấu sau tầng hoàn thiện điền đầy đủ vào bảng kiểm tra vị trí lắp dựng chi tiết liên kết

- Dung sai lắp đặt chi tiết liên kết so với vị trí thiết kế 20 mm

d Tổ hợp vận chuyển tường cơng trường bố trí mặt thi cơng

- Các kính panel kính lắp ráp chế tạo nhà máy đóng thùng theo yêu cầu để dễ

một thùng gỗ chuyên dụng phù hợp với khuôn kính Kích cỡ mơđun phải hợp với kích thước pallet để thuận tiện cho công tác nâng hàng Các lô hàng đánh số, nhãn mác để phù hợp với vị trí lắp đặt cơng trình

- Các lơ hàng chở đến cơng trường xe chuyên dụng (thường xe tải kết hợp cần trục tự hành)

- Khi vận chuyển tới cơng trường sản phẩm tường kính kiểm tra lại lần kho chứa công trình

- Sử dụng xe nâng để bốc xếp toàn giá đỡ chuyển vào vị trí định sẵn để chờ cho lần chuyển tiếp

- Sử dụng cần cẩu tháp thang máy (vận thăng) để nâng môđun đến tầng 40 Thang máy cho người hàng hóa cần rộng 1800 mm

- Để đảm bảo an toàn, sử dụng thang máy để nâng môđun lên tầng cao 40

- Trong khu vực cần lắp dựng, giá đỡ thép dùng để đỡ vật liệu cần phải chuẩn bị trước, tồn tường kính đưa đến vị trí nó, nhân viên cần phải hướng dẫn, chỉnh tồn mơđun hướng vị trí, sau hạ xuống giá đỡ thép (bục đỡ)

- Sau vào đến sàn, nhân viên dỡ móc cẩu vận chuyển môđun vào nơi quy định

e Các bước công việc lắp đặt gối tựa

- Lắp đặt đường thép sử dụng cho việc định vị gối tựa - Lắp đặt gối tựa tham chiếu

Định hướng vai trò mơ hình thơng tin

cơng trình BIM ngành xây dựng Việt Nam

Defining Building Information Modeling - BIM role in Vietnam construction industry

Lê Anh Dũng, Phạm Thành

Tóm tắt

Bài báo đưa góc nhìn nhận định BIM, khả ứng dụng BIM cho ngành xây dựng Việt Nam BIM không đơn sử dụng công vụ vẽ 3D, BIM nên nhìn một giải pháp thay cải tiến nhiều cách thức quản lý phối hợp dự án xây dựng ngành xây dựng Việt Nam từ nâng cao chất lượng suất lao động, đem lại lợi ích cho tất bên Chuyển dịch sang môi trường làm việc sử dụng BIM không đơn cách tạo mơ hình mà cịn cách sử dụng ứng dụng từ mơ hình như giai đoạn kết hợp với quy trình, thiết bị máy hỗ trợ các tảng trao đổi liệu đồng bộ.

Từ khóa: BIM, hợp tác, điều phối, quản trị BIM,

tích hợp

Abstract

This 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 ứng dụng Công nghệ BIM Việt Nam

1 Đặt vấn đề.

Building Information Modeling-BIM hay Mơ hình thơng tin cơng trình chủ đề chiếm quan tâm ngành xây dựng Việt Nam Sau Quyết định số 2500/QĐ-TTg Thủ tướng Chỉnh phủ Đề án áp dụng BIM Việt Nam nhu cầu tìm hiểu BIM lại lớn hết Vậy BIM có thực hữu ích đóng vai trị điều kiện bối cảnh ngành xây dựng mức độ phát triển xã hội Việt Nam Muốn BIM vào thực tiễn kỳ vọng hướng tiếp cận phù hợp

2 Thực trạng việc sử dụng phần mềm BIM Việt Nam

- BIM không đơn việc sử dụng công cụ phần mềm khác AutoCAD phục vụ hoạt động vẽ thiết kế Sự xuất phần mềm hỗ trợ vẽ thiết kế nhanh cho kiến trúc sư bắt đầu xuất Việt Nam từ năm 2006÷2008, ban đầu phần mềm giúp kiến trúc sư Việt Nam nhanh chóng thể hình chiếu vẽ nhanh chất lượng thể chưa thực làm hài lòng yêu cầu tuân thủ tiêu chuẩn thể vẽ kỹ thuật Theo thời gian, việc thể vẽ tương đối hoàn thiện sang môn khác Kết cấu Cơ điện, nhiên phạm vi sử dụng ứng dụng phần mềm ứng dụng BIM chưa vượt qua khỏi quan điểm người làm công tác thiết kế giai đoạn thiết kế

- Do khái niệm BIM Việt Nam nằm khoảng hiểu biết 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 yêu cầu thay đổi lớn bên liên quan dự án đưa BIM trở nên rộng rãi khả thi Việt Nam Vậy phần mềm ứng dụng BIM có đơn để vẽ BIM nên sử dụng cho phù hợp với bối cảnh tại? Thực tế phần mềm thành phần BIM, nay, phát triển phần mềm cho BIM lĩnh vực công nghệ xây dựng phát triển giới Cần phải hiểu thực tế rằng, BIM phần mềm cả, mà tập hợp nhiều phần mềm công nghệ sử dụng suốt vòng đời dự án Con người yếu tố huyết mạch để phát huy vai trò việc sử dụng phần mềm/ công nghệ BIM dự án cách hiệu Bên cạnh đó, phần mềm chưa có tiêu chuẩn chung, đồng nên khả phối hợp cịn kém, tạo khó khăn 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 đổ chỗ không phức tạp, thiết bị kỹ thuật cơng trình mang tính điển hình hóa cao, cơng nghệ xây dựng

hầu hết sử dụng sức người Do phức tạp cơng trình khơng nằm yếu tố kỹ thuật hay giải pháp thiết kế thi cơng mà lãng phí ngành xây dựng Việt Nam chủ yếu nằm phương pháp quản lý phối hợp giai đoạn bên liên quan dự án dự án khơng có tảng trao đổi liệu có tính tích hợp cao sai sót bất đối xứng thông tin sản phẩm thiết kế thực trạng hữu

- Đối với cơng trình dân dụng cơng nghiệp, hồ sơ thiết kế vẽ thi công lập thông qua ba mơn Kiến trúc, Kết Cấu, Cơ điện Hầu hết phương pháp vẽ thiết kế

dữ liệu rời rạc nhiều sai sót, sai sót đến từ phương pháp thể hình vẽ quản lý yếu có thay đổi mang tính đồng Ngoài ra, thực trạng quản lý thiết kế mang tính phân tán cao, tảng phối hợp mơn gần dựa vào kinh nghiệm chất lượng thông tin vẽ thiết kế thấp, đặc biệt hồ sơ thiết kế vẽ mơn Cơ điện Sự yếu q trình quản lý phối hợp hệ thống cơng trình làm giảm giá trị sản phẩm thiết kế, lãng phí nguồn lực thời gian Các đối tượng có liên quan chưa có hệ thống văn ràng buộc vai trò, trách nhiệm yêu cầu rõ ràng từ thời điểm

Hình Các liệu thiết kế-thi công truyền thống rời rạc thông tin

- Ở giai đoạn thi cơng, đặc thù thực tế có nhiều bên nhà thầu tham gia dự án với cấp độ khác việc liên kết thông tin vẽ giai đoạn thiết kế chỉnh sửa giai đoạn thi công thường xuyên không đồng Các thông tin chỉnh sửa thường xuyên không cung cấp tức thời cho bên liên quan việc sử dụng vẽ giấy 2D làm cho công tác quản lý phối hợp thực gây nhiều phiền phức lãng phí thời gian lớn bên, đồng thời liên hệ ý đồ thiết kế trường gần khơng có kết nối mà hoàn toàn phụ thuộc vào khả kinh nghiệm cán trường Chủ đầu tư Ban quản lý dự án người chịu ảnh hưởng phát sinh phát sinh khối lượng, biện pháp thi công, điều chỉnh giải pháp, tiếp sau nhà thầu đơn vị tư vấn thiết kế nhiều thời gian để xử lý thông tin không đồng thiếu sót Sự thiết sót liên kết rời rạc khơng gây lãng phí nặng nề chi phí mà cịn mối đe dọa lớn an tồn lao động cơng trường, an tồn q trình khai thác sử dụng sau thi công

- Tại giai đoạn sau đầu tư, lần thơng tin vẽ hồn cơng tài liệu liên quan đến quản lý không gian tài sản cơng trình khơng tập hợp quan tâm mức gây khó khăn cơng tác quản lý vận hành, gây thất trực tiếp góp phần ảnh hưởng đến người đầu tư người sử dụng cơng trình sau

4 Định hướng vai trò BIM qua giải pháp phối hợp, quản lý mang lại lợi ích thiết thực cho ngành xây dựng Việt Nam.

- Đi từ phân tích thực trạng diễn ngành xây dựng Việt Nam, từ thực tế nước phát triển đầu công nghệ BIM, việc ứng dụng BIM gặp nhiều khó khăn BIM giải pháp tốt thời điểm giúp cải cách thúc đẩy ngành xây dựng phát triển

BIM đời cách mạng áp dụng tiến công nghệ tin học, đem đến giải pháp mang tính phối hợp cao bên giai đoạn dự án, giúp tồn q trình hoạt động xây dựng tối ưu giảm thiểu lãng phí phát sinh Tuy nhiên BIM khơng phải phần mềm không công nghệ, BIM nên hiểu nhiều quy trình xây dựng quản lý thông tin dự án, công trình theo cách mang hướng hỗ trợ phương pháp triển khai truyền thống việc xác định vấn đề chồng chéo cách trực quan tập trung

4.1 Hiệu từ quy trình phối hợp chặt chẽ.

- BIM mở khả yêu cầu quy trình phối hợp chặt chẽ Trước hết việc áp dụng BIM không nói đến việc thiết lập tảng trao đổi liệu xuyên suốt

giữa bên giai đoạn dự án Đây yêu cầu đầu

tiên cần quan tâm dự án áp dụng BIM, môi trường trao đổi liệu nên lập thông qua công nghệ lưu trữ đám mây nơi người truy cập từ nơi nào, thơng tin chia sẻ thông tin liên quan đến dự án mô tả, yêu cầu, tiêu chuẩn quy định, vị trí để tập tin liệu mơ hình thiết kế, vị trí để tập tin mơ hình phối hợp…

So sánh với phương thức trao đổi liệu theo phương thức nay, hầu hết qua Email Lợi phương thức nhanh chóng, đơn giản thuận tiện, với số lượng email lớn cho dự án cần có phối hợp nhiều bên tham gia, cách thức làm file trao đổi bị chồng lấp, không xác định thông tin đầu, thông tin cuối, đâu chỉnh sửa đâu hoàn thiện Các bên tham gia khó theo dõi, làm phối hợp bị ngắt quãng không hiệu Sự đời BIM kéo theo phát triển công nghệ cho phép trình trao đổi liệu trình triển khai dự án BIM tốt việc áp dụng dự án Việt Nam cịn khó khăn, cá nhân chưa có thói quen sử dụng sở hạ tầng mạng cịn Các cơng nghệ đáp ứng yêu cầu trao đổi liệu có hệ thống, không trùng chéo để đảm bảo phối hợp diễn hiệu quả, công nghệ dùng cho môi trường trao đổi liệu cần đảm bảo yếu tố:

o Chạy tảng đám mây (truy cập vị trí, thời gian nào)

o Tự động cập nhật file

o Lưu lại lịch sử thực thao tác tạo lập, chỉnh sửa, download, upload, xóa file liệu

Hình Bộ tài liệu cần thiết quản lý thông tin dự án BIM

o Có thể tìm file dự án dựa theo quy tắc đặt tên xác định từ trước

Môi trường trao đổi liệu chung điều kiện tiên để bắt đầu dự án BIM

- Công tác thiết kế lập kế hoạch thơng tin hóa bổ sung hình ảnh 3D trực quan giúp bên hình dung giải pháp theo cách giống Việc xuất vẽ từ mơ hình nâng cao tính xác trực tiếp trích xuất từ mơ hình thơng tin 3D, thơng tin ghi bảng thống kê đồng hóa dựa vào ưu vượt trội cơng tác tạo lập quản lý tham số mà phần mềm BIM đem lại

- Trước thực trạng giai đoạn thiết kế dự án Việt Nam có chất lượng quản lý thể vẽ nhiều sai sót thiếu thơng tin, hồ sơ vẽ chuyển qua giai đoạn thi cơng cịn cần cập nhật điều chỉnh phối hợp lại, sai sót thơng tin nhầm phiên mối lo ngại tồn thực tế thi công quản lý dự án Công tác phối hợp đa hệ kỹ thuật cơng trình mơ thơng qua hình học chiều tương thích chặt chẽ với mơ hình thiết kế thơng qua quy trình phân tách quản lý khoa học, va chạm hình học thiếu sót bên thiết kế dễ dàng nhìn thấy mơ hình tổng hợp, việc quản lý lỗi thơng báo lỗi chuẩn hóa theo quy tắc đặt tên thống từ đầu nâng cao khả phối hợp sớm điều chỉnh lỗi thiết kế ảnh hưởng đến cơng tác thi công BIM giúp mô chi tiết q trình thi cơng, biện pháp thi cơng giúp tất bên tham gia hiểu thống hướng triển khai ngồi cơng trường từ cơng tác thi công, vận chuyển, lưu kho, điều hướng di chuyển có nguy hiểm… từ giảm thiểu rủi ro an tồn lao động phát sinh, giảm

và thời gian

- Thực tế cho thấy khả quản lý thiết kế bên thiết kế nhà thầu thi công cho khớp nối bối cảnh thay đổi cập nhật đem lại lợi ích to lớn triển khai dự án áp dụng BIM, giúp chủ đầu tư yên tâm định đầu tư nhanh chóng BIM giúp chủ đầu tư nhà thầu số hóa, quản lý khối lượng, chi phí thời gian thi cơng giai đoạn suốt vịng đời dự án Các dự án ứng dụng BIM hầu hết cho thấy, BIM đóng vai trị lớn việc đáp ứng tiến độ đề ra, từ dự án tiết kiệm khoản chi phí phát sinh chi phí sửa chữa, làm lại, chi phí quản lý, lãi suất ngân hàng thời gian vượt tiến độ

- Khả tích hợp cao BIM khơng đơn nội luân chuyển tham số tin học phần mềm BIM khác mà cịn mở khả tích hợp với thiết bị máy khảo sát, trắc đạc tự động hóa thi cơng giúp ý nghĩa tạo lập mơ hình giàu thông tin từ giai đoạn thiết kế phối hợp chặt chẽ giai đoạn thi cơng tồn diện nâng cao hiệu đầu tư sử dụng tồn vịng đời dự án

- Việc sử dụng mơ hình BIM kèm với đời hệ máy quét laser điểm đám mây, cơng nghệ tích hợp lấy kích thước trạng mơ hình xác cao tích hợp sử dụng phần mềm tạo mơ hình thơng tin Ứng dụng quét laser thực tế cần thiết cho dự án có yếu tố địa hình phức tạp (hang, đèo, núi…) giúp có hồ sơ trạng xác, vật cản, vết nứt… tránh nguy hiểm, rủi ro thi công; trường hợp dự án xây chèn cơng trình hữu khác, cho phép kiến trúc sư chèn thiết kế cơng trình vào mơi trường thực, kiểm tra cơng trình có bị chồng chéo với cơng trình cũ khơng, việc xảy sai sót từ đầu mà không phát sớm gây sai phạm nghiêm trọng, ảnh hưởng đến chi phí, tiến độ an tồn lao động q trình thi cơng Ngồi mơ hình thi cơng cịn tự động chuyển liệu vị trí tọa độ cấu kiện cơng trình vị trí cơng trình vào máy toàn đạc điện tử, ứng dụng đem lại lợi ích to lớn cho giai đoạn thi cơng tận dụng triệt để công tác phối hợp mơ hình BIM thiết kế, giúp giảm thiểu

Hình Mơ hình BIM phối hợp hệ

kỹ thuật cơng trình Hình Tích hợp thơng tin mơ hình vào máy tồn đạc điện tử

4.2 Tăng cường sử dụng liệu điện tử

- Có thể nhận thấy việc trao đổi, phê duyệt thông tin tài liệu giấy gây nhiều lãng phí, máy quản lý, lưu trữ hồ sơ cồng kềnh, nhiều thời gian, thủ tục rườm rà không hiệu Giảm thiểu sử dụng hồ sơ giấy 2D ngồi cơng trường thông qua việc quản lý hồ sơ vẽ điện tử giúp việc truy cập nhanh chóng, xác phiên gọn nhẹ, thiết bị di động sử dụng để trao đổi thông tin vướng mắc bước tiến quản lý thi công Mơ hình BIM giúp tạo hồ sơ vẽ điện tử chứa nhiều thơng tin thuộc tính hơn, dễ dàng truy xuất thông tin đối tượng vẽ đặc biệt so sánh khác phiên bản, nhờ thơng tin lưu trữ xuyên suốt thành viên dự án tạo kết nối giảm thiểu hiểu lầm thiết kế Cơng nghệ sử dụng liệu điện tử cịn cho phép kiểm tra, nhận xét, phê duyệt đóng dấu tài liệu cách trực tuyến Các ghi thông báo tự động cho đối tác, giúp trình phản hồi thực thi nhanh chóng rõ ràng

- Khơng thế, mơ hình

BIM tổng hợp hệ kỹ thuật cơng trình chứa thơng tin thuộc tính cấu kiện, thiết bị, vật tư dễ dàng xem xét cán trường thông qua thiết bị di động, nhờ việc phối hợp định nhanh chóng thực ngồi trường giúp giảm thiểu thời gian chờ đợi lãng phí

4.3 Dự báo sớm chi phí tổng mức đầu tư

- Không giai đoạn thiết kế thi cơng, mơ hình BIM cịn thực hữu ích giai đoạn đấu thầu thi cơng, đặc biệt lập biện pháp thi cơng dự tốn chi phí nhờ khối lượng xác Việc bóc khối lượng theo phương pháp truyền thống đem lại rủi ro lớn cho nhà thầu có sơ suất việc kiểm tra vẽ 2D tại, bên cạnh phương thức bóc truyền thống phù hợp với cấu kiện beton, dầm sàn, cột cịn với trang thiết bị hồn thiện kiến trúc khơng khả thi, làm nhiều thời gian mà khơng xác Với hỗ trợ phần mềm, mơ hình BIM lập phục vụ cơng tác bóc khối lượng xác điểm cộng giúp nhà thầu tự tin giá thầu với mức cạnh tranh đem lại tỉ lệ thắng thầu cao Đây điểm trội phần mềm BIM sử dụng tham số để kiểm sốt thơng tin cấu kiện thiết kế, khối lượng hồn tồn kiểm soát dựa nhu cầu thể thông tin, biện pháp thi công dự kiến Tuy nhiên, công ty khác sử dụng phần mềm phương pháp bóc tách, dự tốn khác nên số liệu đầu vào nhiều khác Bởi vậy, dùng chức trích xuất khối lượng có sẵn phần mềm số liệu đầu khơng dùng được, nên cơng ty cần phải sử dụng phát triển công cụ riêng kèm với phần mềm phù hợp để có

5 Kết luận

- Những lợi ích vượt trội BIM khơng lý thuyết áp dụng nước ngồi, có đơn vị Việt Nam áp dụng phần kiểm sốt tồn quy trình cơng nghệ Thực tế, đơn vị áp dụng nhận vai trò BIM định hướng sử dụng BIM tạo giá trị lợi cạnh tranh ngành

- BIM không đơn việc thay phần mềm vẽ kỹ thuật cho giai đoạn thiết kế, mở khả thay cho phương pháp quy trình sản xuất thơng tin truyền thống 2D tất giai đoạn BIM gián tiếp đem lại thành công cho dự án thơng qua việc mở khả tích hợp phối hợp cao từ thông tin kỹ thuật đến bên liên quan tham gia dự án, cuối Chủ đầu tư người hưởng lợi từ kết quản lý chặt chẽ khoa học thông qua tảng công nghệ ứng dụng tồn diện suốt vịng đời dự án Đây điểm mấu chốt giúp giảm thiểu lãng phí nâng cao chất lượng cơng trình Việt Nam./

Nội dung báo tài liệu hình ảnh sử dụng từ sản phẩm tài liệu nghiên cứu Công ty TNHH Tư vấn và ứng dụng công nghệ BIM Việt Nam (VIBIM) – Địa Tầng 10, tòa nhà CIT, số 06 ngõ 15, Phố Duy Tân, Phường Dịch Vọng Hậu, Cầu Giấy, Hà Nội.

Hình Hệ thống quản lý liệu số từ mơ hình cơng trường

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

Innovation, strengthen of labor safety management in construction works

Phạm Minh Hà(1), Ngơ Lâm(2), Nguyễn Tuấn Ngọc Tú(3)

Tóm tắt

Bài viết giới thiệu số quy định cơng tác quản lý an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình số giải pháp cần thực nhằm giảm thiểu cố an toàn lao động trong thi cơng xây dựng cơng trình.

Từ khóa: An tồn lao động, quy định,

thi cơng xây dựng cơng trình

Abstract

This 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 chất lượng công trình xây dựng - Bộ Xây dựng Email: phamha.cgd@gmail.com (2) ThS., Cục Giám định nhà nước chất lượng cơng trình xây dựng

(3) ThS., Cục Giám định nhà nước chất lượng cơng trình xây dựng

1 Tình hình chung

Trong năm qua, với phát triển kinh tế đất nước, hoạt động đầu tư xây dựng cơng trình ngày phát triển mạnh mẽ Nhiều cơng trình có quy mơ lớn, kỹ thuật phức tạp triển khai xây dựng khắp miền đất nước Cơng tác quản lý an tồn lao động thi công xây dựng dù quan tâm nhiều vụ tai nạn lao động xảy Theo số liệu thống kê Bộ Lao động - Thương binh Xã hội, số lượng tai nạn xảy lĩnh vực xây dựng chiếm tỷ lệ cao: năm 2014 chiếm 33,1% tổng số vụ tai nạn tất ngành nghề 33,9% tổng số người chết; năm 2015 chiếm 35,2% tổng số vụ tai nạn 37,9% tổng số người chết; năm 2016 chiếm 23,8% tổng số vụ tai nạn 24,5% tổng số người chết (Hình 1) [8]

Kết kiểm tra cho thấy tai nạn lao động xảy hoạt động thi cơng xây dựng cơng trình nhiều nguyên nhân gây nên Ngoài nguyên nhân khách quan, rủi ro khơng lường hết được, cịn có ngun nhân người chủ quan, bất cẩn, thiếu hiểu biết an toàn lao động thiếu trách nhiệm tổ chức thi cơng Các ngun nhân sau:

Thứ nhất, nhiều chủ đầu tư xem nhẹ cơng tác đảm bảo an tồn thi cơng xây dựng Việc thực yêu cầu nhà thầu tham gia xây dựng tuân thủ quy định pháp luật an tồn lao động mang tính hình thức, đối phó, chưa phù hợp với điều kiện thực tế, q trình thi cơng khơng thực đầy đủ theo biện pháp lập phê duyệt, không thường xuyên kiểm tra giám sát việc thực Đặc biệt, giàn giáo phổ biến tình trạng khơng có tính tốn thiết kế, phê duyệt thiết kế biện pháp lắp dựng; khơng có hồ sơ nghiệm thu theo quy định Việc lắp dựng giàn giáo chưa tuân thủ theo quy trình, dẫn kỹ thuật phê duyệt; trình sử dụng, xuất thêm tải trọng tác động bất thường lên kết cấu giàn giáo thiết kế chưa phù hợp với thực tế trường, nhà thầu khơng có phương án kiểm tra, đánh giá đảm bảo an tồn

Điển cố sập sàn bê tông tầng cơng trình xây dựng thuộc Dự án Mapletree Business Centre, thành phố Hồ Chí Minh Cơng ty Cổ phần xây dựng kinh doanh địa ốc Hịa Bình thi cơng lúc 35 phút ngày 10/7/2015 làm người chết, người bị thương nặng Kết giám định cho thấy nguyên nhân thiết kế biện pháp thi cơng lấy hệ số an tồn giàn giáo thấp, độ ổn định giàn giáo không đảm bảo

Sự cố sập sàn bê tông tầng trường Mầm non Vườn xanh, phường Mỹ Đình 1, quận Nam Từ Liêm, Hà Nội xảy vào khoảng 3h sáng ngày 25/9/2017 Trong thời gian thi công đổ bê tông sàn cuối có tượng ổn định hệ giáo thi cơng sàn làm tồn phần bê tông đổ hệ giáo chống sàn tầng sập đổ, kéo theo sập đổ kết cấu thi cơng phía Qua kiểm tra trường sau cố, chủ đầu tư bên liên quan khơng xuất trình hồ sơ biện pháp thi cơng sàn; trường tồn phần giáo chống tầng nhà thầu tháo dỡ trước đổ bê tông tầng sàn tầng không tuân thủ dẫn kỹ thuật thi công hệ sàn rỗng U-boot bê tông cốt thép Tư vấn Công ty Lâm Phạm lập

con người, chưa quan tâm nhiều đến vấn đề an toàn kỹ thuật nên khơng có kiến nghị, báo cáo kịp thời bất hợp lý vấn đề an toàn kỹ thuật xảy q trình thi cơng xây dựng

Thứ ba, số công nhân lành nghề, đào tạo quy cơng trường ít, đa số lực lượng lao động nông thôn, làm việc chủ yếu theo thời vụ khơng có tay nghề Qua thống kê, tai nạn lao động thường tập trung vào đối tượng lao động thời vụ, làm công việc khu vực tiềm ẩn nguy an tồn cao, đào tạo kiến thức an tồn lao động, tính kỷ luật lao động thấp chủ quan, bất cẩn làm việc, thiếu tập trung tư tưởng; môi trường làm việc không đảm bảo an toàn; người sử dụng lao động coi nhẹ cơng tác an tồn tổ chức thi cơng hàng ngày, lơ công tác kiểm tra, giám sát khơng có biện pháp nghiêm khắc trường hợp vi phạm người lao động

Thứ tư, nhiều năm qua, hệ thống quy chuẩn, tiêu chuẩn kỹ thuật có liên quan đến an tồn thi công xây dựng ban hành, nhiên, chưa đầy đủ, chưa đồng bộ; nhiều quy chuẩn, tiêu chuẩn ban hành khơng cịn phù hợp với yêu cầu thực tế Ngay QCVN 18:2014/BXD - Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia an toàn xây dựng cần rà soát, sửa đổi, bổ sung [8]

Thứ năm, công tác quản lý nhà nước an toàn lao động Bộ, ngành, địa phương theo phân cấp thời gian qua có chuyển biến, hiệu Tuy nhiên, đánh giá thực chất thật chưa đáp ứng yêu cầu, phối hợp quan chưa chặt chẽ, đồng bộ; lực quan giao quản lý an toàn lao động từ trung ương đến đến địa phương thực tế mỏng, số chưa đáp ứng yêu cầu, công tác hậu kiểm chưa thường xuyên

Thứ sáu, cơng tác kiểm định kỹ thuật an tồn lao động số tổ chức số máy, thiết bị có yêu cầu nghiêm ngặt sử dụng thi công xây dựng thời gian qua chưa nghiêm túc, có tình trạng thiết bị vừa kiểm định xong không đảm bảo yêu cầu an tồn, cơng tác hậu kiểm việc khắc phục tồn theo kết kiểm tra đánh giá, kiểm tra việc thực theo yêu cầu kiểm định chưa thường xuyên, đặc biệt số thiết bị có thời gian sử dụng q trình thi công xây dựng dẫn đến số máy, thiết bị chưa đảm bảo yêu cầu an toàn cho trình sử dụng

Thứ bảy, mức xử phạt vi phạm lĩnh vực an toàn lao động nhẹ chưa đủ sức răn đe chủ đầu tư nhà thầu thi công xây dựng

Số liệu thống kê nguyên nhân gây an tồn thi cơng xây dựng nêu cho thấy, số vụ tai nạn lao động thiệt hại người có giảm hoạt động thi cơng xây dựng cơng trình hoạt động có nguy cao an tồn lao động, tỷ lệ tai nạn lao động ngành xây dựng giảm không rõ nguyên nhân chiếm tỷ lệ cao ngành, nghề khác Do đó, quan quản lý nhà nước xây dựng, lao động, chủ thể tham gia hoạt động xây dựng cần phải tiếp tục có giải pháp cơ, đồng để tiếp tục giảm thiểu tối đa cố an tồn thi cơng xây dựng cơng trình

2 Một số quy định cơng tác quản lý an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình

Trước tình hình nêu trên, Bộ Xây dựng tập trung rà soát, đồng thời phối hợp với Bộ, ngành có liên quan trình

cấp có thẩm quyền ban hành ban hành theo thẩm quyền văn quy phạm pháp luật liên quan đến công tác quản lý an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình (Luật Xây dựng năm 2014, Luật An tồn, 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 sách nghiên cứu, ban hành theo hướng đổi mới, chủ động phòng ngừa, làm rõ nội dung quản lý an toàn lao động chủ thể tham gia hoạt động xây dựng, quan chuyên môn xây dựng, đa dạng hố nguồn lực xã hội thực cơng tác an toàn lao động, cụ thể sau:

2.1 Về trách nhiệm 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 an tồn lao động trước thi cơng xây dựng cơng trình Kế hoạch gồm nhiều nội dung như: sách quản lý an tồn lao động; tổ chức phận quản lý an tồn lao động; trách nhiệm bên có liên quan; quy định tổ chức huấn luyện an tồn lao động; quy định chu trình làm việc đảm bảo an toàn lao động; hướng dẫn kỹ thuật an toàn lao động; tổ chức mặt cơng trường; quy định quản lý an tồn lao động dụng cụ, phương tiện bảo vệ cá nhân; quản lý sức khỏe môi trường lao động; ứng phó với tình khẩn cấp; hệ thống theo dõi, báo cáo cơng tác quản lý an tồn lao động định kỳ, đột xuất; phụ lục, biểu mẫu, hình ảnh kèm theo để thực Đây kết sản phẩm Dự án tăng cường lực dự tồn chi phí, quản lý hợp đồng, chất lượng an toàn dự án đầu tư xây dưng JICA hỗ trợ thực [9]

Tổ chức lập thiết kế biện pháp kỹ thuật đảm bảo an tồn chi tiết cho người, cơng trình, hạng mục cơng trình thi cơng cơng trình lân cận, trình chủ đầu tư chấp thuận trước thi cơng cơng việc xây dựng có nguy an toàn lao động cao quy định Quy chuẩn an toàn xây dựng

2.2 Về trách nhiệm chủ đầu tư

Chấp thuận kế hoạch tổng hợp an toàn lao động nhà thầu lập; tổ chức phối hợp nhà thầu để thực quản lý an tồn lao động cơng trường;

Phân định trách nhiệm quản lý an tồn lao động thơng 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) trường hợp thuê nhà thầu tư vấn quản lý dự án, nhà thầu giám sát thi cơng xây dựng cơng trình;

Phân định trách nhiệm quản lý an tồn lao động thơng qua hợp đồng xây dựng (giữa chủ đầu tư tổng thầu) trường hợp hợp áp dụng loại hợp đồng tổng thầu thiết kế - cung cấp thiết bị công nghệ - thi cơng xây dựng cơng trình (EPC) hợp đồng chìa khóa trao tay

2.3 Về kiểm tra cơng tác quản lý an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình quan chun mơn xây dựng

Đối với cơng trình xây dựng phải kiểm tra công tác nghiệm thu q trình thi cơng xây dựng kiểm tra hồn thành thi cơng xây dựng, quan chun mơn xây dựng theo thẩm quyền kiểm tra đồng thời an toàn lao động kiểm tra theo kế hoạch định kỳ kiểm tra đột xuất cần thiết

2.4 Về chi phí thực đảm bảo an toàn lao động

Quy định nguyên tắc xác định phí thực đảm bảo an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình Chi phí phải dự tính giá gói thầu, nhà thầu khơng giảm bớt chi phí q trình đấu thầu Đây nội dung quan trọng để đảm bảo cho công tác quản lý an tồn thi cơng xây dựng, nội dung cần chủ thể tham gia hoạt động xây dựng lưu ý tính đúng, tính đủ q trình lập, phê duyệt dự tốn giá gói thầu

2.5 Về kiểm định kỹ thuật an toàn lao động máy, thiết bị, vật tư có yêu cầu nghiêm ngặt an toàn lao động sử dụng thi công xây dựng

Thông tư quy định đầy đủ 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 đơn vị thực huấn luyện, bồi dưỡng nghiệp vụ kiểm định kỹ thuật an toàn lao động; quy định hình thức, nội dung mã số Giấy chứng nhận đủ điều kiện hoạt động kiểm định kỹ thuật an toàn lao động chứng kiểm định viên; đăng tải thông tin trang thông tin tổ chức, kiểm định viên thực kiểm định kỹ thuật an tồn lao động trang thơng tin điện tử Bộ Xây dựng

2.6 Về khai báo, điều tra, báo cáo cố kỹ thuật gây an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình

Phân biệt cố cơng trình cố sập đổ máy, thiết bị, vật tư sử dụng thi cơng xây dựng từ quy định trình tự, thẩm quyền giải cố theo loại, tránh chồng chéo giải tai nạn lao động, cố gây an tồn lao động Cụ thể, cố cơng trình thực báo cáo, giám định, giải theo quy định Nghị định 46/2015/NĐ-CP quản lý chất lượng bảo trì cơng trình xây dựng; cố sập đổ máy, thiết bị, vật tư thực khai báo, điều tra, giải theo quy định Thông tư 04/2017/TT-BXD quy định quản lý an toàn lao động thi cơng xây dựng cơng trình; tai nạn lao động thi công xây dựng thực khai báo, điều tra theo quy định pháp luật lao động

3 Một số giải pháp cần triển khai thực giai đoạn tiếp theo

Để tiếp tục đổi mới, tăng cường công tác quản lý, đảm bảo an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình, cần triển khai đồng có hiệu số giải pháp sau:

3.1 Về phía Bộ Xây dựng

a) Xây dựng, phổ biến, tuyên tuyền pháp luật an tồn thi cơng xây dựng

Tiếp tục xây dựng hoàn thiện văn quy phạm pháp luật cơng tác an tồn lao động thi công xây dựng phù hợp với tình hình thực tế yêu cầu hội nhập quốc tế, đảm bảo đủ sở pháp lý cho q trình thực hiện; tăng cường cơng tác phổ biến, tập huấn, hướng dẫn việc thực quy định pháp luật an tồn thi cơng xây dựng; tổ chức hội thảo chuyên đề để tun truyền, phổ biến cơng tác an tồn lao động thi công xây dựng cho chủ thể tham gia hoạt động xây dựng nhận thức tầm quan trọng cơng tác an tồn lao động để chủ động tự giác thực có hiệu

b) Rà soát hệ thống quy chuẩn kỹ thuật, tiêu chuẩn quốc gia Bộ Xây dựng rà soát hệ thống quy chuẩn kỹ thuật, tiêu chuẩn quốc gia liên quan đến cơng tác an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình để kịp thời điều chỉnh, bổ sung, tập trung vào số nội dung sau:

- Đối tượng rà sốt tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia liên quan đến an toàn việc lập biện pháp tổ chức thi cơng xây dựng cơng trình xây dựng (bao gồm trực tiếp gián tiếp); tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia liên quan đến an toàn máy, thiết bị vật tư có u cầu nghiêm ngặt an tồn lao động sử dụng thi cơng xây dựng cơng trình

Hình Sập giàn giáo Dự án Mapletree Business Centre, Tp Hồ Chí Minh

chuẩn,quy chuẩn kỹ thuật quốc gia; yêu cầu thiết phát triển công nghệ, sản xuất, hội nhập quốc tế; thay đổi thẩm quyền ban hành đề xuất bổ sung tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia an toàn xây dựng

- Lập danh mục tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia giữ nguyên; tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia cần sửa đổi bổ sung; tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia cần xây dựng gộp lại thành Bộ tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia Kèm theo kế hoạch lộ trình ban hành tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật

c) Đánh giá thực trạng vấn đề liên quan đến giàn giáo sử dụng thi cơng xây dựng cơng trình đề xuất giải pháp giảm thiểu tối đa cố an tồn giàn giáo thi cơng xây dựng cơng trình (do giàn giáo chiếm tỷ lệ an tồn lao động cao, xảy sập, đổ giàn giáo thường để lại hậu lớn người tài sản) Đồng thời rà soát, đánh giá nội dung tiêu chuẩn, quy chuẩn kỹ thuật quốc gia liên quan đến giàn giáo sử dụng thi công xây dựng cơng trình; xây dựng tài liệu hướng dẫn kỹ thuật liên quan đến công tác thiết kế, lắp dựng, thử tải, tháo dỡ, bảo quản vận chuyển giàn giáo; xây dựng chương trình khung đào tạo an tồn thi cơng xây dựng cơng trình cho kỹ sư xây dựng, công nhân kỹ thuật đối tượng có liên quan; xem xét sớm sửa đổi, bổ sung QCVN 18:2014/BXD - Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia an toàn xây dựng

d) Xây dựng, ban hành quy trình kiểm định kỹ thuật an tồn hướng dẫn, kiểm tra hoạt động kiểm định máy, thiết bị, vật tư có yêu cầu nghiêm ngặt an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình

đ) Xây dựng chế hỗ trợ, khuyến khích chủ đầu tư, nhà thầu thi công xây dựng việc đầu tư trang thiết bị, áp dụng cơng nghệ thi cơng tiên tiến có khả đảm bảo an toàn lao động cao thi cơng xây dựng

e) Có giải pháp hỗ trợ, ưu đãi nhằm thu hút học sinh học nghề xây dựng trường đào tạo công nhân xây dựng để đào tạo, cung cấp lực lượng lao động có tay nghề tốt cho cơng trình xây dựng Giải pháp đảm bảo bền vững cho ngành xây dựng trình hoạt động trước mắt lâu dài

g) Tăng cường công tác kiểm tra, giám sát quan quản lý nhà nước chủ đầu tư nhà thầu tham gia xây dựng cơng trình Ngồi việc phát tồn có nguy an tồn u cầu chủ đầu tư phải tổ chức khắc phục, cần phải thực xử lý nghiêm, kịp thời, phù hợp quy định pháp luật tổ chức, cá nhân vi phạm để tồn không tái diễn

3.2 Về phía UBND tỉnh, thành phố trực thuộc Trung ương

a) Chỉ đạo quan chuyên môn UBND cấp huyện

tổ chức triển khai toàn diện, nghiêm túc quy định pháp luật an toàn xây dựng

b) Kịp thời ban hành văn hướng dẫn, kiểm tra, xử lý vi phạm pháp luật an toàn lao động xây dựng địa phương

c) Hướng dẫn việc xây dựng quy chế phối hợp công tác kiểm tra, tra an tồn lao động thi cơng xây dựng Sở Xây dựng với quan chức địa phương

d) Hướng dẫn việc quy định rõ chức năng, nhiệm vụ, quyền hạn quản lý ATLĐ thi công xây dựng quan chuyên môn xây dựng phù hợp với quy định pháp luật quy định Thông tư liên tịch số 07/2015/TTLT-BXD-BNV ngày 16/11/2015 Bộ Xây dựng Bộ Nội vụ hướng dẫn chức năng, nhiệm vụ, quyền hạn cấu tổ chức quan chuyên môn thuộc UBND xây dựng ý số nội dung sau: Giao cho Sở Xây dựng chủ trì, phối hợp với quan liên quan tổ chức hướng dẫn, kiểm tra công tác ATLĐ thi công xây dựng địa phương; bổ sung biên chế có điều chỉnh phân cơng phù hợp để Sở Xây dựng có cán thực chức quản lý công tác ATLĐ theo quy định pháp luật xây dựng

3.3 Về phía chủ thể tham gia hoạt động thi công xây dựng

a) Thực nghiêm túc, đầy đủ quy định pháp luật an toàn thi công xây dựng Chỉ thị số 02/2017/ CT-BXD ngày 20/6/2017 Bộ trưởng Bộ Xây dựng việc đổi mới, tăng cường cơng tác đảm bảo an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình; tiếp tục tập trung triển khai biện pháp toàn diện liệt nhằm thực có hiệu công tác quản lý ATLĐ

b) Tiếp tục rà sốt kiện tồn máy tổ chức làm cơng tác ATLĐ, tăng cường kiểm tra cấp công tác ATLĐ thi cơng xây dựng Nâng cao vai trị công tác quản lý, giám sát ATLĐ thi công xây dựng chủ thể tham gia hoạt động xây dựng

c) Tiếp tục rà soát, bổ sung, hồn thiện quy trình, quy định an toàn, hướng dẫn đơn vị biên soạn, sửa đổi, bổ sung quy trình, quy định chi tiết cho cơng việc có nguy ATLĐ đảm bảo đơn giản, dễ hiểu cho người công nhân trực tiếp thực

d) Tăng cường công tác bồi dưỡng, đào tạo, huấn luyện ATLĐ người lao động

đ) Nâng cao chất lượng dụng cụ, trang thiết bị an toàn, dụng cụ phục vụ sản xuất, giải nhanh cố ATLĐ thi công xây dựng./

Tài liệu tham khảo

1 Luật Xây dựng số 50/2014/QH13 ngày 18/6/2014.

2 Nghị định 46/2015/NĐ-CP Về quản lý chất lượng bảo trì cơng 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 số điều

của luật an toàn, vệ sinh lao động.

6 Nghị định 44/2016/NĐ-CP Quy định chi tiết số điều luật an toàn, vệ sinh lao động hoạt động kiểm định kỹ thuật an toàn lao động, huấn luyện an tồn, vệ sinh lao động quan trắc mơi trường lao động.

7 Thông tư số 04/2017/TT-BXD ngày 30 tháng năm 2017 Bộ Xây dựng quy định cơng tác quản lý an tồn lao động thi cơng xây dựng cơng trình.

8 QCVN 18:2014/BXD (2014) Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia -An toàn xây dựng, Nhà xuất Xây dựng, Hà Nội.

9 Thơng báo tình hình tai nạn lao động năm 2014, 2015, 2016 của Bộ LĐTBXH.

10 Sổ tay an toàn vệ sinh lao động xây dựng Các tình huống tai nạn hướng dẫn phòng ngừa tai nạn xây dựng (Jica).

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

Testing the quality of GPS data for building works

Bùi Thị Hồng Thắm

Tóm tắt

Trong thực tế xử lý số liệu đo GPS, có những tệp số liệu đo không xử lý xử lý song chất lượng thành chưa đạt độ xác u cầu mà khơng rõ nguyên nhân Điều gây nhiều khó khăn chun mơn kinh phí, đặc biệt cho nhiệm vụ yêu cầu độ xác cao lưới GNSS quốc gia, lưới nghiên cứu chuyển dịch đại vỏ Trái Đất, lưới quan trắc chuyển dịch cơng trình,…Trong nghiên cứu này, số liệu đo GPS khu vực tỉnh Long An Hòa Lạc, Hà Nội kiểm tra chất lượng phần mềm Teqc Qua trình phân tích kết quả, vấn đề đồng hồ máy thu, tầng điện ly, độ thơng thống điểm đo nhận định Từ đó, người sử dụng có giải pháp tối ưu đáp ứng cho mục đích sử dụng.

Từ khóa: GPS, số liệu đo GPS, Teqc

Abstract

In 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 Môi trường Hà Nội Email: buitham.tnmt@gmail.com

1 Tổng quan

Ngay từ đời, công nghệ GNSS ứng dụng rộng rãi nhiều lĩnh vực Với ưu điểm hẳn phương pháp truyền thống, công nghệ GNSS triển khai việc thiết lập lưới khống chế Nhà nước, lưới nghiên cứu chuyển dịch, lưới khống chế phục vụ cho thiết kế xây dựng cơng trình,…

Kiểm tra chất lượng trình đánh giá chất lượng số liệu đo Chất lượng số liệu GNSS phụ thuộc vào nhiều yếu tố máy thu, vị trí anten, mơi trường khí quyển, tín hiệu vệ tinh,… nên việc kiểm tra chất lượng số liệu chủ yếu dựa tiêu liên quan tới thông số Từ việc đánh giá chất lượng số liệu đo GNSS, người sử dụng có giải pháp tối ưu đáp ứng cho mục đích sử dụng trường hợp cụ thể

Trên trường quốc tế, sau quan trắc kết thúc ca đo, số liệu kiểm tra chất lượng Để giải vấn đề người ta sử dụng phần mềm Teqc nhóm chuyên gia UNAVCO (University NAVSTAR Consortium) Mục tiêu bao trùm phần mềm phân tích số liệu đo đưa tiêu định lượng nhằm đánh giá ảnh hưởng 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 GPS nói riêng, việc đánh giá chất lượng số liệu chia làm phần: phần trước đưa số liệu vào tính tốn bình sai sau tính tốn bình sai Trong thực tế xử lý số liệu GNSS nước ta, việc đánh giá chất lượng lưới sau tính tốn bình sai trọng, điều cụ thể hóa quy định kỹ thuật lưới phục vụ cho mục đích lưới GPS địa chính, lưới GPS cơng trình,… thể qua tiêu đánh giá độ xác sai số trung phương đơn vị trọng số, sai số trung phương vị trí điểm yếu lưới, sai số độ cao điểm yếu lưới sau bình sai, sai số trung phương tương đối chiều dài cạnh yếu lưới,… Tuy nhiên, việc đánh giá chất lượng số liệu đo đạc GPS trước đưa vào tính tốn bình sai chưa thực quan tâm mức nước ta Số liệu đo GPS thông thường sau đo đạc trút vào máy tính để tính tốn bình sai lưới mà chưa qua kiểm tra chất lượng số liệu Tồn điều số liệu đo GPS đạt yêu cầu, lưới nhiều trị đo nên trường hợp trình xử lý số liệu trị đo không đạt yêu cầu cắt bỏ Tuy nhiên thực tế cho thấy, có tệp số liệu đo khơng xử lý xử lý song chất lượng thành chưa đạt yêu cầu dẫn đến việc phải đo lại hay đo bổ sung gây khó khăn chun mơn tốn mặt kinh tế

Qua việc phân tích nêu cho thấy, việc đánh giá chất lượng số liệu GNSS trước bình sai nói chung hướng chun sâu chưa quan tâm nhiều nước ta Việc ứng dụng phương pháp giới cho số liệu Việt Nam thực phương án tiếp cận, tiên tiến hiệu Vì vậy, nghiên cứu này, số liệu GPS cơng trình Long An thu máy thu GPS tần số cơng trình Hòa Lạc, Hà Nội thu máy thu GPS tần số đánh giá chất lượng phần mềm Teqc Từ việc phân tích số liệu đo phần mềm thừa nhận trường quốc tế cho ta kết đánh giá chất lượng số liệu cách định lượng Từ việc so sánh kết nhận với hạn sai quy định tương ứng với loại tiêu chuẩn để đưa nhận định chất lượng số liệu GPS đo đạc

2 Khái quát sai số định vị vệ tinh phần mềm đánh giá kiểm tra chất lượng số liệu đo GPS

2.1 Sai số định vị vệ tinh

hồ máy thu, sai số lệch tâm pha ăng ten sai số không ổn định phần cứng máy thu)

Mặc dù trình thu tín hiệu vệ tinh, người sử dụng dùng biện pháp khác nhằm loại trừ hay hạn chế nguồn sai số kiểm tra máy thu trang thiết bị trước đo, sử dụng máy thu có ăng ten gồm vịng xốy trịn (choke-ring), hay bố trí điểm đo xa vật dễ phản xạ tín hiệu nhằm giảm thiểu ảnh hưởng đa đường dẫn,… Tuy nhiên, nguồn sai số loại trừ hết tệp số liệu đo GNSS

2.2 Phần mềm Teqc

Teqc phần mềm nhằm giải vấn đề xử lý số liệu GNSS nói chung GPS nói riêng Teqc cho phép người dùng thực công việc: Chuyển đổi liệu tệp có định dạng nhị phân từ máy thu GNSS sang tệp liệu đo hay đạo hàng có định dạng chuẩn RINEX; Kiểm tra tệp RINEX; Sửa chữa, biên tập tiêu đề có tệp RINEX sửa chữa, biên tập kết đầu rệp RINEX; Kiểm tra chất lượng giá trị tệp RINEX quan trắc với việc có khơng có tệp RINEX đạo hàng lịch vệ tinh (kiểm tra chất lượng (qc) rút gọn; Teqc không sử dụng thông tin định vị vệ tinh); Kiểm tra chất lượng giá trị tệp RINEX quan trắc tệp sử dụng liệu lịch vệ tinh tệp RINEX đạo hàng (kiểm tra chất lượng (qc) đầy đủ; Teqc sử dụng thông tin định vị vệ tinh); Cắt ghép nối hai nhiều tệp RINEX; Tạo tệp RINEX với khoảng thời gian thu tín hiệu dài khoảng từ giây đến 30 giây

Các chế độ hoạt động nêu thực độc lập phối hợp với chế độ hoạt động khác Sử

liệu thường làm việc với phần mềm Teqc liệu dạng RINEX Teqc phần mềm miễn phí UNAVCO Để sử dụng phần mềm này, người sử dụng cần download tệp cài đặt từ trang web tổ chức (http://www.unavco org/)

2.3 Giải thích kết QC

Q trình chạy phần mềm Teqc tệp liệu dạng RINEX cho kết tệp liệu tổng hợp có phần tên tệp tên tệp liệu đầu vào, phần mở rộng tệp có định dạng.**S Để có nhận xét xác đáng chất lượng số liệu đo, trước tiên cần phải hiểu ý nghĩa thơng tin trình bày tệp tổng hợp Tệp tổng hợp gồm phần phần đồ thị phần thông báo tổng hợp

2.3.1 Phần đồ thị (ASCII time plot)

Phần đồ thị biểu thị tiêu chất lượng tín hiệu thu vệ tinh theo thời gian với ký hiệu (symbol) Đồ thị biểu thị chất lượng tín hiệu vệ tinh thời gian 12 phút thu tín hiệu Phía đồ thị chia thành khoảng thời gian nhãn cột có số vệ tinh Phần dùng đồ thị ASCII biểu thị thời gian bắt đầu thời gian kết thúc ca đo Từ đồ thị cho thấy, vệ tinh thu tín hiệu tệp số liệu đo vệ tinh 15, 29, 27, 21, 18, 12, 14, 25, 9, 22 31

Một số ký hiệu đồ thị 2.1 có ý nghĩa:

- o có ý nghĩa thu tín hiệu vệ tinh GPS với L1, L2, P2 chí C/A P1 Chất lượng thu tín hiệu tốt cho mã pha sóng tải

- Dịng Obs, ký hiệu thể số lượng vệ tinh

Bảng Đồ thị ASCII time plot 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 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

diện cho số từ 10 trở lên

- Dòng Clk thể đồng hồ máy thu thời điểm quan sát Ký hiệu – + có nghĩa thiết lập lại đồng hồ máy thu thời gian quan sát

2.3.2 Phần thông báo tổng hợp (Summary Report) Phần bao gồm thông số liên quan tới tệp số liệu, thông số điều khiển đầu vào tiêu mà QC (quality checking) tính 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 phần thơng báo tổng hợp có dạng sau:

2.3.3 Một số tiêu quan trọng đánh giá chất lượng tệp số liệu đo

- Tổ hợp tuyến tính L1 L2 Mp1 Mp2 chứa khúc xạ đa phương phần nhiễu máy thu Khúc xạ đa

có chu kỳ dài nhiễu máy thu lặp lại theo ngày Theo [5], giá trị Mp1 Mp2 phải nhỏ giá trị hạn sai cho phép tương ứng 0.699214 m 0.550381 m

- Thời gian chỉnh lại đồng hồ máy thu (avg time between resets) khoảng thời gian hai thời điểm chỉnh lại đồng hồ Đồng hồ xác, sai số nhỏ thời gian chỉnh lại đồng hồ lớn ngược lại Thời gian chỉnh lại đồng hồ máy thu theo [5] 10 giây

- Tỉ số trị đo trượt điện ly o/s Số trượt điện ly có tầm quan trọng so với tồn số trượt tín hiệu có chúng xuất số liệu đo pha Tỷ số trị đo so với trượt điện ly thơng thường có giá trị khoảng vài trăm [5]

3 Dữ liệu kết thực nghiệm

3.1 Dữ liệu thực nghiệm

Bảng Một số tiêu cơng trình Long An

Mã máy

thu

Ngày tháng điểmTên

Chỉ tiêu

Mã máy

thu

Ngày tháng điểmTên

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 1.12 121

30.3 CT331 0.57 0.64 70 11.90 30.3 CT358 0.65 0.60 503

30.3 CT360 0.26 0.35 2014 11.42 30.3 CT361 1.02 1.13 321

31.3 CT353 0.43 0.48 668 13.25 31.3 CT340 0.42 0.41 8088

31.3 CT348 0.36 0.59 410 12.04 31.3 CT347 0.48 0.48 20860

31.3 CT342 0.30 0.38 2073 12.55 31.3 CT332 0.61 0.59 3124

31.3 CT334 0.31 0.41 1988 12.90 31.3 CT338 0.53 0.51 8467

31.3 CT336 0.33 0.45 1082 11.04 31.3 CT325 0.53 0.53 3765

31.3 CT323 0.29 0.44 1541 11.72 1.4 CT364 0.70 0.71 4488

1.4 657466 0.37 0.55 885 12.25 1.4 CT351 0.81 0.88 1007

1.4 CT339 0.36 0.51 568 14.69 1.4 CT346 0.71 0.71 1526

1.4 CT344 0.41 0.62 1062 11.67 1.4 657571 1.01 1.05 3498

1.4 CT350 0.25 0.33 1938 11.00 1.4 CT355 0.84 0.93 1266

1.4 CT331 0.43 0.51 414 12.35 1.4 CT324 0.65 0.64 5330

1.4 CT325 0.29 0.38 2496 12.58 30.3 CT365 0.76 0.89 227

30.3 CT360 0.44 0.44 14814 30.3 CT357 0.93 0.85 712

30.3 CT359 0.54 0.58 1393 30.3 CT327 0.35 0.41 972

30.3 CT355 0.80 0.92 1288 30.3 CT352 0.71 0.75 957

31.3 CT341 0.82 0.91 151 31.3 CT352 0.58 0.59 5565

31.3 CT350 0.50 0.51 8177 31.3 CT349 0.73 0.73 822

31.3 CT345 0.42 0.43 1715 31.3 CT343 0.71 0.67 3153

31.3 CT335 0.32 0.34 17720 31.3 CT326 0.80 0.78 2812

31.3 CT353 0.60 0.58 5468 1.4 CT365 0.61 0.66 2167

1.4 CT360 0.45 0.49 4579 1.4 CT350 0.51 0.49 4290

1.4 CT341 0.46 0.49 2037 1.4 CT347 0.50 0.57 2506

1.4 CT340 0.50 0.53 2435 1.4 CT348 0.43 0.46 5662

1.4 CT345 0.43 0.48 4490 1.4 CT356 1.04 0.91 415

1.4 CT345 0.36 0.34 1824 1.4 658442 0.44 0.46 6517

220402026 8QABRXGPSE8 Inf minute

Inf minute

Inf minute

Việc đánh giá chất lượng số liệu thực cơng trình khu vực Long An Hịa Lạc, Hà Nội

- Đối với cơng trình Long An: Dữ liệu thực nghiệm 56 tệp số liệu đo lưới khống chế GPS phục vụ cho việc thành lập đồ địa hình tỉnh Long An nhằm đáp ứng việc thiết kế, khảo sát cơng trình khu vực Các tệp liệu thu máy thu GPS hai tần số Topcon vào ngày 30, 31 tháng ngày 01 tháng năm 2011

- Đối với cơng trình Hịa Lạc, Hà Nội: Dữ liệu thực nghiệm tệp số liệu đo lưới GPS phục vụ cho việc xây dựng cơng trình khu vực Hịa Lạc có dạng *.dat, Các tệp liệu thu máy thu TRIMBLE R3 tần số vào ngày 04 tháng 12 năm 2016

Vì phần mềm Teqc xử lý tệp RINEX nên tệp số liệu đo chuyển đổi định dạng sang tệp RINEX

3.2 Kết thưc nghiệm

Sử dụng phần mềm Teqc nhằm tạo tệp thể chất lượng số liệu đo Ví dụ câu lệnh sử dụng tệp số liệu đo 20260890.11o có dạng sau:

Teqc +qc 20260890.11o

Ấn phím enter để kết kết thúc lệnh Kết trình chạy phần mềm tạo tệp thể chất lượng số liệu đo tương ứng với tệp số liệu đo, tệp có dạng tên_tệp_ số_liệu_đo.**S

Qua q trình xử lý số liệu, 56 tệp (*.11S) cơng trình Long An thể chất lượng số liệu đo tạo Tuy nhiên cơng trình Hịa Lạc, Hà Nội số 24 tệp số liệu đo có 23 tệp thể chất lượng số liệu đo (*.16S) tạo ra, tệp số liệu chương trình báo lỗi khơng chạy kết quả, cụ thể sau:

Dịng thơng báo hình cho biết thời gian thu tín hiệu vệ tinh bị lỗi dịng bị lỗi tín hiệu tệp số liệu 52363391.obs Mở tệp số liệu tìm đến dịng 311 thơng báo ta thấy sau:

Qua hình cho thấy, tệp số liệu 52363391.obs bị lỗi q trình thu tín hiệu Vì tệp số liệu cần phải loại bỏ xử lý phần bị lỗi trước đưa vào tính tốn bình sai

Trên sở tệp *.11S cơng trình Long An *.16S cơng trình Hịa Lạc tạo ra, số tiêu quan trọng nhằm đánh giá chất lượng số liệu đo cơng

trình thống kê bảng

Vì cơng trình Hịa Lạc, Hà Nội máy thu sử dụng máy GPS tần số, việc đánh giá chất lượng số liệu thực chất lượng đồng hồ máy thu Vì vậy, giá trị thống kê bảng

3.3 Nhận xét

Từ kết thống kê bảng nêu phân tích tệp liệu thu sở giải thích ký hiệu tiêu trí trình bày mục 2, ta có số nhận xét:

* Đối với cơng trình Long An

- Chất lượng đồng hồ máy thu 8PK7VKG4TTS, 8QABRXGPSE8 8RL3GYWVDVK tốt điều thể qua dịng thơng báo Inf minute thời gian chỉnh lại đồng hồ máy thu (avg time between resets) Với máy thu 220402026, thời gia chỉnh lại đồng hồ máy lớn 10 phút, điều chứng tỏ máy thu có đồng hồ ổn định, đảm bảo yêu cầu trình thu nhận tín hiệu GNSS

- Thơng qua tỷ số trượt điện ly nhỏ giá trị lý thuyết cho thấy tầng điện ly hoạt động tương đối thấp đối điểm CT362, CT331 CT354 vào ngày 30 tháng 3, điểm CT341 vào ngày 31 tháng

- Khúc xạ đa phương sóng L1 L2 điểm có giá trị khơng đồng Tại điểm CT362, CT331, CT348, CT344, CT354, CT358, CT36, CT332, CT364, CT351, CT346, 657571, CT355, CT324, CT365, CT357, CT352, CT352, CT349, CT343, CT326 giá trị khúc xạ đa phương lớn hạn sai cho phép Trong điểm nêu trên, điểm CT355, CT341, CT354, CT361, CT351, 657571, CT326 CT356 có giá trị lớn Điều chứng tỏ thời tiết chưa thật thuận lợi vào thời điểm thu tín hiệu, điểm chưa thực thơng thống, tầng điện ly hoạt động mạnh bình thường

- Với tất ghi việc xem xét chi tiết đồ thị cho thấy thời tiết thời điểm thu tín hiệu vệ tinh chưa thực thuận lợi số liệu đo điểm ca đo đạt độ đồng chất lượng Số liệu đo đưa vào để xử lý bước

* Đối với cơng trình Hòa Lạc, Hà Nội

- Lưới GPS Hòa Lạc có tổng số 24 tệp số liệu

Bảng Một số tiêu công trình Hịa Lạc

Tên điểm Mã máy thu Thời gian hiệu chỉnh Tên điểm Mã máy thu Thời gian hiệu chỉnh

DC9

4921172548

78.250 GPS

4724115776

49.125

DC12 70.750 DCI3 29.083

DC10 71.250 DC5 30.875

DC10 74.000 GPS18 37.875

DC7

5009417582

Inf minute 104556

4611106487 20.917

DC1-1 75.750 DCI_5 23.096

DC1-8 Inf minute DC I-2

4618107429

30.617

104484 77.000 DCI-5 39.292

GPS3

4722115535

26.437 DC1-5 41.167

DC11-10 21.406 DC17

4618107440

20.104

DC1-6 25.667 DCI-7 16.650

bị lỗi Tệp 52363391.16S không tạo sau trình chạy phần mềm đánh giá chất lượng số liệu đo tệp số liệu 52363391.obs

- Chất lượng đồng hồ máy thu lưới tốt Điều thể qua thời gia chỉnh lại đồng hồ máy lớn 10 phút Các máy thu GPS có đồng hồ ổn định, đảm bảo yêu cầu trình thu nhận tín hiệu GPS

4 Kết luận

Từ kết phân tích đánh giá số liệu thực nghiệm, số kết luận rút sau:

- 56 tệp số liệu đo GPS lưới Long An 24 tệp số liệu đo lưới Hòa Lạc, Hà Nội kiểm tra chất lượng số liệu đo Quá trình kiểm tra chất lượng số liệu đo thực cách chặt chẽ phần mềm Teqc Tiêu chí để đánh giá chất lượng số liệu đo rõ ràng, tuân theo quy định

- Đối với lưới GPS Hòa Lạc, Hà Nội, tệp số liệu 52363391.obs bị lỗi trình thu tín hiệu Cần phải có biện pháp khắc phục vấn đề trước đưa tệp vào tính tốn bình sai lưới

- máy thu GPS đo lưới Long An máy thu GPS đo lưới Hịa

Lạc, Hà Nội có chất lượng đồng hồ máy thu tốt, đảm bảo yêu cầu phục vụ cho trình đo đạc thực địa

- Thời điểm đo lưới Long An thời tiết chưa thực tốt, tầng điện ly hoạt động tương đối thấp điểm CT362, CT331, CT354 CT341 Độ thơng thống điểm lưới nhìn chung chưa thực tốt Chất lượng số liệu đo lưới đồng

Như qua bước đầu đánh giá chất lượng số liệu lưới GPS Long An Hòa Lạc, Hà Nội cho thấy, đánh giá chất lượng số liệu đo GPS việc làm cần thiết trình xử lý số liệu đo Mặc dù đo đạc GPS xác nhiên thực tế cịn tồn nhiều vấn đề q trình thu số liệu Vì vậy, đánh giá chất lượng số liệu đo cần phải thực việc làm nên tiến hành trình đo đạc ngồi thực địa để từ định tối ưu kỹ thuật kinh tế

Ngày tín hiệu GNSS khơng có tín hiệu GPS mà cịn có tín hiệu hệ thống vệ tinh dẫn đường toàn cầu khác GLONASS, GALILEO, hệ thống vệ tinh dẫn đường khu vực SBAS,… Thêm vào đó, bên cạnh việc GNSS sử dụng cho mục đích xây dựng cơng trình, thành lập đồ,… Việt Nam, trạm tham chiếu hoạt

động liên tục GNSS CORS quốc gia (hoạt động 24 giờ/ngày ngày qua ngày khác) triển khai xây dựng nhằm đáp ứng nhu cầu phát triển thực tiễn xã hội phù hợp với xu phát triển giới Do cần có nghiên cứu, thực nghiệm đánh giá chất lượng số liệu đo GNSS trước đưa vào tính tốn bình sai nhiều hơn, đa dạng nhiều loại lưới để từ có khuyến nghị đưa vào tiêu chuẩn đo GNSS Việt Nam./

Tài liệu tham khảo

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 PGS.TS Đặng Nam Chinh, PGS.TS Đỗ Ngọc Đường, Định vị vệ tinh, Nhà xuất Khoa học kỹ thuật, 2012. 3 Bùi Thị Hồng Thắm, Giáo trình xử lý số liệu trắc địa nâng

cao, Trường Đại học Tài nguyên Môi trường Hà Nội, 2015.

4 UNAVCO, QC v3 Users Guide, 1994.

5 UNAVCO, Basics of Teqc Use and Teqc Products, 2014.

Hình Tệp kết chạy phần mềm Teqc 20260890.11S

Hình Tệp số liệu 52363391.obs

Khảo sát khả ứng dụng phương pháp Pelzer để đánh giá độ ổn định điểm khống chế sở trong quan trắc biến dạng cơng 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 tắt

Trong quan trắc biến dạng, vị trí điểm lưới quan trắc biến đổi theo thời gian, vậy phải tìm cách xác định tình trạng biến đổi của điểm lưới thông qua chu kỳ quan trắc Trong phân tích biến dạng, để đánh giá đúng chuyển dịch biến dạng công trình thơng qua điểm quan trắc ta cần dựa vào các điểm ổn định thuộc khống chế sở Do đó, xác định điểm lưới điểm ổn định điểm tương đối ổn định, điểm là điểm không ổn định việc làm cần thiết Phương pháp chênh lệch trung bình Pelzer nhà trắc địa người Đức đề xuất một phương pháp đánh giá sự ổn định mốc khống chế sở quan trắc biến dạng cơng trình thơng qua tốn kiểm định thống kê.

Từ khóa: Phương pháp Pelzer, Quan trắc biến dạng,

Đánh giá độ ổn định.

Abstract

In 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 Môi trường Hà Nội Email: lenhung.hunre@gmail.com

ThS Vũ Ngọc Quang

Trường ĐH Công nghệ giao thông Vận tải Email: quangvugeo@gmail.com

1 Cơ sở lý thuyết [1]

Trên giới, từ năm 70 kỷ 20, người ta liên tục đề xuất nhiều phương pháp phân tích độ ổn định điểm sở như: phương pháp phân tích tương quan (Karpenko), phương pháp phân tích dựa ngun tắc độ cao khơng đổi mốc ổn định lưới (Kostekhel), phương pháp dựa ngun tắc độ cao trung bình khơng đổi mốc lưới phương pháp chênh lệch trung bình nhà trắc địa người Đức Pelzer phương pháp tương đối điển hình

Phương pháp chênh lệch trung bình tiến hành qua hai bước chính: kiểm định chỉnh thể tìm điểm không ổn định (phương pháp thử) Phép kiểm định chỉnh thể tiến hành kiểm định tính trí đồ hình hai chu kỳ Nếu kiểm định chỉnh thể thơng qua, kết luận tất điểm sở ổn định Ngược lại, việc kiểm định chỉnh thể thấy chưa đạt cần phải tìm điểm khơng ổn định Phép tìm điểm khơng ổn định phép thử để loại trừ điểm không ổn định khỏi hệ thống lưới khống chế sở Quá trình tìm loại bỏ điểm khơng ổn định tính lặp đến loại bỏ hết điểm bị cho không ổn định khỏi hệ thống lưới khống chế sở Quy trình tính tốn thể sơ đồ khối (hình 1):

1.1 Kiểm định chỉnh thể

Dùng phép kiểm định F, lập lượng thống kê:

2

F θ

µ =

(1)

Với: θ trị ước lượng phương sai độ lệch, µ trị ước lượng chung phương sai trọng số đơn vị

Tại giả thiết gốc Ho lượng thống kê F tuân theo phân phối F với bậc tự

f ,

f∆X dùng biểu thức sau đây:

1

( ( X, ) o)

P F F> −α f∆ f H = α (2)

để kiểm định vị trí điểm có biến động hay khơng Mức α thường lấy 0,05 0,01; từ α f∆X, f tra bảng để phân vị F1−α(f∆X, )f

1.2 Tìm điểm khơng ổn định

Chia điểm lưới thành hai nhóm: F M Nhóm M nhóm điểm khơng ổn định, nhóm F có điểm khơng ổn định Tiến hành kiểm định tính trí đồ hình nhóm F để tìm điểm khơng ổn định nhóm F có Sắp xếp chia khối ∆X P, ∆X theo nhóm F, M sau:

( )

T T T

F M

X X X

∆ = ∆ ∆ (3)

FF FM

X

MF MM

P P

P

P P

∆

 

 

=  

 

 

  

 (4)

Trong đó: ΔX véc tơ nghiệm, PΔX ma trận trọng số

Tạo thành lượng thống kê kiểm định tính ổn định nhóm điểm F:

1

F

F θ

µ =

(5)

1 2( ,F 2)

F F f f> + f , nhóm F có điểm khơng ổn định

Thực việc tính lặp để nhặt tất điểm khơng ổn định từ nhóm F sang nhóm M đến kiểm định tính trí đồ hình nhóm F đạt u cầu dừng lại Q trình tính tốn thể sơ đồ khối hình

2 Tính toán thực nghiệm

Số liệu đo sau: Chu kỳ I

TT hi (m) Số trạm máy

1 0.4172

2 -0.3511

3 -0.0666

Chu kỳ II

TT hi (m) Số trạm máy

1 0.4162

2 -0.3502

3 -0.0664

Chu kỳ III

TT hi (m) Số trạm máy

1 0.4152

2 -0.3495

3 -0.0665

Số liệu quan trắc lún cơng trình Trung tâm thương mại dịch vụ trụ sở Tổng công ty thương mại Hà Nội văn phịng cho th, có địa 11B - Cát Linh - Đống Đa - Hà Nội Kết cấu nhà bê tơng cốt thép, móng cọc khoan nhồi Lưới gồm điểm khống chế, tạo thành vịng khép kín (hình 3)

2.1 Kết đánh giá độ ổn định theo phương pháp Pelzer

Chương trình xử lý số liệu đánh giá độ ổn định mốc khống chế sở viết ngơn ngữ lập trình Visual Basic

Người sử dụng nhập số liệu trực tiếp chương trình tính sau lưu file lại mở file có sẵn sau: File → Open → Tìm đường dẫn → Chọn file → Ấn

“OK” Sau nhập liệu đầu vào ấn nút “Danh gia” tổ hợp phím (Alt+D) để chạy chương trình Chương trình tính xong lên thơng báo “Đánh giá xong” ấn nút “OK”, kết xử lý số liệu thể giao diện chương trình tính hình

* Đánh giá độ ổn định chu kỳ II hình

→ Kết luận: Chu kỳ II tất điểm ổn định.

* Đánh giá độ ổn định chu kỳ III hình

→ Kết luận: Chu kỳ III, mốc khống chế sở không

ổn định

2.2 Khảo sát kết 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 điểm ổn định Chu

Hình Sơ đồ khối thể thuật tốn phương pháp Pelzer

Hình Sơ đồ khối thể thuật tốn bước tìm điểm khơng ổn định

Hình Kết đánh giá độ ổn định mốc khống chế sở

Hình Tệp kết đánh giá độ ổn định chu kỳ II

Hình Tệp kết đánh giá độ ổn định chu kỳ III Bảng Kết đánh giá độ ổn định chu kỳ

II III theo Trernhicov

Bảng Kết đánh giá độ ổn định chu kỳ II III theo Kostekhel

Bảng Kết đánh giá độ ổn định mốc khống chế cơ sở chu kỳ II

Bảng Kết đánh giá độ ổn định mốc khống chế cơ sở chu kỳ III

* Theo phương pháp Kostekhel:

Bảng 2: Kết đánh giá độ ổn định chu kỳ II III theo Kostekhel

Mốc khống chế sở chu kỳ III có │∆H│ > ∆S

→ Kết luận: Chu kỳ II tất điểm ổn định Chu

kỳ III, mốc khống chế sở không ổn định

Tài liệu tham khảo

1 Hồng Thanh Hưởng, Dỗn 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 Tống Thị Hạnh, Bài báo Phân tích dựa ngun tắc độ cao trung bình khơng đổi mốc lưới (Trernhicov).

3 Đào Xuân Lộc, Bài báo khảo sát phương pháp (Trernhicov), Tạp chí Khoa học cơng nghệ tập 6- tháng 12/2003.

4 Đào Xuân Lộc, Chu Mạnh Hùng, (2009), Phân tích dựa thuật tốn bình sai tự do, Tạp chí phát triển khoa học cơng nghệ tập 12 – số 18.

5 PGS TS Trần Khánh, TS Nguyễn Quang Phúc (2010), Quan trắc chuyển dịch biến dạng cơng trình, NXB Giao thơng 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 đánh giá độ ổn định mốc khống chế sở chu kỳ II

Bảng 4: Kết đánh giá độ ổn định mốc khống chế sở chu kỳ III

Qua khảo sát việc đánh giá độ ổn định mốc khống chế sở quan trắc biến dạng cơng trình theo phương pháp nêu đưa kết quả: chu kỳ II tất điểm ổn định, chu kỳ III có điểm khơng ổn định

3 Kết luận

Phương pháp chênh lệch trung bình (Pelzer) có sở lý luận chặt chẽ, ứng dụng lý thuyết kiểm nghiệm thống

kê để phân tích độ ổn định điểm lưới sở quan trắc chuyển dịch biến dạng cơng trình nên ứng dụng thực tế sản xuất Mặt khác phương pháp khắc phục số nhược điểm phương pháp vừa so sánh trên, ví dụ như: Tất mốc khống chế sở so sánh với tiêu chuẩn định, sử dụng mơ hình bình sai để đánh giá nên không tồn sai số mơ hình bình sai khác

Qua khảo sát với phương pháp khác Kostekhel, Trernhicov ứng dụng thuật tốn bình sai tự phần mềm DPSurvey cho kết tương đương nhau, khẳng định độ tin cậy cao phương pháp này./

Mơ hình móng bè cọc kích thước lớn

(tiếp theo trang 100)

4 Kết luận

Bài báo trình bày việc áp dụng phần mềm Plaxis 3D 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 Việc áp dụng phương pháp PTHH cần kết hợp với việc điều chỉnh thơng số tính tốn từ thí nghiệm trường để mơ làm việc tương tác đất cọc

Kết phân tích cho thấy, với móng bè cọc kích thước lớn, việc thay đổi chiều dài cọc khác theo phân bố tải trọng phát huy tối đa khả chịu lực

của hệ kết cấu móng cọc Giá trị hệ số phân bố tải trọng cho kho chứa than αr = 0.66 điều có nghĩa đất tiếp nhận 34% tổng tải trọng từ cơng trình Thực tế, độ lún hệ số phân bố tải trọng hệ móng bè cọc kiểm soát cách thay đổi số lượng, chiều dài mặt bố trí cọc

Phần mềm Plaxis 3D với điều kiện biên thông số nâng cao nên áp dụng việc phân tích kết cấu móng bè kích thước lớn chịu tác dụng tải trọng phân bố rộng./

Tài liệu tham khảo

1 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,

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.

Những yếu tố

tạo nên sống động phố trung tâm đô thị

Creating the Exciting Pedestrian Street in Urban Center - The Main Issues

Vũ An Khánh

Tóm tắt

Phát triển phố khu vực trung tâm đô thị giải pháp hiệu nhiều mặt hạn chế giao thông giới, giảm ô nhiễm khơng khí, khơi phục khơng khí thị truyền thống, tăng cường giao tiếp xã hội, tạo điều kiện cho người dân hưởng thụ văn hóa vui chơi, giải trí, thể thao ngồi trời Giải pháp góp phần bảo tồn giá trị quy hoạch kiến trúc đô thị thúc đẩy thương mại, du lịch. Bài viết trình bày yếu tố tạo nên tính sống động cho phố sở lý thuyết thực tiễn, từ nhận xét phố đi thí điểm khu vực hồ Hồn Kiếm đề xuất số hướng giải pháp.

Từ khóa: Phố bộ, sống động, trung tâm

đô thị, Hà Nội

Abstract

Pedestrial 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 Khánh

Khoa Kiến trúc, Phòng KHCN, Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội ĐT: 0913.316.455

Email: vuankhanh2010@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Chất lượng môi trường khu vực thị có tầm quan trọng đặc biệt Đó yếu tố xác định thị có phải nơi lành mạnh để sinh sống nuôi dạy hay không

Một vấn đề ảnh hưởng đến chất lượng môi trường sống đô thị giao thông đường Giao thông giới q tải làm cho chất lượng khơng khí suy giảm, gây tiếng ồn mức độ chấp nhận làm suy giảm ý thức cộng đồng địa phương Giao thông giới tải gây thiệt hại cho kinh tế làm tăng thời gian lưu thông làm chậm trễ công việc tắc nghẽn

Theo thống kê, hàng năm số lượng xe ô tô Châu Âu gia tăng ba triệu tổng lưu lượng giao thông đường khu vực đô thị tăng 40% khoảng thời gian từ năm 1995 tới năm 2030 Do vậy, quyền đô thị người dân cần phải xác định cách thức ứng phó với áp lực định đô thị họ tương lai Một lựa chọn cố gắng loại trừ ách tắc giao thông cách xây dựng thêm nhiều đường giá phải trả tài chính, xã hội mơi trường cao có tác dụng khoảng thời gian ngắn Ngày có nhiều quyền đô thị lựa chọn cách tiếp cận khác qua việc bàn thảo với người dân để đảm bảo họ tiếp cận hàng hóa dịch vụ cần thiết mà không phụ thuộc vào giao thông đường

Có nhiều kỹ thuật cách tiếp cận quản lý giao thông đô thị cần phát triển gói giải pháp để quản lý giao thông hiệu Một giải pháp phát triển phố khu vực trung tâm

2 Các yếu tố tạo nên sống động phố trung tâm đô thị

2.1 Kinh nghiệm tổ chức phố với phương thức tiếp cận đại

Ở số đô thị, nơi có đủ khơng gian để tổ chức giao thông phi giới tổ chức số phố phố hạn chế cho xe buýt, xe đạp taxi hoạt động mà không ảnh hưởng đến lượng không gian dành cho ô tô cá nhân Giải pháp cân nhắc áp dụng nơi tình trạng tắc nghẽn giao thơng giới không trầm trọng lượng không gian mà xe tư nhân chiếm chỗ không gây ảnh hưởng nhiều tới lưu lượng thông cao điểm

Tuy nhiên, thách thức hầu hết thị lớn tìm giải pháp tăng cơng suất sử dụng đường Người ta ngày nhận thấy cần ưu tiên cho hình thức giao thơng vận tải cơng cộng, sử dụng xe đạp

Copenhagen Đan Mạnh đô thị tiên phong thực thi sách nhiều năm đạt thành công lớn

Thách thức lớn đô thị khu vực đô thị giao thông bị tắc nghẽn, cao điểm Trong trường hợp này, giải pháp để có thêm khơng gian cho phương tiện giao thông bền vững lấy không gian phương tiện tư nhân 24/24 tạm thời số định Lấy không gian phương tiện giao thông cá nhân định dũng cảm quyền thị Logic cho thấy mạng lưới giao thơng bị tắc nghẽn việc giảm lực giao thông (hạn chế phương tiện giao thông cá nhân) làm trầm trọng thêm tình hình

Người ta thường dự đốn hỗn loạn giao thơng hậu xấu kinh tế giải pháp Khi đó, quan lập quy hoạch quyền thị dự từ bỏ phương án tái phân bổ không gian giao thông đường Trong hồn cảnh đó, ý tưởng mới, thí dụ ý tưởng triệt tiêu giao thơng giới tạo điều kiện cho giải pháp quản lý giao thơng sáng tạo có tính khả thi kỹ thuật

các điều kiện cho người bị xuống cấp nghiêm trọng Vào ngày 17 tháng 11 năm 1962, đường phố Stroget Copenhagen định dành cho người Thời người ta tranh luận kịch liệt việc chuyển đổi Người ta cho vận hành phố Đan Mạch Tuy vậy, dù hồi nghi mức cao từ ngày đầu tiên, cư dân địa phương ủng hộ mơi trường khơng có xe tơ Điều đánh dấu bước khởi đầu q trình chuyển đổi tiếp diễn không ngừng

Ngày nay, Copenhagen có trung tâm thị sơi động thu hút khách quanh năm Hiện tại, Copenhagen có 96.000m2 diện tích khơng có giao thơng giới (trong 33% đường phố 67% quảng trường đô thị) Trong mức độ giao thông hành không thay đổi vài thập kỷ số lượng khách tham quan dừng chân hay tạm trú tăng gấp bốn lần kể từ năm 1968 Trong tháng mùa hè, nhiều phố đạt sức chứa hết công suất với người đến hưởng thụ hoạt động văn hóa xã hội ngồi trời Trong tháng mùa đơng tổ chức lễ hội trượt băng trời

Các đường phố quảng trường trung tâm thành phố dành cho người cải thiện, khu vực trở nên hấp dẫn xe bị hạn chế Chính quyền thành phố thông qua chiến lược quản lý giao thơng tích hợp khu vực trung tâm:

- Hạn chế số chỗ đậu xe (tăng cao phí đỗ xe đường phố);

- Giảm số xe số tuyến đường vào thành phố sử dụng khơng gian cho xe bt xe đạp;

- Hạn chế giao thông cảnh; - Kết hợp phát triển mạng lưới tàu điện, xe buýt xe đạp ngoại ô

Ở trung tâm thành phố, 80% giao thông 14% xe đạp Giao thông ô tô khu vực lõi thị giảm xuống khơng cịn xảy tắc nghẽn Chìa khóa thành cơng chuyển đổi nội phương thức chuyển biến dần dần, khơng đột ngột Phương thức chuyển biến tạo cho người dân thời gian để thích nghi với thay đổi từ việc lái đỗ xe cá nhân tới việc bộ, sử dụng xe đạp hay phương tiên giao thông công cộng

Delft thành phố tương đối nhỏ Hà Lan với mạng lưới đường phố xe trung tâm Delft giống thành phố khác năm 70, khơng gian cơng

Hình Sự phát triển các phố quảng trường trung tâm Copenhagen giai đoạn 1962-1996

1962: 15.800m2

1996: 95.750m2

làm bãi đậu xe Ngày nay, người ta gọi trung tâm thành phố “công viên nhân dân” Giao thông ô tô loại trừ tác động đáng kể đến cảm nhận thành phố, ấn tượng tĩnh lặng

Delft có cách tiếp cận khác để triệt tiêu xe khu vực trung tâm Thành phố xây dựng loạt công viên khu vực ngoại vi trung tâm Người ta đầu tư lắp đặt bảng dẫn tìm kiếm kỹ thuật số để hướng người đến bãi đỗ xe gần có thơng tin khoảng thời gian thực tế đỗ xe Các thơng tin số hóa cho biết khoảng cách từ bãi đỗ xe tới trung tâm thành phố Có thể đỗ xe đường phố phí cao đỗ xe bãi Cuối cùng, yếu tố cốt lõi người ta tối đa 10 phút 800m từ bến tàu điện tới phố trung tâm

Tất giải pháp làm cho người dân tốn thời gian tìm chỗ đậu xe tăng tối đa thời gian để mua sắm phố trung tâm Trong lái xe khu phố trung tâm điều khơng khuyến khích người ta phép lái xe vào phố trung tâm vào buổi tối để giao dọn hàng với giấy phép thích hợp Phố trung tâm thuận tiện cho người xe đạp, vậy, người ta trì lối tơ cho người cần xe

Phố trung tâm tổ chức nhiều thành phố khác Châu Âu Barcelona, Phần Lan, Anh Châu Mỹ Hoa Kỳ, Canada… cho nhiều kinh nghiệm thành công học thất bại triển khai

2.2 Các yếu tố tạo nên sống động phố bộ

Kinh nghiệm triển khai phố trung tâm đô thị cho thấy có phương thức để tạo phố cho người bộ, nhiên có yếu tố cần quan tâm Điều quan trọng trì tốc độ di chuyển tiện nghi phù hợp với người mơi trường có tầm cỡ khơng gian thích hợp với người cho phương thức tiếp cận Có thể cho phép tiếp cận xe tơ ngồi phục vụ vào ban đêm loại xe nhỏ di chuyển với tốc độ người 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; nhà mặt phố với mặt đứng nhiều cửa hàng bán lẻ phong phú, náo nhiệt chi tiết trang trí hấp dẫn Việc bố trí cửa hiệu với hàng hóa tinh xảo quan trọng để tạo lôi cho khách tham quan

Về phương thức triển khai phố bộ, cần phải áp dụng giải pháp mở rộng dần dần, quy mô nhỏ, phục vụ người xe đạp vào ban ngày tạo đoạn đường ngắn dành cho người Một phố nhỏ có chất lượng cao hiệu nhiều triển khai khu phố rộng lớn mà sống động Khu phố lớn phát sinh nhiều vấn đề phải giải quyết, chẳng hạn tổ chức chỗ đậu xe ô tô phân phối vận chuyển, cung cấp hàng hóa cho cửa hiệu Quy mô ban đầu phố nhỏ giảm bớt phức tạp quản lý chi phí tài Ảnh hưởng tới giao thơng thị nói chung có nhiều tuyến đường thay Phố nhỏ dường quyến rũ khu phố khổng lồ

Các phố triển khai với chi phí thấp dự án thí điểm không cần đầu tư nhiều mà sử dụng rào chắn tạm thời để ngăn làm chậm tốc độ xe cộ tạo không gian hấp dẫn tiện nghi Sau thành cơng, dự án mở rộng tăng số tăng số tuyến phố dành cho người

Nghiên cứu tổng kết cho thấy để tạo nên sống động, lôi người dân tiếp cận phố tham gia vào hoạt động đó, vấn đề sau yếu tố định:

- Vị trí, tiếp cận giao thơng thuận tiện: Vị trí trung tâm, có kết nối với khơng gian chức thị quan trọng khác, có tiếp cận giao thông thuận tiện…

- Chức phong phú: Các chức phố bao gồm: 1/ Chức thư giãn; 2/ Chức thương mại; 3/ Chức văn hóa; 4/ Chức bảo tồn…

- Có giá trị lịch sử, nghệ thuật kiến trúc: Là địa danh lịch sử nơi diễn kiện gây dấu ấn thị q khứ, có khơng gian, cơng trình kiến trúc đặc trưng, có giá trị lịch sử, nghệ thuật kiến trúc… với số lượng đủ để cảm nhận đặc trưng cho tuyến phố…

- Có thiết kế thị chất lượng cao: Tổ chức không gian tuyến phố tốt, có nhịp điệu, điểm nhấn, trục cảnh quan, phơng cảnh, viễn cảnh, mặt tiền cơng trình hai bên phố, thiết kế mặt đường, chỗ ngồi nghỉ, quảng trường, nơi tổ chức kiện, chiếu sáng ban đêm, trang trí tiểu cảnh, tổ chức âm thanh, xanh, biển báo, biển hiệu, quảng cáo, triển lãm ngồi trời…

- Có hệ thống hạ tầng hoàn chỉnh, phù hợp với chức năng: Hệ thống mặt đường phù hợp, thoát nước mặt, chiếu

sáng công chiếu sáng nghệ thuật, lối tiếp cận cho xe cấp hàng, phế thải…

- Có hệ thống tổ chức, quản lý tốt: Tổ chức chương trình, kiện, quản lý tốt chất lượng cơng trình, trang thiết bị, thu gom rác thải, chăm sóc xanh, theo dõi, giám sát, trợ giúp, cấp cứu, cứu hỏa…

3 Nhận xét phố thí điểm Hà Nội

Phố quanh hồ Hoàn Kiếm, Hà Nội thí điểm tổ chức từ tháng 8.2016 Đến nay, phố Hà Nội đánh giá điểm đến hấp dẫn người dân khách du lịch Tuy có thành cơng nhiều mặt bất cập khơng Có thể đánh giá chung sau:

Về vị trí: Đây địa điểm có nhiều ưu điểm trung tâm thị Hà Nội, với di tích lịch sử, cơng trình hành chính, văn hóa, thương mại có giá trị nghệ thuật kiến trúc, có mặt nước, cảnh quan, xanh Vi trí có mối liên hệ tiếp cận giao thông thuận lợi khoảng cách Tuy nhiên, tồn tải, với diện tích hạn chế có lượng khách lớn tới thời điểm Khi lượng người q đơng chất lượng khơng gian dành cho nghỉ ngơi, thư giãn, suy tư trở nên thiếu hấp dẫn

Về chức năng, tuyến phố Hà Nội nhiều người nhận định thiên 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 người già; Không gian thân thiện cho toàn thể cộng đồng du khách; Không gian rèn luyện sức khỏe Chức kinh doanh thương mại với cửa hiệu, quán cà phê, hàng rong tổ chức khiêm tốn nhiều bất cập

Về thiết kế đô thị: Thực chất tuyền phố giao thông giới ngăn lại cho người vào cuối tuần, vậy, thiết kế đô thị chưa có đầu tư nâng cấp đáng kể Các không gian chức cũ khu vực Tràng Tiền - Hàng Khay, khu vực trước vườn hoa Lý Thái Tổ, khu vực đền Ngọc Sơn hay quảng trường Đơng Kinh Nghĩa Thục nơi tổ chức hoạt động văn hóa, nghệ thuật mặt đường nhựa thông thường Trong thiết kế đô thị phố yêu cầu mặt đường phải lát vật liệu bền vững có cấu trúc trang trí, tạo mối liên kết mặt đứng nhà hai bên đường chưa làm Các trang thiết bị đô thị bổ sung nghèo nàn

Hệ thống hạ tầng kỹ thuật chưa có nâng cấp nhiều Nhược điểm sử dụng đường giao thông giới cho người Yêu cầu mặt đường phố khơng có giật cốt để đảm bảo an tồn cho người giao tiếp, thư giãn hay ngắm cảnh không đảm bào

Hệ thống giao thông thiếu chức năng, thiếu đồng

4 Kết luận

- Phát triển phố khu vực trung tâm đô thị giải pháp hiệu nhiều mặt hạn chế giao thông giới, giảm nhiễm khơng khí, khơi phục khơng khí đô thị truyền thống, tăng cường giao tiếp xã hội, hưởng thụ văn hóa vui chơi, giải trí, thể thao ngồi trời Giải pháp góp phần bảo tồn giá trị quy hoạch kiến trúc đô thị thúc

- Để tạo tính sống động cho phố trung tâm đô thị, u cầu bao gồm: 1/ Có vị trí trung tâm thích hợp, tiếp cận giao thơng cơng cộng giao thông giới thuận tiện; 2/ Bản thân khu phố có giá trị lịch sử, quy hoạch, kiến trúc, nghệ thuật; 3/ Tổ chức công phong phú, đa dạng phù hợp với nhiều đối tượng, đó, quan trọng chức 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, phơng cảnh, viễn cảnh, mặt tiền cơng trình hai bên phố, thiết kế mặt đường, chỗ ngồi nghỉ, quảng trường, nơi tổ chức kiện, chiếu sáng ban đêm, trang trí tiểu cảnh, tổ chức âm thanh, xanh, biển báo, biển hiệu, quảng cáo, triển lãm trời; 5/ Có hệ thống hạ tầng hồn chỉnh; 6/ Được quản lý, trì, bảo dưỡng tốt

- Tổ chức phố quanh hồ Hoàn Kiếm, Hà Nội thử nghiệm ban đầu, đạt hiệu định, thu hút quan tâm người dân nhiều khiếm khuyết quy mô không gian với lượng người tham quan, thiết kế đô thị chưa nâng cấp phù hợp, sở hạ tầng thiếu thốn, hệ thống tổ chức kiện thiếu hoàn chỉnh

- Vấn đề để tạo tuyến phố sống động khu vực hồ Hồn Kiếm có quy hoạch chức không gian cụ thể, lâu dài; nâng cấp thiết kế đô thị hạ tầng kỹ thuật để đảm bảo thực tốt chức tái tạo lại khơng khí thị tạo khơng gian hưởng thu văn hóa, nghệ thuật tăng cường giao tiếp xã hội, chỉnh trang kiến trúc cơng trình./

Tài liệu tham khảo

1 Báo Xây dựng (2016), Tuyến phố Hà Nội – điều tất yếu cho chất lượng 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 - 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 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

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

Creating the marketing plan for construction enterprises in the trend of international integration Đặng Thế Hiến

Tóm tắt

Chức chủ yếu kế hoạch marketing là lập luận cho mục tiêu đề các hành động cụ thể có tính tới nguồn lực cần thiết nhằm đạt mục tiêu này Những mục tiêu doanh nghiệp xây dựng là: Thực sản phẩm xây dựng (các cơng trình xây dựng, vật liệu, kết cấu xây dựng kinh doanh bất động sản); Thực hiện công tác xây lắp dịch vụ xây dựng thời hạn giao với chất lượng phù hợp Doanh nghiệp xây dựng trong xu hướng hội nhập buộc phải hoạt động điều kiện cạnh tranh gay gắt vận động thay đổi liên tục kinh tế Kế hoạch marketing mở khả cho phép doanh nghiệp thắng cạnh tranh, tự thích ứng thị trường đạt ổn định, tin cậy tài mơi trường động của kinh tế hội nhập.

Abstract

The 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: dangthehien0909@gmail.com

1 Những vấn đề chung kế hoạch marketing xây dựng

Khái niệm kế hoạch marketing xây dựng

Kế hoạch marketing xây dựng việc xây dựng trình tự lơgic loại hoạt động marketing, xác định mục tiêu doanh nghiệp xây dựng lập kế hoạch để đạt mục tiêu Nghiên cứu kế hoạch biện pháp marketing kết cuối việc Trong kế hoạch marketing phản ánh phương hướng hoạt động doanh nghiệp xây dựng để đạt thành thịnh vượng thị trường

Mối quan hệ hoạch định marketing quản trị marketing (trong có kế hoạch marketing) thể qua sơ đồ (Hình 1):

Trình tự lập kế hoạch hoạt động marketing

Kế hoạch hoạt động marketing doanh nghiệp xây dựng thực theo trình tự định:

- Xác lập mục tiêu hoạt động marketing dự án khác nhau, tổ hợp xây dựng, công trình có chức sản xuất, nhà ở, xã hội văn hóa loại cơng tác dịch vụ

- Nghiên cứu chiến lược loại trừ - xây dựng cơng trình quy hoạch hồn thiện, áp dụng cơng nghệ tổ chức xây dựng mới, hình thành thị trường (bán bàn giao cơng trình cho chủ đầu tư), xâm nhập vào thị trường vùng khác

- Lựa chọn chiến lược tốt nhất: Chiến lược tốt chiến lược đảm bảo phù hợp với thị trường, phù hợp với hoàn cảnh doanh nghiệp đạt mục tiêu marketing đặt trước

- Hình thành kế hoạch hoạt động marketing mà phận kế hoạch là: Các cơng trình xây dựng, loại cơng tác xây lắp, giá (giá trị dự tốn) cơng trình loại công tác; Cách thức thực công trình cơng tác xây lắp, bàn giao cơng trình cơng tác cho chủ đầu tư Bên cạnh đó, thực kế hoạch hóa theo lịch, xây dựng cơng trình thực cơng tác Tất cần phải trả lời câu hỏi: Ai chủ đầu tư xây dựng, gì, nào, đâu, xây dựng nguồn lực nào?

- Lập ngân sách marketing Ngân sách marketing phần kế hoạch marketing phản ánh giá trị thiết kế khoản thu nhập, chi phí lợi

Giai đoạn kế hoạch hóa

Phân tích hội marketing

Phân đoạn thị trư ờng lựa chọn thị trường

mục tiêu

Xác định chiến lược marketing

Lập kế hoạch chương

trình marketing

Giai đoạn tổ chức thực hiện

- Xây dựng máy quản trị doanh nghiệp - Thực chiến lược kế hoạch marketing

Giai đoạn Kiểm soát

- Ki ểm tra đánh giá

- Điểu chỉnh chiến lược, kế hoạch, biện pháp

Marketing chiến lược

Marketing chiến thuật

Marketing quản trị

nhuận

Kế hoạch marketing phần kế hoạch hoạt động doanh nghiệp xây dựng nên việc nghiên cứu kế hoạch marketing phụ thuộc vào nguyên tắc kế hoạch thực theo số giai đoạn sau: Kế hoạch hóa chiến lược với thời hạn năm; Kế hoạch hóa chiến thuật với thời hạn giới hạn năm kế hoạch hóa tác nghiệp giới hạn tháng, 10 ngày, tuần…

2 Xây dựng kế hoạch marketing doanh nghiệp xây dựng

Khi lập kế hoạch marketing doanh nghiệp, người ta ước định giai đoạn sau:

Giai đoạn 1: Phân tích thị trường đối thủ cạnh tranh Giai đoạn 2: Phân tích mặt mạnh, mặt yếu, khả (cơ hội) nguy doanh nghiệp

Giai đoạn 3: Xác định mục tiêu marketing doanh nghiệp

Giai đoạn 4: Xác lập chiến lược marketing

Giai đoạn 5: Thiết lập Marketing - Mix kế hoạch thực cụ thể

Giai đoạn 6: Thực phân tích tài dự báo kết thực

Giai đoạn 7: Kế hoạch hóa chất lượng sản phẩm xây dựng (kiểm tra đánh giá chất lượng sản phẩm)

Giai đoạn 1: Phân tích thị trường đối thủ cạnh tranh

Trong phần dẫn tài liệu tính tích cực hoạt động thị trường chủ đầu tư nhà thầu Đồng thời, cần tiến hành cơng việc phân tích sau đây:

- Phân tích thị trường: Xem xét tất phần thị trường thị trường mục tiêu doanh nghiệp xây dựng, nêu rõ đặc trưng chung chủ đầu tư nhân tố, xác định khả toán họ

- Phân tích hàng hóa, dịch vụ cơng việc: khối lượng tiêu thụ hàng hóa, sản phẩm xây dựng, khối lượng công tác xây lắp theo cơng trình xây dựng

- Phân tích đối thủ cạnh tranh: Thu thập thơng tin đối thủ cạnh tranh chương trình sản xuất họ, giá sản phẩm xây dựng

- Phân tích tiêu thụ thực sản phẩm, công tác dịch vụ: Chỉ kênh tiêu thụ sản phẩm xây dựng sử dụng, thực công tác dịch vụ, phương pháp kích thích chủ đầu tư trung gian (các doanh nghiệp xây dựng thầu phụ)

- Phân tích nhân tố mơi trường bên ngồi: Dẫn nhân tố mơi trường bên ngồi có ảnh hưởng tới ổn định hoạt động doanh nghiệp xây dựng tới tình hình tài chủ đầu tư

Về nhân tố mơi trường bên ngồi, nhân tố cần thiết tính tới lập kế hoạch marketing doanh nghiệp bao gồm nhân tố kinh tế, pháp lý văn hóa – xã hội

Trong thành phần nhân tố kinh tế bao gồm thông tin, lãi suất vay, gánh nặng thuế (tức tổng khoản toán thuế so với doanh thu doanh nghiệp), mức tối thiểu trả công lao động các biểu giá cước hành

Thuộc nhân tố pháp lý có luật quốc hội ban

ngành địa phương Các văn pháp quy điều chỉnh hoạt động chủ đầu tư doanh nghiệp xây dựng lĩnh vực đầu tư, kinh doanh, bảo vệ môi trường xung quanh văn pháp quy khác

Các nhân tố văn hóa - xã hội bao gồm thay đổi nhân học, mức độ thị hóa, thay đổi điều kiện sống, trình độ văn hóa, mức thu nhập sau trả tất khoản thuế

Giai đoạn 2: Phân tích mặt mạnh, mặt yếu, khả năng (cơ hội) nguy doanh nghiệp

Trong giai đoạn việc soạn thảo kế hoạch marketing, người ta xác định vị doanh nghiệp xây dựng thị trường, làm rõ mặt mạnh mặt yếu doanh nghiệp khả (cơ hội) mà doanh nghiệp có nguy đe dọa doanh nghiệp

- Những mặt mạnh: Đây ưu điểm doanh nghiệp so với đối thủ cạnh tranh Những ưu điểm sản xuất sản phẩm, thực cơng việc dịch vụ có chất lượng cao so với đối thủ cạnh tranh với giá rẻ hơn, mối quan hệ tin cậy với tổ chức thầu phụ tổ chức khác

- Những mặt yếu: Đây thiếu sót doanh nghiệp, địi hỏi phải nhanh chóng sửa chữa; Nói khác đi, nhược điểm trở thành mặt mạnh đối thủ cạnh tranh Các mặt yếu thiếu vốn, địa điểm doanh nghiệp không thuận lợi, lãnh đạo doanh nghiệp không linh hoạt, sáng tạo Khi xác định mặt yếu đối thủ cạnh tranh, doanh nghiệp biến chúng thành ưu điểm

- Các khả (cơ hội): Đây phương hướng tương lai tạo thuận lợi cho phát triển doanh nghiệp Các hội là: Tăng cường hoạt động chủ đầu tư liên quan đến việc hoàn thiện tình hình tài nâng cao tinh thần tích cực cơng việc chủ đầu tư, giảm mạnh lãi suất tái cấp vốn ngân hàng trung ương (ngân hàng nhà nước)

- Các nguy cơ: Đây khó khăn (trở ngại) tiềm làm tổn hại đến doanh nghiệp Thuộc nguy xuất đối thủ cạnh tranh mới, tăng giá nhà cung cấp, khả ngừng sản xuất từ chối hệ thống cung ứng vật tư - kỹ thuật, hoạt động máy móc thiết bị xây dựng thiếu chúng nguyên nhân khác

Giai đoạn 3: Xác định mục tiêu marketing doanh nghiệp

Ở giai đoạn việc soạn thảo kế hoạch marketing, người ta đặt mục tiêu marketing Mục tiêu marketing - điều mà doanh nghiệp đạt kết hoạt động marketing thời kỳ, xác định kế hoạch Người ta xem xét mục tiêu theo hướng:

- Đối với loại hoạt động doanh nghiệp xây dựng, loại cơng trình

- Đối với chủ đầu tư - Đối với thị trường

và tiêu khác Tất tiêu kế hoạch hóa tối ưu hóa để đạt tình hình tài doanh nghiệp ổn định thị trường

Đối với mục tiêu kế hoạch có yêu cầu sau: chúng cần lượng hóa, phân chia theo mức độ giá trị chúng, có thời gian cụ thể thực chúng tính hợp lý, hợp lệ

Giai đoạn 4: Xác lập chiến lược marketing

Ở giai đoạn này, xây dựng chiến lược marketing Chiến lược xác định phương pháp đạt mục tiêu đề định thị trường, chủ đầu tư chương trình sản xuất doanh nghiệp xây dựng

Trong phương hướng chiến lược marketing tách việc tối ưu hóa mục tiêu, thời hạn xây dựng cơng trình hồn thành công việc,, công việc với chủ đầu tư doanh nghiệp thầu phụ

Giai đoạn 5: Thiết lập Marketing - Mix kế hoạch thực cụ thể

Ở giai đoạn này: Lập chương trình sản xuất doanh nghiệp xây dựng có tính tới chiến lược marketing

Trong chương trình sản xuất cần giải vấn đề sau:

- Công trình xây dựng, cơng tác thực cho ai?

- Khi hồn thành cơng tác bàn giao cơng trình xây dựng cho chủ đầu tư ?

- Ai thực công tác này, doanh nghiệp thầu phụ tổ chức thiết kế lôi cuốn?

- Các công tác cơng trình có giá trị bao nhiêu?

Giai đoạn 6: Thực phân tích tài dự báo kết thực kế hoạch

Ở giai đoạn này: soạn thảo ngân sách - Soạn thảo kế hoạch chi tiết công việc cho phép lập báo cáo lãi lỗ Báo cáo giúp cho việc xác định việc thực kế hoạch marketing hoạt động doanh nghiệp xây dựng phản ánh nào? Khi biết doanh nghiệp có ngân sách định cần thiết thực biện pháp hay khác, liên quan đến thực cơng tác xây lắp, bàn giao cơng trình vào sử dụng

Giai đoạn 7: Kế hoạch hóa chất lượng sản phẩm xây dựng (Kiểm tra đánh giá chất lượng sản phẩm)

Ở giai đoạn này: Soạn thảo biện pháp kế hoạch hóa chất lượng cơng tác xây lắp chất lượng cơng trình xây dựng Điều liên quan đến việc q trình xây dựng cơng trình có cơng việc phải sửa chữa, phá làm lại ảnh hưởng đến chất lượng sản phẩm xây dựng cuối

3 Kết Luận

Trong bối cảnh nay, doanh nghiệp xây dựng ngày hội nhập sâu rộng với kinh tế phát triển mạnh mẽ làm thay đổi quan điểm marketing xây dựng Doanh nghiệp xây dựng không đơn hoạt động lĩnh vực, ngành nghề mà thay đổi quan điểm kinh doanh theo hướng đa dạng hóa lĩnh vực, ngành nghề tạo thành doanh nghiệp phát triển toàn diện lĩnh vực xây dựng Doanh nghiệp xây dựng khơng đóng vai trị nhà thầu mà cịn đóng vai trị 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 doanh nghiệp xây dựng cần phải có nhìn để phù hợp với xu hướng phát triển doanh nghiệp nhằm thực mục tiêu đề ra./

Nghiên cứu thị trường

Mơ hình kế hoạch Marketing

Đánh giá khả thị trường

của doanh nghiệp

Kế hoạch hóa chiến lược

Kế hoạch hóa chiến thu

Đánh giá kiểm tra điều chỉnh Các dịng thơng tin

Mua dự trữ sản xuất nguồn dự trữ

Thi công công tác xây lắp

Chuẩn bị bàn giao cơng trình cơng tác

Bàn giao cơng trình cơng tác

cho chủ đầu

Bảo hành cơng trình xây dựng

đã bàn giao Các dòng vật chất

Thỏa mãn nhu cầu chủ đầu tư sản phẩm xây dựng,

các công tác dịch vụ

Hình Mơ hình kế hoạch hoạt động Marketing doanh nghiệp trong điều kiện kinh tế hội nhập quốc tế

Tài liệu tham khảo

1 Vũ Trí Dũng, Nguyễn Đức Hải - Marketing lãnh thổ - NXB Đại học kinh tế quốc dân - 2011.

2 Nguyễn Tiến Dũng - Marketing - 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 ứng xử trong kinh doanh - NXB Đại học giao thông vận tải Hà Nội – 2000

7 Đinh Đăng Quang - Marketing doanh nghiệp xây dựng - NXB Xây dựng - 2001.

Tóm tắt

Cơng tác quy hoạch du lịch đóng vai trị hết sức quan trọng định hướng cho phát triển du lịch Việt Nam Hiện nay, công tác quy hoạch du lịch cịn nhiều bất cập, mang tính chủ quan định tính Các phương pháp lập quy hoạch chủ yếu phương pháp nghiên cứu truyền thống: Kế thừa, phân tích, điều tra, dự báo Ở nhiều nước giới, GIS đưa vào như phương pháp khoa học phục vụ cho công tác quy hoạch nói chung quy hoạch du lịch nói riêng GIS với khả phối hợp xử lý thông tin không gian phi không gian để giải vấn đề theo yêu cầu người dùng, từ hỗ trợ cho nhà quy hoạch đưa định đắn nhằm nâng cao hiệu tính khả thi dự án quy hoạch. Trong nghiên cứu này, tác giả sử dụng phương pháp phân tích khơng gian đa tiêu chí GIS để quy hoạch điểm du lịch với sở dữ liệu huyện Ba Vì, thành phố Hà Nội.

Abstract

Tourism 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 Môi trường đô thị Email: vuleanh77@gmail.com

TS Lê Thị Minh Phương Bộ môn Trắc địa

Khoa Kỹ thuật hạ tầng Môi trường đô thị

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

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

Vũ Lê Ánh, Lê Thị Minh Phương

1 GIS phương pháp phân tích GIS

Hệ thống thông tin địa lý - GIS (Geographic Information System – GIS) tổ chức tổng thể hợp phần: Phần cứng, Phần mềm, Dữ liệu địa lý, Con người, Chính sách Phương pháp tiếp cận thiết kế hoạt động cách hiệu nhằm tiếp nhận lưu trữ, điều khiển, phân tích hiển thị toàn dạng liệu địa lý Hiện nay, định nghĩa hiểu mở rộng hợp phần tổ chức GIS liên kết chặt chẽ với mà phải ứng dụng rộng rãi tới cộng đồng

GIS có ba ngun lý bản:

- Ngun lý mơ hình hóa đối tượng địa lý: Các đối tượng địa lý phân bố xen kẽ với bề mặt trái đất, bề mặt trái đất bầu khí trái đất mơ hình hóa thành lớp liệu không gian GIS theo nguyên tắc định

- Nguyên lý đồ hệ quy chiếu: GIS kế thừa tuân thủ chặt chẽ nguyên tắc đồ để thể quản lý đối tượng địa lý Bản đồ GIS thể xác tỷ lệ tọa độ thực đối tượng

- Nguyên lý sở liệu: Đối với hệ thống GIS, mơ hình cấu trúc liệu dạng quan hệ áp dụng phổ biến[5]

Các phương pháp phân tích khơng gian GIS thường sử dụng phương pháp chồng xếp (Overlay Analysis); phương pháp tìm kiếm liệu vùng khơng gian; phương pháp phân tích tiêu chí có nhiều tính

năng hỗ trợ chuyên gia truy cứu thông tin để phục vụ nghiên cứu đa chuyên ngành

2 Vai trò GIS ngành du lịch

Đối với quy hoạch du lịch, phần lớn nghiên cứu ứng dụng GIS tập trung vào ba lĩnh vực chính: phục vụ nhu cầu tra cứu thông tin khách du lịch, quy hoạch du lịch tiếp thị, quảng bá

Đối với phát triển bền vững du lịch việc hịa nhập giao lưu thơng tin ngành, địa phương với du lịch góp phần quan trọng Tuy nhiên, việc giao lưu thông tin khu vực du lịch chưa trọng nhiều bất cập, nguyên nhân quy hoạch du lịch chưa tốt, tìm kiếm thơng tin du

lịch cịn nhiều hạn chế Với tính vượt trội GIS công cụ để kết nối thông tin ngành, giải bất cập thông tin ngành du lịch Các nhà quản lý nhà quy hoạch du lịch có đầy đủ thông tin để sách dựa thông tin thực Khi đưa định, lập kế hoạch phân tích ảnh hưởng thay đổi, tìm kiếm mơ hình, nhìn vào đồ, biểu đồ, danh sách báo cáo GIS cung cấp thông tin sở hạ tầng, địa hình, giao thơng, vùng khơng gian mở… từ nhà quy hoạch du lịch có thơng tin, sở để lựa chọn thiết kế điểm du lịch có hiệu kinh tế cao

Bằng phương pháp phân tích khơng gian GIS khơng đem lại thuận lợi cho quy hoạch du lịch mà tiện lợi cho khách du lịch GIS cung cấp nhìn tổng thể, khu vực du lịch, thơng tin địa hình địa điểm du lịch, hình ảnh, video, tuyến đi, kiện văn hóa… giúp cho khách du lịch có đầy đủ thơng tin để định hành trình

3 Ứng dụng GIS quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì, thành phố Hà Nội

3.1 Mơ hình hóa

Mơ hình thể đơn giản tượng hay hệ thống q trình thể sơ đồ sau:

Đối với tốn phân tích khơng gian, mơ hình mà người sử dụng xây dựng trình bày dạng sơ đồ, người sử dụng thực mơ hình khu vực cụ thể với tập liệu xác định phương pháp xử lý phác thảo mơ hình Mơ hình hóa bước quan trọng, định thành công dự án có hỗ trợ GIS[6]

Hình Sơ đồ mơ hình hóa liệu để xây dựng sở liệu cho công tác quy hoạch điểm du lịch

Hình Phương pháp thành lập đồ quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì

3.2 Mơ hình hóa tiêu chí hình thành điểm du lịch quy hoạch lãnh thổ du lịch.

Một khu vực muốn phát triển thành điểm du lịch phải có điều kiện bắt buộc cần thiết phải có tài nguyên du lịch đặc biệt, kết cấu hạ tầng dịch vụ du lịch cần thiết, khả bảo đảm phục vụ trăm nghìn lượt khách tham quan năm, giao thông thuận, dịch vụ kèm theo phải đảm bảo yêu cầu theo luật du lịch Các điều kiện hình thành nhóm tiêu chí thể sơ đồ (hình 3)

3.3 Quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì sử dụng hệ thống thơng tin địa lý

Huyện Ba Vì huyện thuộc vùng bán sơn địa 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 Đơng Ba Vì có nhiều thắng cảnh tự nhiên nhân tạo tiếng, thuận lợi cho việc phát triển loại hình du lịch

Quy hoạch điểm du lịch huyện Ba hỗ trợ hệ thống thơng tin địa lý thể sơ đồ (hình 4) Từ ta có tờ đồ thể điểm có khả phát triển thành điểm du lịch thu hút có tính kinh tế cao

3.5 Xử lý số liệu

Dựa vào mô hình hóa tiêu chí để quy hoạch điểm du lịch hình trên, nhóm nghiên cứu tiến hành phân tích mơ hình GIS để thành lập đồ quy hoạch điểm du lịch theo quy trình hình

Các tiêu chí để mơ hình hóa cịn mang tính chất định tính nên nhóm nghiên cứu định lượng tiêu chí theo ý kiến chuyên gia Việc định lượng tiêu chí nhằm nâng cao chất lượng công tác quy hoạch điểm du lịch

Sau khảo sát đặc điểm địa hình khu vực nghiên cứu dựa điều kiện sở liệu, chúng tơi phân tích lựa chọn tiêu chí phù hợp cho cơng tác quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì: tiêu chí sở hạ tầng (bưu điện; chợ; y tế sở; giao thông), tiềm tài nguyên ranh giới hành

Nhóm nghiên cứu sau ứng dụng phương pháp phân tích khơng gian thuộc tính GIS theo quy trình (hình 5) kết đạt đồ điểm du lịch huyện Ba Vì đáp ứng tiêu chí đề

4 Kết nghiên cứu

- Nhóm nghiên cứu thành lập sơ đồ mơ hình hóa xây dựng sở liệu để phân tích GIS cho cơng tác quy hoạch điểm du lịch

- Nhóm nghiên cứu đưa phương pháp nghiên cứu tổng quan cho việc thành lập đồ quy hoạch điểm du lịch

- Sau xử lý số liệu, định lượng tiêu chí phân

tích GIS, điểm du lịch xác định cách khoa học trực quan tờ 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 việc xây dựng tiêu chí quan trọng phải có tính đến yếu tố kinh tế- xã hội

- Để đảm bảo sử dụng tiêu chí du lịch tiêu chí phải khơng gian hóa GIS

- Du lịch ngành kinh tế tổng hợp có nhiều biến ln thay đổi theo thời gian, ngành du lịch phải liên tục cập nhật tiêu chí

- Trong vùng nghiên cứu tiêu chí có quan trọng khác tiêu chí cụ thể

- Việc thử nghiệm áp dụng GIS cho phép thành lập đồ quy hoạch điểm du lịch huyện Ba Vì Đây xem kết có giá trị tham khảo tốt khẳng định khả ứng dụng GIS quy hoạch du lịch./

T¿i lièu tham khÀo

1 Bộ Văn hóa, Thể thao Du lịch (2004), Đề tài Nghiên cứu đề xuất tiêu chí khu tuyến, điểm du lịch Việt Nam.

2 Bộ Văn hóa, Thể thao Du lịch (1997), Đề tài: Cơ sở khoa học ứng dụng công nghệ GIS quản lý tài nguyên 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 Quy định chi tiết thi hành một số điều Luật Du lịch.

5 Công ty tư vấn GeoViet (2011)- Sổ tay sử dụng công nghệ GIS trong quy hoạch quản lý hạ tầng đô thị Việt Nam. 6 Trần Trọng Đức (2011), GIS bản, NXB Đại học Quốc Gia

TP Hồ Chí Minh

Giải pháp lắp đặt hệ tường kính

(tiếp theo trang 107)

- Lắp đặt gối tựa khác - Kiểm tra khuôn gối tựa

- Đo lắp đặt gối tựa tham chiếu sàn - Đo lắp đặt gối tựa tham chiếu khác

- Kiểm tra bu lông mômen xoắn bu lông gối tựa f Các bước cẩu lắp mơđun tường kính

- Bước 1: Các cơng nhân chuyển khung nhơm kính vào vị trí tầng gần với vị trí lắp đặt tầng

- Bước 2: Theo tín hiệu sẵn sàng từ công nhân tầng dưới, công nhân tầng thực việc tời môđun xuống

- Bước 3: Hai công nhân đặt môđun vào vị trí

- Bước 4: Các cơng nhân tầng từ từ dựng mơđun lên chuẩn với vị trí

- Bước 5: Sắp xếp, chuẩn hóa thực khâu cuối quy trình bắt vít vào mã kết thúc lắp đặt môđun khung

4 Kết luận

Dù loại kết cấu hình thức kết cấu bao che tồ nhà gồm chức chịu lực (chống đỡ chịu lực); kiểm soát (vật chất lượng); an toàn (chống lại tác động bất lợi từ bên ngoài); thẩm mỹ (đáp ứng mong muốn người bên bên ngồi) Việc thi cơng lắp dựng cần tuân thủ dẫn kỹ thuật nhà sản xuất tiêu chuẩn xây dựng hành Nhà nước để đảm bảo chất lượng cơng trình an tồn lao động./

Tài liệu tham khảo

1 Winfried Heusler, SCHÜCO International KG, Bielefeld – Bài giảng Khóa đào tạo Phát triển bền vững Kiến trúc Xây dựng – VBI tổ chức Viện Kiến trúc, Quy hoạch Đô thị 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 đồn dầu khí Quốc gia Việt Nam Trường Đại học Tổng hợp Melbourne, Australia phối hợp tổ chức.Hội thảo nhà siêu cao tầng 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.

Cơng nghệ thích hợp đảm bảo chất lượng

và tiến độ thi công kết cấu nhà cao tầng Việt Nam

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

Vũ Hải Nam

Tóm tắt

Mỗi hình thức kết cấu có cơng nghệ thi cơng tương ứng thích hợp Trình tự thi cơng, đặc điểm công nghệ điều cần ý công nghệ khác Tác giả kiến nghị biện pháp công nghệ thi công kết cấu phần thân nhà cao tầng để giúp doanh nghiệp xây lắp tự lựa chọn cơng nghệ thích hợp với khả đơn vị nhằm mục đích đảm bảo chất lượng tiến độ thi công xây dựng công trình. Từ khóa: Cơng nghệ thi cơng, cơng nghệ thích

hợp, nhà cao tầng

Abstract

Each 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 phát triển nhà Hà Nội ĐT: 0913559760

Đặt vấn đề

Đảm bảo chất lượng tiến độ liên quan đến trình quản lý tất cấp tất phận tổ chức dự án nói chung với kết cấu cơng trình xây dựng nói riêng

Mối quan tâm hàng đầu chủ đầu tư nhà thầu xây dựng đảm bảo chất lượng tiến độ thi công Bài viết đề xuất số dạng cơng nghệ thích hợp cho việc thi công kết cấu phần thân nhà cao tầng ứng với biện pháp công nghệ đúc kết từ tài liệu khoa học [2], [3], [8], [9] thực tế áp dụng cơng trình mà tác giả trực tiếp tham gia đạo thi công Tác giả đề xuất biện pháp cơng nghệ thích hợp thi công kết cấu phần thân

1 Biện pháp công nghệ thi công kết cấu cột, dầm, vách sàn, lắp dựng ván khuôn lần đổ bê tơng lần

1.1 Trình tự thi công: Thể sơ đồ 1.2 Đặc điểm công nghệ thi công:

Bê tông (BT) đổ liên tục lần, khơng có mạch ngừng thi cơng dầm cột, dầm vách, tính liền khối kết cấu (KC) tốt

Về phương diện công nghệ thi công: dùng công nghệ lắp dựng (LD) ván khuôn lần, đổ BT lần, đơn giản hố trình tự thi công, tăng nhanh tốc độ thi công, rút ngắn chu kỳ thi cơng

1.3 Những điểm cơng nghệ thi công điều ý:

- Sau lần lắp dựng ván khuôn (VK) lại đổ BT lần liên tục, phải ý dùng biện pháp tăng tính ổn định tổng thể hệ thống VK Đổ BT cột vách trước, đổ BT dầm, sàn sau, để tránh cho hệ thống VK bị nghiêng VK cột, vách bị biến dạng

- Nếu cốt thép nút dầm cột, dầm vách tương đối dày đặc đổ đầm BT cột vách từ xuống khó Nên phải bố trí thêm cửa đổ đầm BT để tránh phân tầng BT bị rỗ cột vách

- Khi đổ BT cột, vách phải kịp thời xử lý cốt thép bị xô lệch BT thừa dầm, sàn

2 Biện pháp công nghệ thi công lắp dựng ván khuôn lần, đổ bê tông hai lần cho cột, vách, dầm, sàn

2.1 Trình tự thi cơng: Thể sơ đồ 2.2 Đặc điểm công nghệ thi công:

Lắp dựng xong VK sàn, đổ BT vách, cột trước, sau 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 cột, vách đạt đến cường độ định, nên tăng nhiều tính ổn định toàn khối hệ thống VK, hai lần đổ BT phải có mạch ngừng thi cơng đỉnh cột, vách, tính tồn khối KC khơng tốt đổ BT lần

2.3 Các điểm cơng nghệ thi công vấn đề ý:

- Do cột vách, dầm sàn tách làm hai lần đổ BT (trước sau), nên việc xử lý mạch ngừng BT dầm với cột, vách phải chừa chỗ dọn vệ sinh khe thi công đỉnh VK cột, vách Trước đổ BT, phải đổ lớp vữa xi măng cát dày 3-5cm có mác cao cấp so với mác BT vị trí

- Mạch ngừng đỉnh cột, vách phải để theo yêu cầu quy phạm thiết kế phải ý để đủ chiều sâu chôn cốt thép neo dầm khung

3 Biện pháp công nghệ thi công tách rời cột, vách với dầm, sàn

như đồng thời tháo dỡ VK chịu tải VK không chịu tải Như ảnh hưởng đến độ luân lưu VK không chịu tải chúng khơng tháo dỡ sớm nên làm tăng khối lượng VK

Cơng nghệ thích hợp cột, vách, dầm dùng VK tổ hợp khối lớn kiểu tháo lắp; cốt thép cột, dầm lắp đặt tổng thể, trình độ giới hố thi cơng tương đối cao Sàn thao tác buộc cốt thép đổ BT cột dầm nên tổ hợp thành kiểu định hình liền khối để thuận lợi cho cẩu chuyển dùng ln lưu

3.3 Những điểm cơng nghệ thi công vấn đề ý:

- Do dầm, cột sử dụng đơn thi công lắp dựng, độ cứng hệ thống VK độ cứng tổng thể hệ thống VK mà cột, dầm, sàn lắp dựng lần Vì vậy, VK cột VK dầm phải dùng biện pháp ổn định theo phương ngang tránh dịch chuyển nghiêng để hạn chế chuyển vị biến dạng

- Khi thi công điều kiện nhiệt độ bình thường, cường độ BT tháo dỡ VK cột, dầm không thấp 30kG/cm2

- Về mặt cấu tạo, VK cột phải gia công thành hai phận: phần cột đầu cột (phía sát đáy dầm) sau tổ hợp lần Khi đổ BT cột xong, lúc BT đạt tới cường độ tháo VK tháo dỡ VK phần dưới, để lại VK đầu cột

4 Biện pháp công nghệ thi công ván khuôn bay đổ chỗ cột, dầm, vách và sàn

VK bay loại VK sàn chế tạo, gia cơng lắp dựng trình độ cao Công nghệ thi công VK bay loại công nghệ thi công mà hệ thống VK sàn gồm hai mảng, VK tổ hợp cho 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) dạng treo Tải trọng thi công sàn tầng mà mặt VK tiếp xúc truyền tới sàn tầng dưới, thông qua hệ thống chống đỡ thân Trình tự thi công, đặc điểm điều ý công nghệ thi cơng sau:

4.1 Trình tự thi công: Trên sơ đồ 4.2 Đặc điểm công nghệ thi công ván khuôn bay:

Cấu tạo VK bay tương đối linh hoạt, mặt VK dùng thép định hình, gỗ nhiều lớp, chất dẻo ép Hệ thống chống đỡ dùng ống thép có khố, giá đỡ nhiều cơng hợp kim nhôm

VK bay dùng phương pháp (PP) lắp đặt, tháo dỡ, di chuyển tổng thể, nên suất lao động cao, tốc độ thi công nhanh, giảm nhiều thao tác LD cải thiện điều kiện lắp dựng, giảm hao phí linh kiện cho tháo dỡ, lắp rời VK

Trong q trình thi cơng khơng chiếm nhiều mặt trận cơng tác, có lợi cho việc quản lý thi công trường Nếu xử lý phẳng bề mặt VK sau tháo VK, mặt đáy sàn phẳng nên không cần trát vữa

4.3 Những điểm chủ yếu điều ý công nghệ thi công ván khuôn bay:

a) Các điều ý lắp đặt, tháo dỡ ván khuôn bay: - Lúc nâng, hạ VK cần nhiều người xoay, thao tác thiết bị điều chỉnh, tránh lên xuống không làm biến dạng VK Khi nâng VK, điều chỉnh đồng chân vít góc, sau đến chân vít để tránh VK bị xoắn

- Khi VK bay chịu tải BT đổ, chi tiết VK bay chịu nén chuyển vị điểm nút mà sinh lún Vì mặt VK bay sau nâng VK phải cao cao độ thiết kế 3-5mm

- Khi hạ VK: hạ chân chống trước, sau 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

Hình Trình tự thi cơng cột, dầm, sàn lắp dựng ván khuôn lần đổ bê tông lần

Hình Trình tự thi cơng cột, dầm, sàn lắp dựng ván khuôn lần đổ bê tông hai lần

chút, mặt VK tách rời khỏi mặt BT b) Các điều ý cẩu chuyển ván khuôn bay:

Có ba PP dùng cẩu tháp chuyển ra: - Một PP chuyển nghiêng cáp trước, cáp sau không nhau, đẩy 1/3 VK bay móc cáp vào đầu trước VK, tiếp tục đẩy cáp treo 2/3, móc cáp vào điểm treo đầu sau VK, sau chuyển tồn VK bay rời khỏi cơng trình Lúc rời khỏi cơng trình VK bị chao đảo mạnh, cạnh VK dễ đập vào cạnh sàn PP thao tác đơn giản, an tồn khơng cao

- Hai PP điều chỉnh cáp đưa ngang ra: nghĩa cáp cẩu sau nối với rịng rọc kéo tay, đẩy VK bay ngồi 1/3, cáp ngắn cẩu tháp móc vào điểm treo đầu trước VK bay đồng thời nhích móc cẩu để trọng lượng đầu trước VK bay cẩu tháp cẩu giữ VK bay trạng thái ngang bằng, tiếp tục đẩy ngang VK bay VK bay rời cơng trình ổn định

- Ba PP chuyển nghiêng (cáp trước cáp sau nhau): Khi đẩy VK bay 1/3, điểm cẩu trước VK bay móc vào cáp trước cẩu tháp, sau với phối hợp cẩu tháp tiếp tục đẩy 2/3 đến lúc thấy điểm treo dừng, móc đầu trước VK vào móc giữ cẩu tháp, từ từ hạ cáp trước để đầu VK nghiêng phía trước phần sau vồng lên đội chặt vào đáy sàn Lúc móc cáp sau, móc cáp cẩu tháp nhích lên trên, làm cho VK bay trạng thái thăng bằng, trọng lượng VK bay bốn sợi cáp treo chịu [4]

Lưu ý: Cả ba PP chuyển VK bay trên, suốt trình dịch chuyển VK từ bắt đầu đẩy đến lúc kết thúc phải dùng dây neo giữ (thường dùng cáp ni lông) buộc phần khung đoạn sau VK vào cột KC cơng trình Cùng với việc đẩy chuyển VK ngoài, đặc biệt đẩy 2/3, từ từ nới cáp để tránh trượt VK bay ra, gây cố [10]

5 Biện pháp công nghệ thi công kết cấu cột, vách, dầm đổ chỗ; sàn đúc sẵn có lớp chồng

Thi công KC cột, vách, dầm đổ chỗ, sàn đúc sẵn có lớp chồng gồm hai PP thi cơng chính:

- Lắp đặt sàn đúc sẵn trước đổ BT dầm sau; - Đổ BT dầm trước, lắp đặt sàn đúc sẵn sau Công nghệ thi công biện pháp sau:

5.1 Biện pháp công nghệ thi công kết cấu cột, vách, dầm đổ tại chỗ; lắp đặt sàn đúc sẵn trước, đổ bê tông dầm (và bê tơng lớp chồng) sau:

a Trình tự thi công: Thể sơ đồ b Đặc điểm công nghệ thi công:

PP đổ BT lần cho lớp chồng, nút sàn đúc sẵn dầm đổ chỗ, tính liền khối cấu kiện ngang tốt

sàn đúc sẵn, tiến hành đổ BT lần Theo PP công đoạn lắp dựng, tháo dỡ sàn thao tác đơn giản PP truyền thống, rút ngắn thời gian thi công

Sàn đúc sẵn tải trọng thi công hệ thống chống đỡ dầm chịu, cường độ BT dầm cột đạt 25-30kg/cm2 tháo dỡ VK cột VK thành dầm, tăng chu kỳ luân chuyển VK

c Các điểm công nghệ thi công điều ý:

- Do sàn đúc sẵn đặt trực tiếp lên VK thành dầm (hoặc giá đỡ dầm), tính khả chịu tải hệ thống đỡ dầm, việc cần xem xét tải trọng thi cơng thân tầng gia cường tính ổn định tổng thể đồng thời phải xem xét tác động ảnh hưởng tải trọng thi công truyền đến KC tầng liên tục thi công lên cao

- Các cột chống hệ thống chống đỡ tầng phải thẳng đứng trục, đồng thời cần đặt đệm chân cột chống để tránh sàn chịu cắt lớn mà phá hoại

- Sau lắp sàn đúc sẵn trước chịu tải trọng thi công, phải gia cố tốt chống đứng tạm thời sàn để tránh sàn đúc sẵn có độ võng lớn sinh vết nứt nút sàn sàn, sàn dầm cường độ BT nút chưa cao, dầm sàn đúc sẵn bị nứt chịu tải trọng vượt thiết kế

Hình Trình tự thi công ván khuôn bay đổ bê tông chỗ cột, dầm, vách sàn

tại chỗ; đổ bê tông dầm trước, lắp đặt sàn đúc sẵn (và bê tông lớp chồng) sau:

a Trình tự thi cơng: Thể sơ đồ b Đặc điểm công nghệ thi công:

Cột, vách, dầm thi công trước nên VK cột, vách VK thành dầm tháo dỡ trước, cường độ BT đạt 25-30kg/cm2 Thuận lợi cho việc tăng nhanh luân chuyển, tiết kiệm đầu tư VK

Khi lắp đặt sàn: BT cột dầm đạt cường độ định, so với công nghệ lắp dựng trước, đổ BT sau, hệ thống VK có tính ổn định lớn, tiết kiệm vật liệu gia cố chống

đỡ ổn định phận

Thi công cột, dầm, vách riêng rẽ làm cho thao tác thi công đổ BT đơn giản, dễ đảm bảo chất lượng Nhưng lớp chồng dầm chính, dầm phụ chia làm hai lần đổ BT nên tính liền khối cấu kiện ngang KC không tốt đổ BT lần

c Các điểm cơng nghệ thi cơng điều ý:

- Do KC liên tục thi công lên cao nên tải trọng thi công sàn tải trọng thi công tầng thông qua dầm đổ chỗ sàn đúc sẵn truyền vào giá đỡ cột chống dầm sàn đúc sẵn Vì vậy, việc tính tốn sức chịu tải giá đỡ dầm cột chống gia cố sàn phải xem xét đầy đủ tải trọng để tránh xảy cố nứt dầm sàn sức chịu tải giá đỡ cột chống không đủ

- Giá đỡ dầm cột chống, cột chống gia cố đỡ tạm thời sàn đúc sẵn chân phải có đệm liền, để sàn đúc sẵn đồng thời chịu tác động tải trọng

Kết luận

Mỗi hình thức kết cấu địi hỏi có cơng nghệ thi cơng tương ứng phù hợp, đồng thời trình tự thi công, đặc điểm công nghệ điều cần ý công nghệ khác Bằng kinh nghiệm trực tiếp thi cơng cơng trình cao tầng kinh nghiệm quản lý đúc kết, tác giả đề xuất số dạng cơng nghệ thích hợp cho việc thi công kết cấu phần thân nhà cao tầng ứng với biện pháp công nghệ cụ thể./

Tài liệu tham khảo

1 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 công nghệ xây dựng nhà cao tầng QTCB ‘03.

2 Nguyễn Tiến Chương (2004), “Tổng quan kết cấu công nghệ xây dựng nhà cao tầng Việt Nam”, Hội thảo Công nghệ vật liệu 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 giàn giáo xây dựng, NXB Xây dựng.

5 Lê Kiều (2003), “Những vấn đề lưu ý thi công nhà cao tầng”, Tuyển tập hội thảo Chất lượng công nghệ xây dựng nhà cao tầng QTCB ‘03.

6 Nguyễn Đăng Sơn (2007), Hỏi đáp thiết kế 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 nhóm tác giả (1996), Hỏi - Đáp thiết kế 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 thiết kế thi công nhà cao tầng đại, (1)

10 Anil Hira (2002), “Kỹ thuật thi công nhà cao tầng đại - Các xu hướng gần đây”, Công nghệ tiên tiến thiết kế thi công nhà cao tầng đại, (1).

11 (2001), ,北京.

Hồ thị vai trị điều tiết nước mưa trong hệ thống nước thị

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

Chu Mạnh Hà

Tóm tắt

Ngập úng vấn đề xúc đô thị Việt Nam Số liệu thống kê cho thấy ngập úng xẩy nghiêm trọng đô thị lớn Hà Nội thành phố Hồ Chí Minh Hồ thị đóng vai trị quan trọng trong việc điều tiết nước mưa chống ngập úng thị Ngồi ra, hồ thị cịn có vai trị to lớn việc tạo cảnh quan đô thị và cải tạo điều kiện vi khí hậu Bài viết xem xét vai trị hồ thị nhằm làm tốt việc quy hoạch, xây dựng, bảo vệ và quản lý hồ cách hiệu quả. Từ khóa: Ngập úng, hồ thị, điều tiết nước mưa

chống ngập úng

Abstract

Flooding 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

Phịng Quản lý thị, quận Hà Đơng, thành phố Hà Nội

Điện thoại: 0936822888 Email: hamanh7@yahoo.com

1 Đặt vấn đề

Thành phố với nhiều cơng trình kiến trúc nguy nga, tráng lệ, với hệ thống cơng trình hạ tầng kỹ thuật chằng chịt, đại đáp ứng sống sôi động ngày cao người dân đô thị Bên cạnh ồn náo nhiệt ta thấy khoảng khơng n lặng bình hồ nước đô thị Hồ tồn cách tự nhiên vào thơ ca, nhạc họa bao hệ văn nghệ sỹ người dân đô thị Nhưng biết ngồi vai trị tạo cảnh quan đô thị, cải tạo điều kiện vi khí hậu, nơi diễn hoạt động văn hóa, tín ngưỡng người dân thị, hồ thị cịn có vai trị quan trọng việc điều tiết nước mưa chống ngập úng cho đô thị Đặc biệt mức độ thị hóa q nhanh, diện tích hồ thị bị thu hẹp, biến đổi khí hậu tồn cầu ngun nhân dẫn đến tình trạng ngập úng đô thị ngày trở nên nghiêm trọng Bài viết tác giả muốn đề cập đến vai trò hồ việc điều tiết nước mưa chống ngập úng hệ thống thoát nước đô thị

2 Hiện trạng ngập úng đô thị

Thực tế phát triển cho thấy đô thị phát triển, quy mô lớn mức độ ngập nặng Thành phố Hồ Chí Minh, Hà Nội, Đà Nẵng số thành phố khác ví dụ điển hình Nói cách khác mức độ ngập úng thị tăng theo tiến trình phát triển thị Điều xẩy ?, nguyên nhân dẫn tới tình trạng ? giải pháp để giải vấn đề ? Câu trả lời có lẽ khơng đơn giản xâu chuỗi nguyên nhân hậu mà ta cần nhìn nhận thấu đáo bất cập q trình phát triển Có nhiều nghiên cứu, nhiều hội thảo khoa học nước quốc tể đề câp tới vấn đề này, giải pháp tổng thể mức “ nghiên cứu” Các mơ hình giải pháp đề xuất giới hạn mức độ nghiên cứu thử nghiệm Trong số đề xuất có việc sử dụng hồ điều hòa để điều tiết nước mưa chống ngập úng cục cho thị Vai trị hồ thị khơng đề cập khía cạnh nước chống ngập úng mà cịn nhân tố cải tạo môi trường tạo vẻ đẹp cảnh quan đô thị

Đơ thị hóa làm tăng nguy lũ lụt tổn thương nặng nề hoạt động kinh tế-xã hội sở hạ tầng khu vực cụ thể Nguy lũ lụt chủ yếu gây thay đổi khí tượng, thủy văn, sử dụng đất tiến trình thị hóa Một lượng lớn nghiên cứu hai mươi năm qua cho thấy mối quan hệ chặt chẽ khu vực thị vi khí hậu địa phương Các hiệu ứng “Đảo nhiệt đô thị” (UHI) xuất hiện, khu vực thị có nhiệt độ cao khu vực xung quanh Trong nhiều trường hợp, UHI làm tăng lượng mưa vùng lân cận đối tượng nghiên cứu Một số nghiên cứu cho thấy có gia tăng lượng mưa cục theo hướng gió khu vực đô thị, khoảng 25%

Theo báo cáo, năm 2014, nội thành Hà Nội xuất 20 điểm úng ngập nặng 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 quận nội thành Hà Nội, tồn 25 điểm ngập với trận mưa 50-100mm, với trận mưa 50mm, số điểm trũng hoặc mạng lưới cống thoát nước chưa cải tạo bị úng

Dương Vương, đoạn từ Tân Hịa Đơng đến Bà Hom; đường Hậu Giang Tháp Mười, đoạn từ Tháp Mười đến Bình Tiên; đường Phan Anh, đoạn từ Tân Hịa Đơng 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 nhân

Hiện tượng ngập lụt đô thị nước ta nhiều nguyên nhân tác động đồng thời nhân tố chủ đạo Có thể chia thành nhóm: nguyên nhân khách quan nguyên nhân chủ quan Nguyên nhân khách quan gây tình trạng ngập úng bao gồm tác động nhân tố tự nhiên địa lý, địa hình điều kiện khí tượng thủy văn Các nhân tố chủ quan chủ yếu người tạo tác động trở lại thị hóa, lực trạng công tác quản lý hệ thống tiêu nước thị …

Q trình thị hóa gây tác động xấu đến q trình nước tự nhiên: Dịng chảy tự nhiên bị thay đổi, q trình lưu giữ tự nhiên dịng chảy thảm thực vật đất bị đi, thay vào bề mặt phủ khơng thấm nước mái nhà, bê tông, đường nhựa, làm tăng lưu lượng dòng chảy bề mặt

Những dòng chảy thường bị ô nhiễm rác, bùn đất chất bẩn khác rửa trôi từ mặt đường Lượng nước cường độ dịng chảy tăng tạo nên xói mòn lắng bùn cặn

Tất yếu tố gây tác động xấu đến môi trường, úng ngập, ảnh hưởng đến hệ sinh thái nước

Thống kê sơ Sở Xây dựng Hà Nội năm 2015 cho thấy, toàn địa bàn thành phố 100 ao, hồ với tổng diện tích 1.165ha, giảm gần nửa số ao, hồ so với trước đây, đó, có 18 hồ có khả điều tiết nước

Trong q trình phát triển, đặc biệt q trình thị hóa, diện tích mặt hồ, ao giảm nhiều, nhiều hồ, ao hoàn toàn biến Những hồ cịn lại 80% bờ hồ bị nhiễm, 71% hồ bị ô nhiễm, 26% số ao, hồ chưa kè bờ, số hồ, ao kè phần chiếm 8%

Biến đổi khí hậu gây nên bất thường thời tiết, biến đổi không theo quy luật tự nhiên Mưa lũ xuất trái mùa với lưu lượng lớn Vì quy hoạch nước cần tính đến ảnh hưởng biến đổi

Tác động nhân tố mưa Ở nước ta, mưa nguyên nhân gây lũ, lụt cho tồn lưu vực sơng nói chung khu vực thị nói riêng

Lượng mưa tháng mùa lũ chiếm từ 75 - 80% tổng lượng mưa năm nhân tố chủ yếu gây tình trạng lũ ngập úng cho lưu vực Nếu khơng chịu tác động khác, ví dụ tác động lũ mưa vùng đô thị chuyển đến vỡ đê, nước tràn bờ nguồn gây ngập úng thị nước mưa chỗ gây ra, trận ngập úng lịch sử tháng 11/1984 đặc biệt lớn tháng 11/2008 Hà Nội minh chứng

4 Vai trò điều tiết hồ việc thoát nước chống ngập úng thị

Từ phân tích trên, cho ta thấy nguyên nhân chủ yếu gây ngập úng đô thị mưa nguyên nhân khách quan chủ quan khác Để đối phó với ngập úng khơng thể khơng tính đến vai trị điều tiết hồ thị

trong hệ thống thoát nước thành phố

Ngày với nhiều phương pháp tính tốn khoa học đại xác định khả điều tiết hồ nước khu vực cụ thể bối cảnh cụ thể hệ thống nước thị (Tuy nhiên để bảo vệ hồ không bị lấn chiếm, quản lý vận hành hiệu hoạt động hồ điều tiết (điều hòa) tốn phức tạp, nan giải mà thị phải đối mặt – Tác giả xin đề câp tới vấn đề báo khác)

Theo tính tốn tổ chức JICA cho thành phố Hồ Chí Minh cường độ mưa I=272 (l/s/ha), tính sơ bộ, lưu lượng cần tiêu cho diện tích 58 853 thời gian 180 phút khoảng 60 triệu m3 Trong khả trữ tối đa

Hình Một góc hồ Trúc Bạch, Hà Nội

Hình Hình ảnh hồ Hạ Đình (Hà Nội) xây dựng, cải tạo

các hồ điều hòa khoảng 20 triệu m3 (khơng tính hồ vùng đất nơng nghiệp) Vì vậy, 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 hịa có loại:

- Cống điều tiết (cửa van chiều) - Trạm bơm

- Đê bao (kết hợp đường giao thông, xanh xung quanh hồ)

Đề xuất vị trí xây dựng hồ điều hịa Các tiêu chí lựa chọn vị trí hồ điều hịa:

- Có cao độ địa hình phù hợp để nước mưa chảy tới hồ với lưu lượng lớn

- Dòng chảy thu từ tuyến cống cấp 2, kênh rạch chảy tới hồ có thời gian ngắn

- Dịng chảy vào hồ hợp lý - Ít phải di dời, phù hợp qui hoạch sử dụng đất

- Kết hợp cơng trình xung quanh cải thiện tự nhiên, tạo cảnh quan môi trường sinh thái

Hiệu chung việc xây dựng hồ điều hịa góp phần giải vấn đề thực trạng tiêu thoát nước thành phố tăng khả thoát nước trọng lực, giảm qui mô trạm bơm tiêu, giảm khối lượng san lấp nền, giảm ô nhiễm môi trường, bồi lắng kênh rạch cải tạo cảnh quan môi trường sinh thái Tuy nhiên, mật độ dân cư phân bố dày đặc nên việc bố trí xây dựng hồ điều

Hình Sơ đồ phần vùng nước Thủ Hà

Nội Hình Sơ đồ hệ thống sơng hồ điều hòa khu vực Hà Nội

Bảng Phân vùng hình thức tiêu nước

TT Vùng tiêu Diện tích tiêu (ha) Lưu vực nước Sông tiếp nhận

Cần Tiêu Động Lực Tự chảy

1 Tả Đáy 47.350 47.350 0.000 Sông Tô Lịch, Đông Mỹ, Tả Nhuệ, Hữu Nhuệ, Phú Xuyên thị trấn

Hồng, Nhuệ Đấy

2 Hữu Đáy 31.310 18.644 12.666 Sơn Tây, Hòa Lạc, Quốc Oai, Xuân Mai, Chúc Sơn, Phúc Thọ thị trấn

Tích, Bùi, Đáy

3 Bắc Hà Nội 46.740 25.728 21.012 Long Biên, Đơng Anh, Mê Linh, Sóc Sơn Đuống, Cầu Bây, Bắc H.Hải, Cà Lồ, Ngũ H Khê, Hồng

(Nguồn: Quy hoạch nước thủ Hà Nội đến năm 2030 tầm nhìn đến năm 2050)

Bảng Dự kiến dung tích hồ điều hịa cơng suất bơm cưỡng vùng tiêu nước mưa

TT Tên vùng Diện tích (ha) Hồ điều hịa (ha) Cơng suất bơm u cầu (m3/s) Nguồn xả

1 Vùng Tả Đáy 47.350 2.330 811,50 Sông Hồng, Nhuệ, Đáy

2 Vùng Hữu đáy 31.310 1.880 101,30 Sơng Tích, Bùi, Đáy

3 Vùng Bắc Hà Nội 46.740 1.195 402,20 Sông Hồng, Đuống, Cầu Bây, Bắc Hưng Hải, Cà Lồ,

hòa khó khăn qui hoạch thị chưa trọng dành quĩ đất xây dựng hồ diện tích mặt nước khơng đảm bảo cho tiêu

Có thể lấy ví dụ thành phố Hà Nội sau: Theo Quy hoạch thoát nước thủ Hà Nội đến năm 2030, tầm nhìn đến năm 2050 Thủ tướng Chính phủ phê duyệt Quyết định số 725/2013/QĐ-TTg ngày 10/5/2013 có hiệu lực kể từ ngày 1/7/2013 Thủ Hà Nội bao gồm 03 vùng tiêu nước vùng tiêu Tả Đáy, Hữu Đáy Bắc Hà Nội

Cũng theo Quy hoạch khu vực thị, cải tạo, xây dựng hệ thống mạng lưới cống, kênh, sơng trạm bơm nước, cơng trình thấm, trữ chứa nước mưa; Cải tạo, bảo tồn giảm thiểu ô nhiễm môi trường hồ có, phát huy chức tổng hợp hồ điều hịa, hồ cảnh quan

Khu vực thị cũ, cải tạo, nâng cấp hệ thống thoát nước có, xây dựng bổ sung hồn thiện hệ thống thoát nước chung để thoát nước mưa, kết hợp giải pháp xây dựng cơng trình thu gom truyền dẫn nước thải nhà máy xử lý

Khu vực thị mới, xây dựng hệ thống nước riêng đồng với phát triển hạ tầng đô thị bao gồm mạng lưới thoát nước mưa, kênh mương, hồ điều hịa, trạm bơm cơng trình nước chỗ (thấm, trữ nước mưa ) Nước mưa sơng, kênh, hồ; tiến tới xử lý ô nhiễm nước mưa tương lai

5 Kết luận

Ngập úng thị đạng tình trạng phố biến đô thị Việt Nam Giải pháp xây dựng hồ điều tiết tạo lập không gian mặt nước đô thị giải pháp cho có hiệu mang tính khả thi cao chống ngập úng, thoát nước cho thị Ngồi ra, hồ cịn có vai trị việc cải tạo điều kiện vi khí hậu, bảo vệ môi trường tạo vẻ đẹp cảnh quan đô thị Với vai trị to lớn vậy, hồ thị cần quy hoạch, xây dựng với sách bảo vệ, quản lý, vận hành cách khoa học hiệu quả./

Tài liệu tham khảo

1 Ngân hàng giới (2012) Cẩm nang “Thành phố ngập lụt: Hướng dẫn 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 năm 2016 Thủ tướng Chính phủ phê duyệt Điều chỉnh Định hướng phát triển nước thị khu cơng nghiệp Việt Nam đến năm 2025 tầm nhìn đến năm 2050.

3 Quyết định số 725/2013/QĐ-TTg ngày 10/5/2013 Thủ tướng Chính phủ Phê duyệt quy hoạch nước thủ 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 thành phố Hà Nội 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 DỰNG

1 Bài gửi đăng tạp chí phải cơng trình nghiên cứu tác giả, chưa đăng chưa gửi đăng tạp chí khác

2 Bài gửi đăng tiếng Việt tiếng Anh, đánh máy tính, in mặt giấy khổ A4 thành (phông chữ Arial (Unicode), cỡ chữ 11; lề lề 3cm; lề phải lề trái 3cm)

3 Các hình vẽ phải rõ ràng, chuẩn xác Nếu có ảnh phải gửi kèm ảnh gốc độ phân giải 200dpi Hình vẽ ảnh phải thích đầy đủ

4 Các cơng thức thơng số có liên quan phải chế phần mềm Mathtype (kể công thức thành phần cơng thức có dịng văn bản)

5 Tài liệu tham khảo, trích dẫn phải có đủ thơng tin theo trình tự sau: Họ tên tác giả (hoặc chủ biên), tên sách (tên 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 tác giả kèm theo file chứa nội dung báo

7 Bài viết phải có tên tiếng Việt tiếng Anh, từ khóa tìm kiếm Mỗi cần kèm theo phần tóm tắt tiếng Việt tiếng Anh (cỡ chữ 10, tối đa 150 từ) cung cấp nội dung viết Cấu trúc báo gồm phần: dẫn nhập, nội dung

khoa học kết luận (viết thành mục riêng) Bài báo phải đưa kết nghiên cứu ứng dụng hay phải nêu trạng, hướng phát triển vấn đề đề cập, khả nghiên cứu, phát triển ứng dụng Việt Nam Bài giới thiệu tổng quan không 10 trang; cơng trình nghiên cứu triển khai ứng dụng khơng trang

9 Với thông tin khoa học, tin ngắn: Là dịch tổng thuật, tổng quan vấn đề khoa học công nghệ xây dựng kiến trúc có tính thời