Xem nội dung Tạp chí tại đây

Nội dung chính của quy trình bảo trì công trình bao gồm: Các thông số kỹ thuật, công nghệ của công trình, bộ phận công trình và thiết bị công trình; Quy định đối tượng, phương pháp và [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 in }a SØc

MÖc lÖc

Sê 27/2017 - TÂp chÈ Khoa hĐc Kiän trỊc - XÝy dúng

4 45 năm đào tạo Chuyên ngành Xây dựng - Bề dày lịch sử tạo mạnh cho tương lai

Khoa hÑc v¿ céng nghè

6 Ảnh hưởng muội cacbon, Triisopropanol amin đá vôi siêu mịn đến cường độ sớm xi măng Pooclăng

Tạ Ngọc Dũng, Phạm Thanh Mai

9 Nghiên cứu ảnh hưởng tổ hợp phụ gia khoáng sợi đến số tính chất bê tơng cường độ siêu cao

Đỗ Trọng Toàn, Vũ Hải Nam, Trần Sinh

13 Nghiên cứu khả chế tạo gạch bê tông sử dụng tro bay nhiệt điện với hàm lượng cao

Nguyễn Việt Cường, Đinh Trọng Vương

20 Postbuckling behavior of functionally graded sandwich shallow spherical shells

Hồng Văn Tùng

23 Tính ổn định cột có độ cứng tiết diện thay đổi phương pháp sai phân hữu hạn

Trần Thị Thúy Vân, Hoàng Việt Bách

27 Khảo sát điều kiện bền ứng suất pháp so với điều kiện độ võng sàn thép

Nguyễn Thanh Tùng

30 Khảo sát khả chịu lực bê tông cốt thép chịu tải trọng nổ theo điều kiện liên kết

Nguyễn Ngọc Phương, Ngô Quốc Trung

34 Nghiên cứu tính tốn bề rộng vết nứt kết cấu dầm bê tông cốt thép

Lê Phước Lành

38 Lựa chọn vật liệu chống cháy cho kết cấu thép

Chu Thị Bình

41 Hệ số khuyếch đại mô men B2 cấu kiện thép chịu nén uốn theo tiêu chuẩn AISC

Vũ Quang Duẩn

45 Phân tích động mờ khung thép phẳng giằng sử dụng thuật tốn tiến hóa vi phân

Viet T Tran, Anh Q Vu, Huynh X Le

48 Mơ hình macro cho phân tích khung có tường chèn Phạm Phú Tình

54 Hiệu dầm thép tổ hợp hàn tiết diện chữ I cánh rỗng

Vy Sơn Tùng, Bùi Hùng Cường

57 Nghiên cứu ảnh hưởng độ lệch tâm vị trí nối chồng đến độ ổn định cánh tháp thép tiết

61 Mối quan hệ biến thiên độ ẩm với biến đổi đặc trưng kháng cắt khối lượng thể tích đất phong hóa

Nguyễn Tiến Dũng, Nguyễn Đức Nguôn

66 Giải pháp thiết kế, thi cơng móng tháp truyền hình Tokyo SkyTree, Nhật Bản

Nguyễn Hồng Long, Nguyễn Cơng Giang

70 Đánh giá khả hóa lỏng đất châu thổ sông hồng động đất phục vụ cho cơng tác thiết kế móng cơng trình

Trần Thượng Bình

74 Lựa chọn mơ hình đất tính tốn móng cọc chịu ảnh ưởng tượng hóa lỏng

Vương Văn Thành, Hồng Ngọc Phong

77 Một số vấn đề tồn xây dựng phần ngầm nhà cao tầng Hà Nội

Nguyễn Ngọc Thanh

80 Qui trình thi cơng cọc khoan nhồi đường kính nhỏ khu vực Hà Nội

Tường Minh Hồng

84 So sánh công nghệ xây dựng sàn 3D-VRO với công nghệ xây dựng sàn truyền thống

Lê Văn Nam, Lê Huy Sinh

90 Quy trình thi cơng sàn U-boot Beton Việt Nam Nguyễn Hồi Nam

94 Phân tích phương pháp đánh giá chất lượng kiểm định cơng trình bê tơng cốt thép

Vũ Hồng Hiệp

97 Đánh giá an toàn kết cấu nhà lắp ghép lớn hữu

Nguyễn Võ Thông, Đỗ Văn Mạnh

100 Nghiên cứu quy trình bảo trì cột tháp viễn thông Vũ Quốc Anh , Nguyễn Hải Quang

103 Đề xuất giải pháp kiểm định quan trắc kết cấu bê tông cốt thép sử dụng phương pháp sóng âm

Lương Minh Chính

108 Kiểm tra sai số khép lưới GPS áp dụng cho mạng lưới GPS cạnh ngắn trắc địa công trình

Lê Văn Hùng, Nguyễn Xn Hồng

111 Khảo sát phương pháp tam giác không gian kiểm tra độ nghiêng cơng trình

Lê Thị Nhung, Nguyễn Thái Chinh, Ngô Thị Mến Thương

KHOA HC & CôNG NGHê

Contents

Number 27/2017 - Science Journal of Architecture & Construction

4 45 years of Civil Engineer’s Training - Tradition Creates Strengths for the Future

science & technology

6 Effects of carbon black, Triisopropanolamine, and ultrafine limestone powder on early strength of Portland cement

Tạ Ngọc Dũng, Phạm Thanh Mai Research on the impact of combination of mineral and

fiber additives to some properties of ultra - high strength concrete

Đỗ Trọng Toàn, Vũ Hải Nam, Trần Sinh 13 Study on feasibility of using fly ash with large content for

producing concrete bricks

Nguyễn Việt Cường, Đinh Trọng Vương 20 Postbuckling behavior of functionally graded sandwich

shallow spherical shells

Hoàng Văn Tùng 23 Column stability analysis with variation cross section

using finite difference method

Trần Thị Thúy Vân, Hoàng Việt Bách

27 Investigation on the normal stress strength versus ultimate deflection in steel deck

Nguyễn Thanh Tùng

30 Study on bearing capacity of reinforced concrete plates subjected to blast loading by restrain conditions

Nguyễn Ngọc Phương, Ngô Quốc Trung 34 Research on the crack width calculation in reinforced

concrete beams

Lê Phước Lành

38 Design considerations for fire protection materials for steel structures

Chu Thị Bình

41 Hệ số khuyếch đại mô men B2 cấu kiện thép chịu nén uốn theo tiêu chuẩn AISC

Vũ Quang Duẩn

45 Fuzzy dynamic analysis of 2d-braced steel frame using differential evolution optimization

Viet T Tran, Anh Q Vu, Huynh X Le

48 Macro models for analysis of infilled frames

Phạm Phú Tình

54 Effect of welded built-up I-section beam with hollow flange

Vy Sơn Tùng, Bùi Hùng Cường

57 Studying the influence of eccentricity at overlapping connections on the stability of single angle chords of the

61 The relationship between moisture variability with characteristic variations of shear and bulk density of soil weathering

Nguyễn Tiến Dũng, Nguyễn Đức Nguôn 66 Design and construction solution of Tokyo SkyTree

Television Tower foundation, Japan

Nguyễn Hồng Long, Nguyễn Cơng Giang

70 Evaluation of the liquefaction potential of red river delta land by earthquake for foundation design

Trần Thượng Bình

74 The choice of foundation model when calculating the pile foundation which is influenced

by the liquefaction phenomena

Vương Văn Thành, Hoàng Ngọc Phong 77 Some issues in construction of high-rise building

underground in Hanoi

Nguyễn Ngọc Thanh

80 Construction method of small diameter bored pile in Hanoi area

Tường Minh Hồng

84 Comparation of the construction technology between the 3d- vro slab and the traditional flat floor

Lê Văn Nam, Lê Huy Sinh

90 Construction procedure of Beton U-boot slab in Vietnam Nguyễn Hoài Nam

94 Analysis of quality assessment methods in reinforced concrete building inspection

Vũ Hoàng Hiệp

97 Safety assessment of preassembled large-size block building

Nguyễn Võ Thông, Đỗ Văn Mạnh

100 Research in the telecommunications maintenance process

Vũ Quốc Anh , Nguyễn Hải Quang 103 Propose procedure inspections of reinfoced structures

using the acoustic emission method

Lương Minh Chính

108 Check GPS network closing errors applied for short GPS baselines network in construction surveying

Lê Văn Hùng, Nguyễn Xuân Hoàng

111 Investigation of spatial triangular method in the tilt monitoring of construction

Lê Thị Nhung, Nguyễn Thái Chinh, Ngô Thị Mến Thương

45 năm đào tạo

Chuyên ngành Xây dựng

- Bề dày lịch sử tạo mạnh cho tương lai

Phỏng vấn PGS.TS.KTS Lê Quân - Hiệu trưởng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội

Khối Đào tạo Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội gồm có 11 Khoa, Viện Trung tâm, đào tạo 18 chuyên ngành đại học, chuyên ngành sau đại học Nhân dịp kỷ niệm 45 năm truyền thống đào tạo chuyên ngành Xây dựng dân dụng công nghiệp thành lập Khoa Xây dựng, Tạp chí Kiến trúc Xây dựng có vấn PGS.TS.KTS Lê Quân - Bí thư Đảng ủy, Hiệu trưởng Nhà trường.

Xin thầy Hiệu trưởng cho biết vài thông tin thời điểm thành lập Khoa Xây dựng lịch sử xây dựng phát triển Trường Đại học Kiến trúc?

Theo đề nghị Bộ Kiến trúc, ngày 17/9/1969, Chính phủ định số 181/CP, thành lập Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Ba năm sau, trong mùa tuyển sinh năm 1972, Nhà trường bắt đầu tuyển sinh chuyên ngành Xây dựng với lớp đầu tiên 72X CT4X Trong bối cảnh Trường đang sơ tán Thị trấn Xuân Hòa (Vĩnh Phúc) Hà Nội bị ném bom đánh phá, Khoa Xây dựng được thành lập với nhiệm vụ chung Trường là đào tạo cán kỹ thuật phục vụ công tác xây dựng tái thiết đất nước sau chiến tranh.

Nhìn lại 45 năm qua, thầy có đánh giá gì Khoa Xây dựng?

Có thể nói Khoa Xây dựng thời điểm kỷ niệm 45 năm thành lập: tự hào bề dày truyền thống tin tưởng vào phát triển của Khoa Các thầy giáo, cô giáo, cán bộ, nhân viên công tác từ ngày đầu thành lập Khoa đã vượt qua nhiều khó khăn, gian khổ thời kỳ chiến tranh, với tình yêu nghề, hăng say nghiên

cứu, nắm bắt kiến thức chuyên ngành để đào tạo nên hàng vạn kỹ sư, góp phần quan trọng trong cơng tác xây dựng bản, tái thiết phát triển đất nước Tinh thần đoàn kết, sáng tạo sự nghiêm túc, cẩn trọng, say mê công tác của thầy giáo, cô giáo Khoa Xây dựng trở thành sắc truyền thống nối tiếp qua nhiều thế hệ Ngày nay, với đội ngũ gần 100 giảng viên được đào tạo bản, tỷ lệ đạt học vị tiến sĩ lên đến 35% với 2/3 số học tập, nghiên cứu nước phát triển trở cơng tác Khoa, chương trình nội dung giảng dạy được đổi mới, kiến thức cập nhật, Khoa Xây dựng xã hội đánh giá địa đào tạo tin cậy cho chuyên ngành xây dựng

Chuyên ngành xây dựng đào tạo một trường mang tên kiến trúc - chuyên ngành đào tạo Trường, có khó khăn thuận lợi gì, thưa thầy?

KHOA H“C & CôNG NGHê

trỳc v Xõy dng: sinh viờn kiến trúc có hiểu biết kỹ mối quan hệ hữu kiến trúc và kết cấu cơng trình, sinh viên xây dựng đọc được ý đồ tôn trọng ý tưởng kiến trúc khi triển khai phương án kết cấu Vì thế, tính khả thi đồ án tăng lên.

Định hướng Nhà trường việc phát triển chuyên ngành đào tạo Xây dựng nói riêng, Khoa Xây dựng Trường nói chung?

Như giới thiệu, Khoa Xây dựng ngày đầu đào tạo chuyên ngành Xây dựng dân dụng công nghiệp, đến phát triển thêm chuyên ngành: Xây dựng công trình ngầm thị (đã tuyển sinh 13 khóa), Công nghệ kỹ thuật vật liệu xây dựng (đã tuyển sinh khóa) Cùng với việc tuyển dụng, nâng cao trình độ đội ngũ giảng viên, đầu tư sở vật chất, phịng thí nghiệm, văn phịng mơn, tiêu tuyển sinh chun ngành thuộc Khoa Xây dựng điều chỉnh, lớn số Khoa Trường Tạo điều kiện thuận lợi cho giảng viên đào tạo nước ngoài, đổi mới chương trình đào tạo, cập nhật kiến thức, cơng nghệ tiên tiến giới, đưa sinh viên tham dự khóa học tập trao đổi quốc tế… các hướng ưu tiên phát triển Khoa Xây dựng Bên cạnh đó, Nhà trường khuyến khích Khoa thành lập nhóm nghiên cứu chuyên sâu, tham gia tư vấn phản biện theo yêu cầu Bộ Xây dựng Hội nghề nghiệp, đào tạo lớp kỹ sư chất lượng cao, tổ chức khóa học theo nhu cầu, theo địa chỉ, tăng cường hợp tác nghiên cứu cơng bố quốc tế Ngồi phát triển chun ngành truyền thống, chun ngành xây

dựng cơng trình ngầm đô thị đẩy mạnh đào tạo kỹ mô phỏng, áp dụng công nghệ thi công mới, chuyên ngành Công nghệ kỹ thuật vật liệu xây dựng phát triển vật liệu xanh, vật liệu hoàn thiện kiến trúc

Đối với cán bộ, giảng viên, sinh viên, thầy muốn nói điều nhân kiện kỷ niệm 45 năm thành lập Khoa Xây dựng?

Trước hết, xin chân thành cảm ơn những hệ thầy giáo, cô giáo, cán bộ, nhân viên công tác Khoa xây dựng nên truyền thống đào tạo Khoa, phần lịch sử Trường Cảm ơn lãnh đạo Bộ Kiến trúc trước đây, Bộ Xây dựng đã tạo điều kiện tốt cho phát triển Trường Chúng cảm ơn tổ chức, đơn vị, cá nhân đồng hành, ủng hộ hoạt động đào tạo nghiên cứu khoa học Khoa 45 năm qua.

Đối với giảng viên, sinh viên công tác Khoa Xây dựng, mong muốn là mong muốn chung chúng ta: Trân trọng lịch sử Khoa khơng ý nghĩa những đóng góp làm cho Khoa Xây dựng ngày càng phát triển hơn, đóng góp nhiều cho xã hội.

Xin cảm ơn thầy Hiệu trưởng chia sẻ Kính chúc thầy gia đình dồi sức khỏe và hạnh phúc.

Ảnh hưởng muội cacbon,

Triisopropanol amin đá vôi siêu mịn đến cường độ sớm xi măng Pooclăng

Effects of carbon black, Triisopropanolamine and ultrafine limestone powder on early strength of Portland cement

Tạ Ngọc Dũng, Phạm Thanh Mai

Tóm tắt

Bài viết trình bày số kết nghiên cứu ảnh hưởng hỗn hợp phụ gia gồm muội cacbon, triisopropanol amin đá vôi siêu mịn đến cường độ sớm xi măng pooclăng Các hỗn hợp phụ gia sử dụng với hàm lượng nhỏ (dưới 5% khối lượng so với xi măng), có thể tăng cường độ sớm đá xi măng lên từ 10 - 30%. Từ khóa: xi măng, muội cacbon, đá vôi siêu

mịn, triisopropanol amin, cường độ sớm

Abstract

This paper presents some results about the effect of carbon black, triisopropanolamine, and ultrafine limestone powder on the development of early strength of Portland cement With a small amount of additives (under 5% by mass of cement), early strength of Portland cement can be increased about 10 - 30%.

Keywords: cement, carbon black,

triisopropanolamine, ultrafine limestone powder, early strength

PGS.TS Tạ Ngọc Dũng

Viện Kỹ thuật hóa học, Trường Đại Học Bách Khoa Hà Nội

Email: dung.tangoc@hust.edu.vn

ThS Phạm Thanh Mai

Khoa Xây dựng, Trường Đại học Kiến Trúc Hà Nội

Email: phamthanhmai489@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Vấn đề nghiên cứu nâng cao cường độ xi măng pooclăng, đặc biệt cường độ tuổi sớm, không thu hút quan tâm nhà khoa học, nhà sản xuất Trong đó, tác động cách sử dụng phụ gia giải pháp mang lại hiệu cao, áp dụng rộng rãi nhà máy, đồng thời không gian kiến thức rộng để nhà khoa học tiếp tục nghiên cứu

Trong nghiên cứu trước, nhóm nghiên cứu chứng tỏ khả tăng cường độ sớm đá xi măng sử dụng phụ gia, cụ thể sau:

+ Phụ gia muội cacbon (C) với kích thước nano dải tỷ lệ - 0,010% khối lượng so với xi măng, kết thu cho thấy cường độ sớm đá xi măng tăng ngày tuổi 1, 3, ngày, mức tăng cao đạt mẫu sử dụng 0,002% muội cacbon (1)

+ Phụ gia TIPA cho kết tăng cường độ đá xi măng đạt ngày tuổi, cường độ cao đạt sử dụng 0,02% TIPA; nhiên, ngày tuổi, tác động TIPA thể chưa rõ (2).

Bên cạnh đó, phụ gia khoáng cho xi măng nghiên cứu sử dụng từ lâu dùng phổ biến nhà máy đá vôi Hơn nữa, nghiền đá vơi đến kích thước mịn siêu mịn dùng làm phụ gia cho xi măng cho hiệu tốt Các kết nghiên cứu trước chứng tỏ việc sử dụng đá vơi với kích thước mịn siêu mịn làm phụ gia nghiền clanhke tỷ lệ - 3% [3]; trộn trực tiếp với xi măng PC tỷ lệ - 20% [4]; trộn trực tiếp với xi măng PCB tỷ lệ - 15% [5] có tác động làm tăng cường độ đá xi măng

Kết hợp với kết nghiên cứu lý thuyết, nhóm nghiên cứu rút số nhận xét đưa nội dung nghiên cứu sau:

+ Kết hợp loại phụ gia TIPA muội cacbon để kiểm tra tác động hỗn hợp phụ gia đến cường độ sớm xi măng pooclăng

+ Nhận thấy, điều kiện thường muội cacbon kích thước nano dễ bị vón lại, dẫn đến việc phân tán muội cacbon (C) hay hỗn hợp TIPA – C xi măng khó, nhóm nghiên cứu nghĩ đến việc dùng phụ gia khác đưa vào hỗn hợp TIPA – C để phân tán tốt HHPG xi măng, không ảnh hưởng xấu đến cường độ xi măng, để đạt mục tiêu nâng cao cường độ sớm đá xi măng Do đó, nhóm nghiên cứu sử dụng thêm đá vôi siêu mịn nghiền hỗn hợp TIPA – C để phân tán tốt hỗn hợp xi măng Đồng thời khảo sát ảnh hưởng hỗn hợp phụ gia đá vôi siêu mịn – TIPA – C đến cường độ sớm xi măng pooclăng tìm hàm lượng HHPG cho kết tốt dải hàm lượng nghiên cứu

Vì vậy, viết trình bày số kết nghiên cứu ảnh hưởng hỗn hợp phụ gia muội cacbon – TIPA hỗn hợp phụ gia muội cacbon – TIPA – đá vôi siêu mịn đến cường độ sớm xi măng pooclăng

2 Vật liệu phương pháp nghiên cứu 2.1 Vật liệu thí nghiệm

2.1.1 Xi măng Pooclăng

Nghiên cứu sử dụng xi măng pooclăng có cách nghiền clanhke xi măng Bút Sơn với thạch cao Lào máy nghiền bi phịng thí nghiệm

KHOA HC & CôNG NGHê

Bng 7: Hàm lượng hỗn hợp phụ gia sử dụng

Ký hiệu mẫu Tỷ lệ HHPG, %

M0a

HH1 T:C = 10:1 0,022

HH2 T:C = 10:2 0,024

HH3 T:C = 10:3 0,026

HH4 T:C = 10:4 0,028

M0b

M1

D:T:C = 988:10:2

1

M2

M3

Thành phần khống, thành phần hóa clanhke xi măng Bút Sơn (Bảng 1, 2)

2.1.2 Muội cacbon (C)

Sử dụng muội cacbon Trung Quốc với đặc tính bảng 3,

2.1.3 Triisopropanol amin (TIPA)

TIPA dạng chất lỏng không màu, hỗn hợp 85% TIPA với 15% nước cất

Các đặc tính TIPA bảng 2.1.4 Đá vôi siêu mịn

Đá vôi siêu mịn có thành phần hạt bảng 2.2 Phương pháp nghiên cứu

Hỗn hợp phụ gia muội cacbon (C) TIPA (T) trộn phân tán nước máy khuấy từ trước sử dụng để đảm bảo độ phân tán tốt đưa vào trộn trực tiếp với xi măng

Phụ gia đá vôi siêu mịn (D), muội cacbon TIPA nghiền siêu mịn máy nghiền hành tinh đưa vào trộn với xi măng

Bảng 1: Thành phần hóa clanhke xi măng

Thành phần, % khối lượng

CaO SiO2 Al2O3 Fe2O3 MgO K2O+Na2O SO3 MKN

64,61 21,15 5,25 3,18 2,25 0,94 0,29 0,33

Bảng 2: Thành phần khoáng clanhke xi măng

Thành phần, % khối lượng

C3S C2S C3A C4AF

62,42 13,94 8,53 9,68

Bảng 3: Đặc tính muội cacbon

Màu sắc Đen

Công thức phân tử C

Phân tử lượng 12 (giống Cacbon) Tỷ trọng (20 0C) 1,7 – 1,9 g/cm3

Khả hịa tan Khơng tan nước Giá trị pH > [50g/l nước; 68 0F (20 0C)]

Kích thước hạt 28 – 36 nm

Bảng 4: Thành phần hóa muội cacbon

Thành phần, % khối lượng

C N H S

97,22 2,06 0,62 0,42

Bảng 5: Đặc tính TIPA

Cơng thức phân tử [CH3CH(OH)CH2]3N

Phân tử lượng 191,27

Tỷ trọng 1,027 g/cm3

Điểm sôi 104 0C

Điểm đông 0C

Độ nhớt 250C 240 cps

Dạng tồn Lỏng

Bảng 6: Phân bố cỡ hạt đá vôi siêu mịn

Cỡ hạt, μm < 1 - 5 - 10 > 10

Hàm lượng, % 0,164 41,822 43,802 14,214

Tài liệu tham khảo

1 Tạ Ngọc Dũng, Nguyễn Văn Hoàn, Trần Tử Hùng, Nguyễn Thị Hoàn (2013) Phụ gia siêu mịn cải thiện cường độ sớm đá xi măng Hà Nội: Hội nghị Khoa học kỷ niệm 50 năm ngày thành lập Viện KHCN Xây dựng.

2 Pham Thanh Mai, Ta Ngoc Dung (2014) The effects of triisopropanolamine (TIPA) on the development of early strength of Portland cement Hanoi: Journal of Science & Technology Technical Universities.

3 Võ Nguyên Hùng (2013) Nghiên cứu ảnh hưởng kích thước hạt phụ gia khống đến số tính chất xi măng pooclăng Hà Nội: Luận văn thạc sỹ Đại học Bách khoa Hà Nội.

4 Nguyễn Trần Sơn, Trần Duy Quý (2009) Nghiên cứu ảnh hưởng

của phụ gia đá vôi mịn siêu mịn đến số tính chất xi măng Hà Nội: Đồ án tốt nghiệp Đại học Bách khoa Hà Nội. 5 Nguyễn Mạnh Tường (2005) Nghiên cứu khả sử dụng bột đá vôi siêu mịn làm phụ gia khống hoạt tính cho xi măng pooclăng hỗn hợp Hà Nội: Luận văn thạc sỹ Đại học Bách khoa Hà Nội.

6 Soroka, N Stern (1975) Calcareous fillers and the compressive strength of Portland cement Cement and concrete research Vo1.6, pp 367-376, 1976 Pergamon Press, Inc Printed in the United States

7 Phạm Thanh Mai (2014) Khảo sát khả nâng cao cường độ sớm xi măng pooclăng Hà Nội: Luận văn thạc sỹ khoa học Đại học Bách khoa Hà Nội.

Khảo sát ảnh hưởng hỗn hợp phụ gia với hàm lượng khác đến cường độ sớm đá xi măng để tìm hàm lượng hỗn hợp phụ gia có ảnh hưởng tốt

Hàm lượng hỗn hợp phụ gia sử dụng 3 Kết thảo luận

3.1 Ảnh hưởng hỗn hợp phụ gia TIPA – muội cacbon đến cường độ sớm xi măng

Kết nghiên cứu ảnh hưởng hàm lượng hỗn hợp phụ gia muội cacbon TIPA đến cường độ sớm đá xi măng thể bảng 8:

Kết cho thấy cường độ nén mẫu tuổi 1, 3, ngày tăng so với mẫu kiểm chứng (mẫu M0a), mức tăng mạnh đạt mẫu sử dụng 0,024% hỗn hợp phụ gia thành phần (mẫu HH2)

3.2 Ảnh hưởng hỗn hợp phụ gia đá vôi siêu mịn – TIPA – muội cacbon đến cường độ sớm xi măng

Kết nghiên cứu ảnh hưởng hàm lượng hỗn hợp phụ gia đá vôi siêu mịn, muội cacbon TIPA đến cường độ sớm đá xi măng thể bảng

Kết cho thấy cường độ nén mẫu có hỗn hợp phụ gia tuổi 1, 3, ngày tăng so với mẫu kiểm chứng (mẫu M0b); tỷ lệ HHPG khác (từ - 3%), cường độ mẫu tăng tăng mạnh mẫu sử dụng 2% hỗn hợp phụ gia thành phần (mẫu M2)

Qua thấy rõ hiệu tăng cường độ đá xi măng sử dụng kết hợp phụ gia đá vôi siêu mịn, TIPA muội cacbon có kích thước nano Như vậy, đá vơi siêu mịn thể tốt vai trò phân tán hỗn hợp TIPA – C; đồng thời thể tác dụng vi cốt liệu với muội cacbon tạo tâm kết tinh cho sản phẩm hydrat hóa, tạo điều

kiện thuận lợi cho hình thành phát triển tinh thể hydrat, lấp đầy lỗ rỗng hạt xi măng chưa thủy hóa hết, tạo cấu trúc đặc cho đá xi măng Mặt khác, hạt đá vôi siêu mịn phản ứng với Ca(OH)2 tạo q

trình thủy hóa xi măng, làm dịch chuyển cân phản ứng nên lớp vỏ mỏng bao phủ bề mặt hạt C3S giúp khuếch tán ion qua lớp vỏ mỏng xảy dễ

dàng, thúc đẩy tốc độ hydrat hóa khống; đồng thời hạt đá vôi siêu mịn phản ứng với Ca(OH)2 tạo thành hydro

cacbohydroxit canxi CaCO3.nCa(OH)2.mH2O [6] đóng

vai trò mầm kết tinh dị thể, giúp xi măng đóng rắn nhanh tăng cường độ sớm đá xi măng Đồng thời, TIPA có khả phản ứng với sắt từ khoáng C4AF tạo phức

Fe(III)-TIPA, giúp phá vỡ lớp bảo vệ giàu Fe(III) chuyển dịch Fe3+, tạo điều kiện để khoáng khác clanhke thủy

hóa sớm hơn, giúp tăng cường độ xi măng [2,7] 4 Kết luận

Hỗn hợp phụ gia muội cacbon, TIPA giúp tăng cường độ sớm đá xi măng, hiệu tăng cường độ cao đạt sử dụng 0,024% hỗn hợp phụ gia thành phần (mẫu HH2) với mức tăng cường độ 19,16% ngày tuổi, 14,72% ngày tuổi 26,40% ngày tuổi so sánh với mẫu kiểm chứng (mẫu Moa)

Hỗn hợp phụ gia muội cacbon, TIPA đá vôi siêu mịn giúp tăng cường độ sớm đá xi măng, hiệu tăng cường độ rõ rệt sử dụng 2% hỗn hợp phụ gia thành phần (mẫu M2) với mức tăng cường độ 20,88% ngày tuổi, 24,33% ngày tuổi 8,91% ngày tuổi so sánh với mẫu kiểm chứng (mẫu Mob)

Các kết nghiên cứu cho thấy hiệu rõ rệt sử dụng hỗn hợp phụ gia tìm tỷ lệ hiệu hỗn hợp phụ gia nghiên cứu này./

Bảng 8: Cường độ mẫu xi măng sử dụng HHPG và biến đổi cường độ so với mẫu kiểm chứng (Δ)

Mẫu HHPG, %

Kết cường độ nén mẫu

R1 R3 R7

MPa Δ, % MPa Δ, % MPa Δ, %

M0a 49,38 100 69,08 100 74,67 100

HH1 0,022 57,58 116,62 69,50 100,60 87,25 116,85 HH2 0,024 58,83 119,16 79,25 114,72 94,38 126,40 HH3 0,026 57,08 115,61 72,88 105,49 85,33 114,29 HH4 0,028 54,83 106,15 66,68 104,08 84,17 107,99 Mức tăng tối

đa, % ~ 20% ~ 15% ~ 30%

Bảng 9: Cường độ mẫu xi măng sử dụng HHPG và biến đổi cường độ so với mẫu kiểm chứng (Δ)

Ký hiệu mẫu

HHPG, %

Cường độ, MPa, tuổi

R1 R3 R7

MPa Δ, % MPa Δ, % MPa Δ, % M0b 51,60 100,00 60,19 100,00 75,20 100,00

M1 59,60 115,50 67,00 111,32 75,85 100,86 M2 62,38 120,88 74,83 124,33 81,90 108,91 M3 58,70 113,76 65,26 108,43 79,86 106,20 Mức tăng ti

KHOA HC & CôNG NGHê

Nghiên cứu ảnh hưởng tổ hợp phụ gia khống sợi đến số tính chất bê tông cường độ siêu cao

Research on the impact of combination of mineral and fiber additives to some properties of ultra - high strength concrete

Đỗ Trọng Toàn, Vũ Hải Nam, Trần Sinh

Tóm tắt

Bài báo trình bày kết nghiên cứu ảnh hưởng tổ hợp phụ gia khoáng từ tro bay, silica fume nano silica với sợi thép phân tán đến một số tính chất bê tơng cường độ siêu cao cường độ chịu nén chịu uốn, tính thấm nước biến dạng co ngót, Qua có phân tích, đánh giá kết có đề xuất hướng nghiên cứu tiếp theo. Từ khóa: Bê tơng cường độ siêu cao (UHSC);

tổ hợp phụ gia khoáng; sợi thép phân tán.

Abstract

This paper presents the research results on the impact of combination of mineral additives from fly ash, silica fume and nano silica with scattered steel fibers to some properties of ultra-high strength concrete such as compressive strength and bending strength, water permeability and deformation, shrinkage Thereof, the obtained results are analyzed and evaluated and continued research directions are proposed.

Keywords: Ultra High Strength Concrete

(UHSC); mineral additives; scattered steel fibers.

ThS Đỗ Trọng Toàn

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: trongtoan007@gmail.com

TS Vũ Hải Nam

Trung tâm Bê tông xi măng Viện Vật liệu xây dựng Email: namvlxd@gmail.com

Trần Sinh

Sinh viên Khoa Xây dựng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: transinh9595@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Trong cơng trình xây dựng, bê tơng loại vật liệu sử dụng phổ biến chiếm 60% khối lượng cơng trình Hiện Việt Nam cơng trình xây dựng dân dụng thường sử dụng bê tơng với cường độ nén 20 ÷ 40 MPa, nên kích thước kết cấu lớn Bên cạnh đó, với trình hội nhập kinh tế quốc tế nhu cầu phát triển xây dựng giới Việt Nam lớn, đặc biệt phát triển cơng trình nhà cao tầng, siêu cao tầng, kết cấu chịu ăn mòn, mài mòn, bể xử lý khí thải hạt nhân, kết cấu vỏ mỏng, cầu dân sinh, … đòi hỏi phát triển vật liệu bê tông cường độ siêu cao (UHSC)

Việc sử dụng vật liệu yếu tố quan trọng định đến chất lượng bê tơng Thực tế cho thấy, ngồi thành phần chế tạo xi măng, cốt liệu nước kết hợp sử dụng thêm loại phụ gia khoáng sợi để nâng cao chất lượng cho bê tông, đặc biệt loại bê tơng địi hỏi chất lượng cao UHSC Việc kết hợp nhiều loại phụ gia khoáng với tạo thành tổ hợp với sợi thép tiết kiệm chi phí vật liệu đầu vào, cải thiện cường độ, tính chống thấm, biến dạng, … 2 Vật liệu sử dụng phương pháp nghiên cứu

2.1 Vật liệu sử dụng

- Xi măng sử dụng nghiên cứu xi măng Nghi Sơn PCB40, tính chất lý xi măng thỏa mãn TCVN 2682-2009;

- Cát trắng mịn sử dụng thỏa mãn TCVN 7570-2006;

- Sử dụng phụ gia siêu dẻo gốc polycarboxylate hệ thứ mức độ giảm nước phụ gia 40% Tổ hợp phụ gia khoáng tro bay (FA), silica fume (SF) nano silica (NS) có số hoạt tính tính chất phù hợp;

- Sợi thép sử dụng có tiết diện trịn, chiều dài 13 mm, đường kính 0,2 mm; - Nước sử dụng đề tài đáp ứng yêu cầu kĩ thuật TCVN 4506 - 2012 nước trộn vữa bê tông

2.2 Phương pháp nghiên cứu

- Lý thuyết kết hợp với thực nghiệm

- Sử dụng phương pháp quy hoạch thực nghiệm để tìm phương trình hồi quy cấp phối thí nghiệm

- Sử dụng phương pháp thí nghiệm theo tiêu chuẩn Việt Nam nước - Sử dụng phương pháp phi tiêu chuẩn khác

3 Kết nghiên cứu

3.1 Lựa chọn biến tỷ lệ sử dụng qui hoạch thực nghiệm

Dựa theo tài liệu tham khảo q trình thí nghiệm thăm dị phịng thí nghiệm đề tài lựa chọn biến tỷ lệ sử dụng qui hoạch thực nghiệm sau:

- X1 (nano silica-NS): tỷ lệ sử dụng 1% ÷ 2% so với xi măng;

- X2 (tỷ lệ nước/chất kết dính-N/CKD): tỷ lệ sử dụng 0,15 ÷ 0,2 so với chất kết dính;

- X3 (tỷ lệ dùng sợi thép - Sợi): chọn tỷ lệ sử dụng 1% ÷ 3% so với thể tích bê tơng

3.2 Kết đánh giá quy hoạch thực nghiệm

Tính tốn thành phần bê tơng dựa sở quy hoạch thực nghiệm tính theo nguyên tắc thể tích tuyệt đối, kết cho bảng

Trên sở kết thí nghiệm thu theo kế hoạch thực nghiệm bảng 1, tính tốn thống kê theo phương pháp hồi quy với mức có nghĩa hệ số phương trình p=0,05 bậc tự lặp f2=5 Trong q trình tính tốn sử dụng phần

Bảng 1: Cấp phối thí nghiệm kết xác định cường độ chịu nén

STT

Biến mã Tỷ lệ thành phần cấp phối Cường độ chịu nén, MPa

x1 x2 x3 NS N/CKD Sợi Rn1 Rn3 Rn7 Rn28

1 -1 -1 -1 0,150 1,000 81,9 104,1 132,1 161,7

2 -1 -1 0,150 1,000 86,5 109,9 139,5 170,8

3 -1 -1 0,200 1,000 67,8 86,2 109,3 133,9

4 1 -1 0,200 1,000 70,5 89,6 113,7 139,2

5 -1 -1 1 0,150 3,000 105,5 134,0 170,0 208,2

6 -1 0,150 3,000 110,2 140,1 177,7 217,6

7 -1 1 0,200 3,000 85,4 108,5 137,7 168,6

8 1 0,200 3,000 92,3 117,3 148,8 182,2

9 -1,68 0 0,66 0,175 2,000 87,8 111,6 141,6 173,3

10 1,68 0 2,34 0,175 2,000 92,1 117,1 148,6 181,9

11 -1,68 1,5 0,133 2,000 107,4 136,4 173,1 211,9

12 1,68 1,5 0,217 2,000 77,0 97,9 124,1 152,0

13 0 -1,68 1,5 0,175 0,318 72,0 91,5 116,1 142,2

14 0 1,68 1,5 0,175 3,682 100,8 128,2 162,6 199,1

15 0 1,5 0,175 2,000 86,5 110 139,5 170,8

16 0 1,5 0,175 2,000 87,4 111,1 140,8 172,5

17 0 1,5 0,175 2,000 89,8 114,1 144,8 177,3

18 0 1,5 0,175 2,000 88,2 112,1 142,2 174,2

19 0 1,5 0,175 2,000 83,5 106,1 134,6 164,9

20 0 1,5 0,175 2,000 85,7 108,9 138,1 169,1

hàm lượng NS, hàm lượng sợi thép tới hàm mục tiêu dạng biến mã sau:

1 3

2 2

2 3

28,97 32,87 0,17

171,59 ,07

5,5 3,63 7,98 3,39

6,39

X X X X X X X

X X X X

Y

X

Λ

= + − + + + −

− + + −

Kiểm tra tính tương hợp mơ hình qua chuẩn số Fisher với mức có nghĩa 0,05 phần mềm Design Expert 7.1 cho kết mơ hình tương hợp với tranh thực nghiệm

Trong UHSC yếu tố ảnh hưởng có tương tác qua lại với nhau, xét với hai yếu tố cố định hàm lượng của yếu tố thứ 3, thay đổi hai yếu tố ảnh hưởng tới hàm mục tiêu khảo sát miền nghiên cứu yếu tố lại, thấy rõ ảnh hưởng thơng qua không gian đồ thị x0y Xét trường hợp hai yếu tố đầu vào tỷ lệ N/CKD hàm lượng NS, tương quan ảnh hưởng hai thành phần với thể vị trí đặc biệt hệ ta cố định hàm lượng sợi thép vị trí tâm kế hoạch

Nhận xét chung:

Cả ba yếu tố (N/CKD, NS, hàm lượng sợi thép) ảnh hưởng đến phát triển cường độ cho bê tông Khi ba yếu tố thay đổi cường độ bê tơng thay đổi theo Hàm lượng nanosilica ảnh hưởng tỷ lệ thuận với cường độ chịu nén bê tông Khi hàm lượng nanaosilica bê tông tăng, phản ứng puzzơlan hàm lượng SiO2 hoạt tính

trong bê tơng tăng, làm giảm lượng C-H sinh q trình thủy hóa xi măng tạo khống C-S-H có cường độ cao Bên cạnh phản ứng puzzơlan, nanosilica cho vào giúp điền đầy vào khoảng trống bê tông tạo cho bê tơng có cấu trúc đặc

Tỷ lệ N/CKD ảnh hưởng lớn lên hàm mục tiêu cường độ Khi hàm lượng nước bê tông giảm, cường độ bê tông tăng Do chế tạo bê tông, việc giảm lượng nước sử dụng cho cấp phối bê tông giúp tăng cường độ cho bê tông

Sợi thép sử dụng bê tông liên kết vùng đá xi

Bảng 2: Tỷ lệ thành phần vật liệu tối ưu từ phương pháp quy hoạch thực nghiệm Kí hiệu

mẫu C/X FA/X SF/X NS (%X) THÉP/V (%V) PGSD/CKD (%CKD) N/CKD

TUT 0,70 0,10 0,07 1,00 3,00 1,40 0,15

Bảng 3: Cấp phối lựa chọn cho 1m3 bê tơng thí nghiệm

Kí hiệu

mẫu C (kg) FA (kg) SF (kg) Ns (kg) THÉP (kg) PGSD (kg) N (kg) X (kg) V (m3)

măng bê tông, giúp tải trọng tác dụng vào cấu trúc bê tông phân bố khắp cấu trúc Cường độ bê tông tăng mạnh hàm lượng sợi thép sử dụng tăng Tuy hàm lượng sợi thép sử dụng lớn bê tông bị phân tầng sợi thép cuộn thành búi chìm xuống đáy kết cấu

3.3 Kết nghiên cứu ảnh hưởng đến số tính chất bê tơng cường độ siêu cao

3.3.1 Ảnh hưởng tổ hợp phụ gia khoáng sợi thép đến cường độ chịu nén chịu uốn

Nhận xét: Kết xác định cường độ chịu nén uốn mẫu bê tông thí nghiệm cho thấy cường độ bê tơng phát triển nhanh cho cường độ cao Trong cường độ chịu nén bê tông đạt 215MPa tuổi nén 28 ngày Bê tông phát triển cường độ không nhiều từ 28 đến 60 ngày tuổi tăng từ 215MPa lên 218,3MPa Cường độ chịu uốn tuổi ngày đạt 25,2MPa, đạt yêu cầu đề với UHSC 15MPa Cường độ chịu uốn bê tông đạt 56,7MPa tuổi 28 ngày

Bê tông sử dụng cốt sợi tổ hợp phụ gia khoáng cho phép kết cấu chịu lực làm việc thời gian ngắn sau thi cơng UHSC thích hợp với cơng trình u cầu thời gian thi cơng, cơng trình quân sự, cầu cảng hay bể chứa chất thải nguy hiểm Tuy với chi phí ban đầu tương đối cao xét lợi ích khả chịu lực hay thời

chọn hợp lý

3.3.2 Ảnh hưởng tổ hợp phụ gia khoáng sợi thép đến mức độ thấm ion clo

Kết tính toán thấm ion theo phương pháp điện lượng cấp phối bê tơng rút từ phương trình hồi quy thực nghiệm xác định theo TCVN 9337-2012

Từ kết thu theo thí nghiệm thấm ion clo ta thấy cấp phối tối ưu có mức độ thấm ion clo nằm khoảng 100 culông Việc sử dụng sợi thép cấu trúc bê tông cho phép dịng điện truyền qua sợi thép kết đo thấm ion clo sợi thép nhỏ Kết cho thấy UHSC sử dụng tổ hợp phụ gia khoáng sợi thép khơng có cường độ cao mà cịn có độ đặc lớn Từ tăng khả chống thấm giảm thiểu khả ăn mòn vào bên bê tông làm giảm nguy gây ăn mịn cốt thép bê tơng Độ đặc lớn cho phép UHSC chế tạo từ tổ hợp phụ gia khống sợi thép làm việc kết cấu chịu ăn mịn cao mơi trường biển, lò hạt nhân bể chứa rác thải nguy hại

3.3.3 Ảnh hưởng tổ hợp phụ gia khoáng sợi thép đến biến dạng co ngót mẫu trụ

Mục đích thí nghiệm nhằm đánh giá biến đổi chiều cao mẫu trụ bê tơng có kích thước 150x75mm theo thời gian, hỗn hợp bê tơng rót tự lèn đầy khuôn (không chấn

105.5

138.5

176.5

215 218.3

0 50 100 150 200 250

1 28 60

Cư

ờn

g

độ

n

én

, MP

a

Ngày tuổi

25.8

33.4

39.6

56.7 57.2

0 10 20 30 40 50 60 70

1 28 60

Cư

ờn

g

độ

uốn

, MP

a

Ngày tuổi

Hình Cường độ chịu nén mẫu thí nghiệm tuổi đến 60 ngày

Hình Điện lượng truyền qua mẫu thí nghiệm theo thời gian

Hình Cường độ chịu uốn mẫu thí nghiệm tuổi đến 60 ngày

đến hỗn hợp bê tơng đơng kết (khoảng ÷ 12 giờ) bắt đầu lắp đồng hồ đo biến dạng co ngót, qua đánh giá biến dạng bê tông từ hỗn hợp bê tông đông kết tới trạng thái đá xi măng tuổi dài ngày Phương pháp dựa theo tiêu chuẩn ASTM-C1090-01 Kết theo dõi thay đổi chiều cao mẫu trụ đánh giá theo tuổi bê tông 1, 3, 7, 14 28 ngày trình bày theo hình

Qua q trình theo dõi co ngót UHSC nhóm nghiên cứu nhận thấy bê tơng có mức độ co ngót nhỏ Sợi thép sử dụng cấu trúc bê tông sợi cứng, sợi thép liên kết với vùng đá xi măng cản co tốt Thời gian co ngót mạnh diễn giai đoạn từ ngày tới tuổi 14 ngày Trong giai đoạn từ co mềm đến độ tuổi ngày khoảng thời gian bê tông co nhiều chiếm 80% chiều dài co bê tơng vịng 28 ngày tuổi Từ 14 ngày tuổi đến 28 ngày tuổi bê tơng co ngót chậm, thay đổi khơng đáng kể 4 Kết luận kiến nghị

4.1 Kết luận

1 Đề tài thiết lập phương trình hồi quy thực nghiệm mô tả ảnh hưởng thành phần cấp phối đến cường độ nén uốn UHSC tuổi 28 ngày, đưa cấp phối cho 1m3 bê tông bảng 3.

2 Việc sử dụng tổ hợp phụ gia khống cấp phối khơng giúp bê tơng đạt cường độ cao mà cịn cải thiện cường độ tuổi ngắn ngày Khi kết hợp nanosilica với phụ gia khoáng giúp nâng cao chất lượng cho UHSC Hiện nay, nước ta chưa có đề tài nghiên cứu ảnh hưởng nanosilica đến tính chất UHSC, bước tiến đề tài

3 Chế tạo UHSC đạt cường độ nén 150MPa cường độ uốn 15MPa sử dụng tổ hợp phụ gia khoáng bao gồm SF, NS, FA sợi thép Trong phạm vi nghiên cứu, đề tài chế tạo thành công UHSC đạt cường độ nén uốn lớn 215MPa 56,7MPa điều kiện dưỡng hộ tiêu chuẩn

4 Kết thấm ion clo cho thấy UHSC sử dụng tổ hợp phụ gia khoáng sợi thép có mức độ thấm ion clo khơng đáng kể (nhỏ 100culong) biến dạng co ngót bê tông nhỏ (nhỏ 0,65 mm/m)

5 Việc sử dụng tổ hợp phụ gia khoáng sợi thép chế tạo bê tơng nói chung bê tơng cường độ siêu cao nói riêng hồn tồn áp dụng cho cơng trình có u cầu đặc biệt cơng trình dân dụng (cầu có nhịp lớn, kết cấu mỏng, cầu dân sinh, cầu vượt khu đô thị hay nhà cao tầng khác, …)

4.2 Kiến nghị

1 Tiếp tục nghiên cứu ảnh hưởng tổ hợp phụ gia khoáng sợi thép đến số tính chất khác UHSC tính cơng tác, khả giữ độ lưu động, modun đàn hồi, độ bền lâu, … Đặc biệt nghiên cứu ứng dụng vào kết cấu cụ thể thực tế

2 Nghiên cứu ứng xử học UHSC sử dụng hàm lượng sợi thép phân tán khác như: từ biến, trình phát triển mở rộng vết nứt, khả chịu va đập toán dao động kết cấu để hướng tới kết cấu đặc biệt chịu tác động nổ, va đập mạnh

3 Đánh giá tính kinh tế tổ hợp phụ gia khoáng sợi thép chế tạo loại bê tông thị trường Việt Nam./

Tài liệu tham khảo

1 ASTM-C1090-01: Tiêu chuẩn - Phương pháp thử - Đo thay đổi chiều cao mẫu trụ hỗn hợp vữa sử dụng chất kết dính xi măng.

2 TCVN 9337-2012: Bê tông nặng - Xác định độ thấm ion clo bằng phương pháp đo điện lượng.

3 TCVN 7572-2006: Cốt liệu cho bê tông vữa - Phương pháp thử.

4 TCVN 4506-2012: Nước cho bê tông vữa - Yêu cầu kĩ thuật. 5 TCVN 10302:2014: Phụ gia hoạt tính tro bay dùng cho bê tơng

vữa xây xi

6 TCVN 3121-11:2003: Vữa xây dựng - Phương pháp thử, Phần 11: Xác định cường độ uốn nén vữa đóng rắn 7 TCVN 2682-2009: Xi măng Poóc lăng - Yêu cầu kĩ thuật. 8 Phạm Duy Hữu; Nguyễn Ngọc Long; Đào Văn Đông; Phạm Duy

Anh, “Bê tông cường độ cao chất lượng cao”.

9 Nguyễn Minh Tuyển, 2005 “Quy hoạch thực nghiệm”, Nhà xuất bản Khoa Học Công Nghệ.

10 Văn Viết Thiên Ân, 2013 “Characteristics of Rice Husk Ash and Application in Ultra - High Performance Concrete”, Luận án Tiến Sỹ, Trường Đại học Xây Dựng, Hà Nội.

11 Bùi Danh Đại, 2010 “Phụ gia khoáng hoạt tính cao cho bê tơng chất lượng cao”, Bài giảng dành cho Cao học Vật liệu Xây dựng, Trường Đại học Xây Dựng, Hà Nội.

12 Nguyễn Công Thắng, 2016 “Nghiên cứu chế tạo bê tông chất lượng siêu cao sử dụng phụ gia khoáng vật liệu sẵn có Việt Nam”, Viện Khoa Học Công Nghệ Vật Liệu Xây Dựng, 13 Phạm Duy Hữu, Nguyễn Ngọc Long, Phạm Hoàng Kiên, Nguyễn

Thanh Sang, 2011 “Nghiên cứu công nghệ chế tạo bê tơng có cường độ siêu cao ứng dụng kết cấu cầu nhà cao tầng”, Đề tài nghiên cứu khoa học công nghệ cấp bộ, B2010-04-130-TĐ, Đai học Giao Thông Vận Tải.

14 Trần Bá Việt, Uông Hồng Sơn, 2015 “Nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng sợi thép tro trấu đến bê tông cường độ siêu cao – UHPSFC”, Tạp trí xây dựng, Bộ xây dựng, Số 1. 15 Peter Buitelaar, 2004 “Ultra High Performance Concrete:

Nghiên cứu khả chế tạo gạch bê tông sử dụng tro bay nhiệt điện với hàm lượng cao

Study on feasibility of using fly ash with large content for producing concrete bricks

Nguyễn Việt Cường, Đinh Trọng Vương

Tóm tắt

Bài báo trình bày kết nghiên cứu ảnh hưởng hàm lượng tro bay đến số tính chất gạch bê tơng Kết nghiên cứu việc thay phần cốt liệu hỗn hợp bê tông tro bay với hàm lượng hợp lý làm cường độ gạch tăng đáng kể mà làm tăng khả chống thấm, giảm khối lượng thể tích cho viên gạch Từ khóa: Gạch bê tông, phế thải công nghiệp,

tro bay,

Abstract

This article presents the results of studying the effect of fly ash content on some properties of concrete bricks Research results indicate that, replacing a part of fine aggregate by fly ash with a reasonable content not only increases the strength of brick, but also increases the waterproofing capacity, weight of bricks. Keywords: concrete bricks, Industrial waste,

fly ash,

TS Nguyễn Việt Cường

Khoa Xây dựng, Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội, Email: <cuong.vlxd.dhkt@ gmail.com>

KS Đinh Trọng Vương

Viện Khoa học thủy lợi Việt Nam

1 Đặt vấn đề

Xây dựng, phát triển hệ thống hạ tầng xã hội yêu cầu quan trọng cho việc phát triển kinh tế quốc gia có Việt Nam Theo quy hoạch tổng thể phát triển VLXD đến năm 2020 [1], nhu cầu sử dụng vật liệu xây tương ứng khoảng 42 tỷ viên gạch quy chuẩn Nếu đáp ứng nhu cầu gạch đất sét nung tiêu tốn khoảng 57 - 60 triệu mét khối đất sét, tương đương với 2.800 - 3.000 đất nông nghiệp; tiêu tốn từ 5,3 - 5,6 triệu than; thải khoảng 17 triệu khí CO2,

chính nguyên nhân gây hiệu ứng nhà kính

Mặt khác theo báo cáo Bộ Xây dựng, đến năm 2018, với số lượng quy mô nhà máy nhiệt điện phát triển theo quy hoạch, khối lượng phát thải tro, xỉ 61 triệu tấn; đến năm 2020 109 triệu tấn, đến năm 2025 248 triệu Trong khi, tổng lượng tro, xỉ sử dụng làm nguyên liệu chiếm 30%, đòi hỏi năm hàng nghìn héc ta đất làm bãi chứa gây áp lực ô nhiễm môi trường Nguy trước mắt nhà máy phải dừng sản xuất khơng có đủ bãi chứa phế thải tro, xỉ

Bảng 1: Tính chất lý xi măng PC40 Bút Sơn

TT Chỉ tiêu Kết PP thử

1 Độ mịn, theo phương pháp Blaine, cm2/g 3510 TCVN 4030:2003

2 Lượng sót sàng 0,09mm, % 1,1 TCVN 4030:2003

3 Lượng nước tiêu chuẩn, % 26,3 TCVN 6017:1995

4

Thời gian đông kết, phút - Bắt đầu

- Kết thúc

150 185

TCVN 6017:1995

5

Cường độ nén, MPa - ngày

- 28 ngày

34.86 52.34

TCVN 6016:2011

6 Hàm lượng SO3, % 2.07 TCVN 141:1998

Bảng 2: Thành phần hạt đá mạt

Cỡ sàng Hàm lượng sót sàng % Hàm lượng sót sàng, %

5 <5

2,5 24.97 0-25

1,25 50.86 10-50

0,63 63.55 35-70

0,315 87.86 65-90

0,14 96.23 80-95

Bảng 3: Các tính chất lý đá mạt

Tính chất Kết Đơn vị Phương pháp thử

Khối lượng thể tích đổ đống 1,671 g/cm3 TCVN 7572-6:2006

Độ ẩm đá 0,86 % TCVN 7572-7:2006

Khối lượng riêng 2,705 g/cm3 TCVN 7572-4:2006

Khối lượng thể tích khơ 2,563 g/cm3 TCVN 7572-4:2006

Modun độ lớn 3,23 TCVN 7572-2:2006

Tài liệu tham khảo

1 1469/QĐ-TTg, Phê duyệt Quy hoạch tổng thể phát triển vật liệu xây dựng Việt Nam đến năm 2020 định hướng đến năm 2030, Hà Nội 2014.

Chính Chính phủ có Quyết định 567/QĐ-TTg phê duyệt chương trình phát triển VLXD tới năm 2020 với mục tiêu phát triển sản xuất sử dụng VLXD không nung thay cho gạch đất sét nung Theo đó, mục tiêu cụ thể phải phát triển sản xuất sử dụng vật liệu không nung thay gạch đất sét nung đạt tỷ lệ: 20-25% vào năm 2015; 30-40% vào năm 2020 Hàng năm sử dụng khoảng 15-20 triệu phế thải công nghiệp (tro xỉ nhiệt điện, xỉ lò cao ) để sản xuất VLXD khơng nung, tiến tới xố bỏ hồn tồn sở sản xuất gạch đất sét nung lò thủ công

Theo nghiên cứu ứng dụng thực hiện, vật liệu xây dựng đặc biệt loại gạch làm từ tro xỉ có đặc tính cách âm, chống thấm, chịu nhiệt độ cao tốt gạch đất sét nung Từ đặc tính đó, việc áp dụng ngun liệu tro xỉ từ nhà máy nhiệt điện để sản xuất gạch bê tơng hồn tồn giải phần vấn đề ô nhiễm môi trường Từ phân tích thấy rằng, nghiên cứu sử dụng trực tiếp tro bay nhà máy nhiệt điện với hàm lượng lớn để sản xuất gạch xi măng cốt liệu hướng nghiên cứu khả thi có hiệu vừa đảm bảo chất lượng sản phẩm, vừa tiết kiệm chi phí phát sinh cho việc xử lý tro bay

2 Vật liệu phương pháp nghiên cứu 2.1 Nguyên liệu sử dụng

a Xi măng

Sử dụng xi măng Bút Sơn PC 40, phù hợp TCVN 2682 - 2009

b Cốt liệu

Trong thực tế sản xuất gạch bê tơng (GBT) cốt liệu lớn cốt liệu nhỏ cho sản xuất GBT thường không tách rời Các sở sản xuất GBT thường sử dụng đá mạt, cấp hạt nằm khoảng (0-7) mm Đá mạt loại vật liệu có cấp hạt nhỏ thu trình sản xuất sản phẩm đá dăm cho chế tạo bê tông Trong nghiên cứu sử dụng đá mạt nhà máy gạch Khang Minh - Hà Nam Các tính chất lý đá mạt trình bày bảng bảng

c Tro bay nhiệt điện

Tro bay sử dụng cho nghiên cứu tro bay nhà máy nhiệt điện Vĩnh Tân.Thành phần hóa, tính chất tro bay trình bày bảng bảng

2.1 Phương pháp nghiên cứu

Trong nghiên cứu sử dụng phương pháp nghiên cứu lý thuyết kết hợp với thực nghiệm thông qua việc đánh giá ảnh hưởng hàm lượng tro bay đến số tính chất gạch bê tơng so với mẫu đối chứng nhằm mục đích đánh giá khả sử dụng tro bay với hàm lượng lớn việc sản xuất gạch bê tơng Thí nghiệm xác định tính chất gạch bê tơng thực theo phương pháp tiêu chuẩn TCVN 6477 :2016, TCVN 6355 :2009

3 Kết nghiên cứu thảo luận 3.1 Lựa chọn thành phần cấp phối

Các cấp phối nghiên cứu xây dựng dựa sở tính tốn cấp phối đối chứng [2] Tro bay đưa vào thay đá mạt theo tỷ lệ 20, 30, 40 50% Bảng 4: Thành phần hóa tro bay Vĩnh Tân

MKN SiO2 Fe2O3 Al2O3 CaO MgO SO3 K2O Na2O TiO2 N2O td CaO td

11,4 53,38 4,63 21,5 1,54 1,41 0,36 4,02 0,04 0,89 2,69 0,00

Bảng 5: Tính chất tro bay NMNĐ Vĩnh Tân theo tiêu chuẩn TCVN 10302:2014

TT Tên tiêu Đơn vị Kết

1 Tổng hàm lượng ôxit (SiO2, Al2O3, Fe2O3) % 79,51

2 Hàm lượng SO3 % 0,36

3 Hàm lượng Cao tự % <0,008

4 Hàm lượng kiềm NaO2 tđ % 2,45

5 Độ ẩm % 2,55

6 Hàm lượng MKN % 11,4

7 Khối lượng riêng g/cm3 2,2

8 Độ mịn sàng 45μm % 29,4

9

Chỉ số hoạt tính cường độ - Ở tuổi ngày - Ở tuổi 28 ngày

%

75,30 87,60

10 Lượng nước yêu cầu % 95

Bảng 6: Cấp phối nghiên cứu

STT Thành phần phối Nước (kg) Độ cứng ( s)

Xi măng Tro bay Đá mạt

F0-8 12.5 0.94 12

F20-8 2.50 10 1.05 14

F30-8 3.75 8.75 1.29 16

F40-8 5.00 7.50 1.42

được trình bày bảng Lượng nước sử dụng xác định qua thực nghiệm nhằm đảm bảo khả tạo hình mẫu

Có thể thấy thay phần đá mạt tro bay lượng nước trộn có xu hướng tăng lên theo tỷ lệ thuận, việc giải thích lượng hạt mịn thay tăng lên làm cỡ hạt trung bình cốt liệu giảm, lượng nước trộn mà tăng lên

3.2 Ảnh hưởng hàm lượng tro bay đến khối lượng thể tích cường độ gạch bê tông

Khi thay đá mạt tro bay đến 20% khối lượng thể tích viên gạch có chiều hướng tăng lên hạt tro mịn hơn, lấp đầy khoảng trống đá mạt để lại Trong khi tăng hàm lượng thay từ 20-50% khối lượng thể tích gạch bê tơng có chiều hướng giảm Điều giải thích tỷ diện tích bề mạt tro bay lớn, chúng tạo nhiều lỗ rỗng li ti lớn thể tích lỗ rỗng đá mạt tạo ra, đồng thời khối lượng thể tích tro bay nhỏ đá mạt mà viên gạch có khối lượng giảm dần

Ở tuổi ngày, giá trị cường độ mẫu gạch F20-8 cao so với mẫu đối chứng F0-8, mẫu F30-8, F40-8, F50-8 lại có giá trị nhỏ so với mẫu đối chứng, việc giải thích hạt nhỏ (tro bay) mẫu F20-8 lấp đầy lỗ rỗng hạt cốt liệu lớn làm tăng độ đặc viên gạch Tuy nhiên tiếp tục tăng hàm lượng tro bay thay lại làm tăng độ rỗng cho hỗn hợp, lượng tro bay tăng lên tỷ lệ thuận với lượng than chưa cháy hết tro (MKN) nguyên nhân làm cường độ bê tông tuổi sớm tăng chậm

Ở tuổi 28 ngày cường độ chịu nén tất mẫu gạch sử dụng tro bay cao so với mẫu đối chứng có xu hướng giảm dần tăng hàm lượng tro thay lên

3.3 Ảnh hưởng tro bay đến độ hút nước gạch bê tông.

Có thể thấy tăng hàm lượng tro bay thay cho đá mạt độ hút nước gạch bê tông giảm dần nhỏ mẫu đối chứng (hình 1) Các mẫu F30-8, F40-8, F50-8 có độ hút nước nhỏ 6% (tương đương gạch đỏ) Điều giải thích hạt tro bay tạo cấu trúc rỗng kín hạt, mà độ hút nước giảm dần 3.4 Ảnh hưởng tro bay đến độ thấm nước gạch bê tơng.

Kết thí nghiệm cho thấy mẫu đối chứng bị thấm nước mạnh, nhiên mẫu sử dụng tro bay thay đá mạt từ 20-50% có độ thấm nước nhỏ thấp nhiều so với yêu cầu (Bảng 8)

4 Kết luận

Trên sở kết nghiên cứu đưa số kết luận sau:

Cường độ gạch bê tông: Sử dụng tro bay thay đá mạt hàm lượng 20% giúp cho mẫu gạch đạt cường độ cao nhất, lớn so với mẫu đối chứng Khi tăng hàm lượng thay tro bay từ 20-50% cường độ có xu hướng giảm dần, nhiên mẫu sử dụng tro bay cho cường độ tuổi 28 ngày đạt yêu cầu, hồn tồn sử dụng cho cơng trình dân dụng

2 Độ hút nước gạch bê tông: Khi sử dụng tro bay, khả hút nước gạch giảm đáng kể, hàm lượng thay tro cao độ hút nước giảm

3 Độ thấm nước: Nhìn chung độ thấm nước tất mẫu sử dụng tro bay nhỏ, độ thấm nước của mẫu đối chứng cao Có thể thấy việc sử dụng tro xỉ để cải thiện khả chống thấm cho gạch bê tơng điều hồn tồn có tính khả thi

Kết nghiên cứu cho thấy việc sử dụng tro bay nhiệt điện với hàm lượng cao để chế tạo gạch bê tơng hồn tồn khả thi Nếu sử dụng với tỷ lệ hợp lý hồn tồn chế tạo viên gạch đảm bảo tiêu chuẩn hành, đồng thời đảm bảo giá thành sản phẩm thấp so với Bảng 7: Cường độ chịu nén khối lượng thể tích cấp phối

Tên mẫu KLTT, kg/m3 3 ngày 7 ngày 28 ngày

F0-8 2043 13.1 16.2 20.1

F20-8 2124 18.3 21.5 26.5

F30-8 2061 12.9 19.7 25.5

F40-8 2006 11.6 16.1 24.0

F50-8 1914 7.7 12.0 20.8

Bảng 8: Ảnh hưởng tro bay đến tính thấm nước TCVN 6477:2011.

Tên mẫu F0-8 F20-8 F30-8 F40-8 F50-8 Yêu cầu

Gạch xây khơng trát Gạch xây có trát Độ thấm nước

( L/m2.h) 833,8 0,2 0,1 0,1 0,1 0,35 16

Hiệu phụ gia polime vữa xây dựng chịu tác động điều kiện môi trường

Effect of the polymeric additives in construction mortar at environmental conditions

Nguyễn Duy Hiếu, Lê Quang Hùng

Tóm tắt

Để tăng khả giữ nước cường độ bám dính vữa xây dựng, thường khuyến cáo sử dụng phụ gia polime Hydroxypropyl Methylcellulose (HPMC) và/hoặc Ethylene Vinyl Acetate copolime (EVA) [7,8,10] Tuy nhiên phụ gia gốc polime thường có độ bền nhiệt ẩm thấp, tính làm việc bị suy giảm sử dụng điều kiện khí hậu nóng ẩm nước ta Bài báo trình bày kết nghiên cứu khả bám dính vữa trát xi măng thơng thường vữa trát có sử dụng phụ gia HPMC và/hoặc phụ gia EVA điều kiện môi trường khác Kết cho thấy, HPMC EVA làm tăng khả giữ nước mà còn tăng khả bám dính Tuy nhiên hiệu chúng trong vữa trát phụ thuộc vào điều kiện môi trường làm việc, theo hiệu phụ gia giảm dần theo mơi trường vị trí làm việc tương ứng: trát nội thất môi trường khơ mát; trát ngồi nhà chịu nắng trực tiếp; trát nhà chịu ảnh hưởng mưa nắng hay nhiệt ẩm. Từ khóa: Độ lưu động ; khả giữ nước; độ bền bám dính; phụ gia polime;

vữa trát.

Abstract

To increase water retention and adhesion strength of mortar, it is often recommended to use polymeric additives such as Hydropropylene Methylcellulose (HPMC) and/or Ethylene Vinyl Acetate copolymer (EVA) [7,8,10] The polymeric additives, however, usually have a low humid-heat resistance, so that their performance can be impaired when used in hot and humid climates in our country This paper presents the results of reseachs on the adhesion of conventional cement plastering mortar using HPMC additive and/or EVA additive at the various environmental conditions The results show that HPMC and EVA not only increase water retention but also increase its adhesion However, their effect on the plastering mortar depends on the working environment, whereby the effect of the additive will be reduced in accordance with the environment and workplace respectively: internal (plastering) in a dry environment; external (rendering) directly affected by sunlight; rendering mortar are affected by rain and sun or heat and moisture

Keywords: Fluidity; water retention; adhesion strength; polymeric additives;

rendering and plastering mortar.

PGS TS Nguyễn Duy Hiếu

Khoa Xây dựng, Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: hieunduynghau@gmail.com

TS Lê Quang Hùng

Hội CNBT Việt Nam Email: 62lqhung@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Với phát triển công nghiệp hóa học ngày nay, xuất nhiều loại phụ gia polime có tác dụng giữ nước vượt trội so với vơi, đồng thời tăng cường độ bám dính Chỉ với liều dùng tương đối nhỏ loại phụ gia ảnh hưởng lớn đến động học q trình vật lý, hóa lý vữa tương tác chúng với môi trường Các este xenlulo sử dụng phổ biến vữa Hydroxyetyl Metylcellulose (HEMC) Hydroxypropyl Methylcellulose (HPMC) [7,8,10]

Các nghiên cứu cho thấy [1,7,8,10], este xenlulo làm thay đổi lượng dùng nước tính chất hỗn hợp vữa khoảng rộng mà ảnh hưởng đến cấu trúc tính chất vữa Bản thân este xenlulo ngồi cải thiện tính cơng tác vữa tươi cịn làm tăng khả bám dính, nhiên tồn hợp chất khuyến cáo có chức tốt tăng cường khả bám dính vật liệu với Phụ gia dạng bột gốc polime, chẳng hạn Vinyl acetate Ethylene copolime, hoạt động chất kết dính, cho phép lớp phủ vữa dính bám tốt vào nhiều loại bề mặt bê tông, gạch gốm [9,10]

Tuy nhiên, bên cạnh ưu điểm, dạng hợp chất gốc polime nói có nhược điểm độ bền nhiệt, bền ẩm thấp Như sử dụng vữa xây dựng nói chung vữa trát hồn thiện nói riêng có mặt phụ gia điều kiện khí hậu nóng ẩm nước ta, khả trì hiệu làm việc chúng thơng tin cần làm rõ Một tính quan trọng vữa trát độ bền bám dính vật liệu theo thời gian sử dụng Theo khảo sát mức độ thay đổi cường độ bám dính vữa chịu tác động cách cực đoan khí hậu thơng qua chu kỳ nhiệt, chu kỳ ẩm chu kỳ nhiệt - ẩm

2 Vật liệu sử dụng phương pháp nghiên cứu

Trong nghiên cứu sử dụng xi măng PCB30 Vicem Bút Sơn, tính chất kỹ thuật thỏa mãn tiêu chuẩn TCVN 6026: 2009; cát vàng có mơ đun độ lớn 1.2, khối lượng thể tích xốp 1480 kg/m3, thỏa mãn yêu cầu kỹ thuật theo tiêu chuẩn TCVN 7570 : 2006; Nước thỏa mãn yêu cầu kỹ thuật cho bê tông vữa theo TCVN 4506 : 2012 Phụ gia HPMC EVA hãng Sika cung cấp có tính chất bảng

a Sốc nhiệt (nhiệt - khô):

Chuẩn bị mẫu thử theo TCVN 3121-12: 2003, mẫu bảo dưỡng đến 28 ngày Sấy tuần hoàn mẫu vòng 8±0,5h nhiệt độ 70±5oC (nâng nhiệt độ: 5-7oC/h) Lấy mẫu

ra khỏi tủ sấy, để nguội nhiệt độ phịng thí nghiệm 2±0,5h tiến hành chu kỳ với quy trình

b Sốc ẩm (ngâm nước):

Chuẩn bị mẫu thử theo TCVN 3121-12: 2003, mẫu bảo dưỡng đến 28 ngày Ngâm mẫu nước (bề mặt ngập 15-20mm nước) 8±0,5h nhiệt độ 27±2oC Vớt mẫu

và để khơ tự nhiên vịng 15-16h điều kiện phịng thí nghiệm trước lặp lại bước

c Điều kiện sốc nhiệt - ẩm:

bảo dưỡng điều kiện chuẩn ngày (hoặc 28 ngày nghiên cứu đồng thời với mẫu theo a b) Sấy tuần hoàn mẫu 8h nhiệt độ 70±2oC (nâng nhiệt độ: 5-7oC/h)

Lấy mẫu khỏi tủ sấy, để nguội tự nhiên 1h phịng thí nghiệm; ngâm mẫu nước (bề mặt ngập 20mm nước) 14h nhiệt độ 27±2oC; vớt mẫu để khô tự nhiên 1h

phịng thí nghiệm trước lặp lại chu kỳ 3 Kết nghiên cứu luận bàn

Thành phần tính chất hỗn hợp vữa với mác M5 M7,5 có khơng có phụ gia trình bày bảng

Từ thực nghiệm cho thấy, việc sử dụng phụ gia mang lại hiệu tốt (tăng khả giữ độ lưu động, tăng khả giữ nước lên đến 90% số tính chất khác) việc nâng cao chất lượng hỗn hợp vữa

Bảng Đặc tính kỹ thuật phụ gia HPMC EVA 1 Phụ gia Hydroxyl propyl Metyl cellulose (HPMC)

Công thức C6H7O2(OH)2OCHCOONa

Trạng thái Dạng bột mịn, màu trắng;

Kích thước hạt: lớn 0,125mm với hàm lượng <10%

Độ ẩm; tính hịa tan Khơng lớn 8%; dễ tan nước lạnh

Độ nhớt 35000-47000 mPas

Tỷ khối 1,08 g/cm3

2 Phụ gia Ethylene Vinyl Acetate copolime (EVA)

Trạng thái Bột trắng mịn

Hàm lượng chất rắn 98-100%

Hàm lượng tro 8-12%

Tính hịa tan Dễ tan nước lạnh

Bảng Cấp phối tính chất vữa tươi có khơng có phụ gia

Cấp phối

Xi măng

(XM) Cát vàng

Hàm lượng HPMC theo XM

Hàm lượng EVA theo XM

Lượng dùng nước

Độ lưu động (D)

Khả giữ

D

Khả giữ nước

Khối lượng thể

tích

kg kg % % lít mm % % kg/m3

M5 230 1480 0 368 190 67 73 1890

M7,5 320 1480 - - 360 185 79 68 2010

MH3-P1 320 1480 0,3 0,9 378 190 96 88 1850

Bảng Kết thí nghiệm bám dính vữa (khơng dùng phụ gia)

Tuổi mẫu, ngày

Trên bê tông điều kiện chuẩn, với vữa mác

Số chu kỳ / Tuổi mẫu, ngày

Trên bê tông sau chu kỳ nhiệt - ẩm, với vữa mác

M5 M7,5 M5 M7,5

Vị trí

phá hủy Cường độ kéo nhổ phá hủyVị trí Cường độ kéo nhổ phá hủyVị trí Cường độ kéo nhổ phá hủyVị trí Cường độ kéo nhổ

- MPa - MPa - MPa - Mpa

7 Thân vữa 0,5 Thân vữa (*) 0,7 4/7 Thân vữa 0,4 Thân vữa 0,4

28 Tiếp giáp 0,9 Tiếp giáp 1,2 25/28 Tiếp giáp 0,6 Tiếp giáp 0,7

ẩm đến độ bền bám dính vữa (khơng phụ gia) chuẩn (bê tông), tiến hành khảo sát với vữa mác M5 M7,5, kết thí nghiệm thể bảng

Kết thực nghiệm cho thấy cường độ bám dính vữa bê tông chịu ảnh hưởng lớn vào cường độ chịu nén vữa Khi mác vữa theo cường độ nén tăng cường độ bám dính tăng đáng kể: với vữa trát M5, tuổi 28 ngày đạt cường độ bám dính 0,9 N/mm2,

khi với vữa trát M7,5 giá trị đạt 1,2 N/mm2.

Sự suy giảm cường độ bám dính bê tơng sau chu kỳ nhiệt - ẩm thể rõ Cường độ bám dính tuổi 28 ngày suy giảm 33% với M5 42% với M7,5 Kết cho thấy, mác theo cường độ nén vữa cao suy giảm cường độ bám dính điều kiện nhiệt ẩm mạnh Điều giải thích sau: lớp liên kết tiếp giáp hình thành dính bám vữa vữa M7,5 tốt M5 Tuy nhiên, vữa M7,5 tích riêng phần đá xi măng lớn vữa M5 dẫn đến hệ số co nở thể tích lớp vữa M7,5 lớn M5 Dưới tác dụng chu kỳ nhiệt - ẩm, lớp vữa M7,5 có co dãn nhiều hơn, gây biến đổi nội ứng suất lớn hơn, dẫn đến suy giảm cường độ bám dính mạnh so với vữa mác M5

Để đánh giá tác động điều kiện nhiệt ẩm đến hiệu làm việc vữa có phụ gia, khảo sát độ bền bám dính gạch đất sét nung tiến hành với vữa đối chứng (M7.5,) vữa sử dụng 0.3% phụ gia HPMC (MH3), vữa sử dụng phụ gia tổ hợp HPMC EVA (MH3-P1) Kết thí nghiệm trình bày bảng

Hình hình thể trực quan kết thí nghiệm bám dính mẫu vữa sau chu kỳ nhiệt ẩm

Kết thí nghiệm cho thấy tác động chu

kỳ nhiệt ẩm, cường độ bám dính tất mẫu vữa bị suy giảm đáng kể chu kỳ đầu (từ 26% đến 47%) Việc sử dụng phụ gia HPMC EVA làm tăng cường độ bám dính so với mẫu đối chứng M7,5 cường độ nén mẫu ME3 (7.9 MPa) ME3-P1 (7.6 MPa) thấp so với mẫu đối chứng (9.8 MPa) Sau khoảng 15 chu kỳ, suy giảm bám dính chậm giai đoạn đầu tác động

Nhìn chung mẫu sử dụng phụ gia bị suy giảm cường độ bám dính nhiều so với mẫu đối chứng, tỷ lệ suy giảm nhiều thuộc mẫu dùng HPMC Tuy vậy, cường độ bám dính ban đầu cao có mặt phụ gia nên sau 20 - 25 chu kỳ sốc nhiệt ẩm, cường độ bám dính mẫu gần tương đương cao so với mẫu không phụ gia Hiện tượng chất bền nhiệt phụ gia gốc hữu HPMC EVA

Từ kết nghiên cứu thực nghiệm, nhận định rằng, việc sử dụng HPMC EVA có tác dụng khơng làm tốt tính chất thi cơng vữa mà cịn cải thiện cường độ bám dính với nền, nhiên hiệu phụ thuộc vào mức độ tác động khí hậu Sử dụng HPMC EVA cho kết cấu nhà hay có mái che phát huy tác dụng phụ gia Hiệu HPMC EVA với kết cấu sử dụng vữa chịu tác động trực tiếp xạ mặt trời mưa gió, ví dụ trần mái hay tường nhà hướng Tây, Đơng khơng che chắn…

Với khí hậu nhiệt đới ẩm nước ta vị trí tương đối kết cấu hay cơng trình khiến vữa chịu tác đơng trực tiếp khác mơi trường khí hậu Để làm rõ ứng xử bám dính vữa trát điều kiện khác khí hậu cực đoan sau số chu kỳ tác động định, Bảng Cường độ bám dính vữa sau chu kỳ nhiệt ẩm

Cấp phối Cường độ bám dính, Rbd, (N/mm

2) tỷ lệ suy giảm sau chu kỳ nhiệt - ẩm

Số chu kỳ 10 15 20 25

M7.5 Rbd 1.6 1.2 0.9 0.7 0.6 0.6

% suy giảm -25 -44 -56 -63 -63

MH3 Rbd 1.7 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5

% suy giảm -46 -53 -59 -64 -71

MH3-P1 Rbd 2.2 1.5 1.1 0.9 0.5

% suy giảm -34 -50 -54 -59 -77

Ghi chú: dấu (-) thể suy giảm

Hình Cường độ bám dính vữa sau chu kỳ

tiến hành khảo sát cường độ bám dính mẫu vữa trát gạch đỏ sau 25 chu kỳ với chế độ khí hậu cực đoan khác nhau, thể bảng hình hình

Kết nghiên cứu ảnh hưởng điều kiện khác đến cường độ bám dính vữa sau 25 chu kỳ thí nghiệm cho thấy:

Sau 25 chu kỳ tác động, cường độ bám dính mẫu vữa giảm nhiều so với cường độ bám dính chuẩn (28 ngày) mẫu thử lúc tương ứng với tuổi 53 ngày; điều kiện mơi trường chế độ nhiệt - ẩm có tác động mạnh nhất, chế độ nhiệt - khô cuối chế độ ngâm nước, đến suy giảm cường độ bám dính vữa, hay nói cách khác điều kiện độ ẩm cao ảnh hưởng đến suy giảm khả bám dính so với điều kiện lão hóa nhiệt điều kiện nhiệt - ẩm Điều phụ gia HPMC EVA có khả hấp phụ nước tốt

trương nở điều kiện độ ẩm cao nên chịu ảnh hưởng điều kiện ngâm nước, điều kiện đó, tuổi chưa muộn, xi măng vữa tiếp tục thủy hóa, điều bù đắp lại phần suy giảm bám dính với 4 Kết luận

Sử dụng tổ hợp phụ gia HPMC EVA khơng nâng cao tính cơng tác cho vữa mà cịn cải thiện khả bám dính với nền, nhiên hiệu độ bền bám dính cịn phụ thuộc điều kiện môi trường sử dụng: tốt môi trường chuẩn, tốt điều kiện ngâm nước, điều kiện sốc nhiệt khơ nhiệt - ẩm Theo khuyến nghị: hệ phụ gia sử dụng tốt cho vữa không chịu tác động trực tiếp mưa nắng; sử dụng cho vữa điều kiện ẩm ướt; không nên sử dụng cho vữa chịu tác động thay đổi thường xuyên nhiệt hay nhiệt - ẩm./ Bảng Cường độ bám dính vữa sau 25 chu kỳ tác động

Cấp phối

Sự suy giảm cường độ bám dính sau 25 chu kỳ chế độ

Chế độ Tiêu chuẩn (28 ngày) Ngâm nướcChu kỳ Nhiệt - khôChu kỳ Nhiệt - ẩmChu kỳ

M7,5 N/mm2 1.6 1.0 0.8 0.6

% suy giảm 0.0 -38.8 -50.0 -62

MH3 N/mm2 1.7 1.3 0.6 0.5

% suy giảm 0.0 -23.7 -64.2 -69

MH3-P1 N/mm2 2.2 1.1 0.5 0.5

% suy giảm 0.0 -50 -77 -77

Hình Độ bền bám dính sau 25 chu kỳ Hình Suy giảm độ bền bám dính sau 25 chu kỳ

Tài liệu tham khảo

1 Nguyễn Duy Hiếu cộng (2017), Nghiên cứu ảnh hưởng của khí hậu Việt Nam đến độ bền làm việc vữa xây, vữa trát cơng trình xây dựng, Báo cáo tổng kết đề tài mã số RD75-15.

2 Quy chuẩn xây dựng Việt Nam (2008), Số liệu điều kiện tự nhiên dùng xây dựng, Hà Nội.

3 TCVN 3121 : 2003, Vữa xây dựng – phương pháp thử. 4 TCVN 4088 : 1997, Số liệu khí hậu dùng thiết kế xây dựng. 5 TCVN 9377:2012, Công tác hồn thiện xây dựng – Thi

cơng nghiệm thu, phần 2: công tác trát xây dựng. 6 Blocken, B (2004); Wind-driven rain on buildings:

Measurements, numerical modelling and applications,

Laboratory of Building Physics, Department of Civil Engineering, KULeuven.

7 D.D Nguyen, L.P Devlin, P.Koshy, C.C.Sorrel (2013), Impact of water-soluble cellulose ethers on polime-modifiedmortars; 24 March 2013 / Accepted: 10 September 2013 / Published online: 20 September 2013; Springer cience+Business MEdia New York. 8 J Pourchez, P Grosseau, E Rouèche-Pourchez, J Debayle, J.C Pinoli, E Maire,E Boller, E Parra-Denis Impact of cellulose ethers on the cement paste microstructure.

9 Kenneth Sandin; Mortars for Masonry and Rendering Choice and Application

Postbuckling behavior of functionally graded sandwich shallow spherical shells

Ứng xử sau vồng vỏ cầu thoải sandwich làm từ vật liệu có tính biến đổi

Hồng Văn Tùng

Tóm tắt

Bài báo giới thiệu cách tiếp cận giải tích để nghiên cứu ứng xử sau vồng của vỏ cầu thoải sandwich với lớp mặt làm từ vật liệu tính biến đổi, tựa đàn hồi chịu áp lực ngoài phân bố Các tính chất vật liệu lớp mặt biến đổi qua chiều dày theo quy luật hàm lũy thừa dưới dạng tỷ lệ thể tích vật liệu thành phần Các phương trình bản thiết lập dựa lý thuyết vỏ biến dạng trượt bậc có kể đến tính phi tuyến hình học đàn hồi loại Pasternak Nghiệm xấp xỉ chọn để thỏa mãn điều kiện biên ngàm cứng phương pháp Galerkin áp dụng để dẫn biểu thức hiển liên hệ tải-độ võng từ biểu thức ứng xử sau vồng vỏ phân tích Từ khóa: Vỏ cầu thoải, Cấu trúc sandwich,

Nền đàn hồi, Ứng xử sau vồng

Abstract

This paper presents an analytical approach to investigate the postbuckling behavior of Sandwich Shallow Spherical Shell (SSSS) with functionally graded face sheets resting on elastic foundations and subjected to uniform external pressure Effective material properties of face sheets are graded in the thickness direction according to a simple power law distribution in terms of volume fractions of constituents Governing equations are based on first order shear deformation shell theory taking into account geometrical nonlinearity and Pasternak elastic foundations Approximate solutions are assumed to satisfy immovably clamped boundary condition and Galerkin method is applied to derive explicit expressions of load-deflection relation from which the postbuckling behavior the shells is analyzed.

Keywords: Shallow spherical shell, Sandwich

structures, Postbuckling behavior.

TS Hoàng Văn Tùng

Faculty of Civil Engineering Hanoi Architectural University Email: inter0105@gmail.com

1 Introduction

Sandwich-type structures exhibit a number of exceptional features such as increased bending stiffness with little resultant weight penalty, excellent thermal and sound insulation, and extended operational life Due to these outstanding properties, the sandwich-type constructions play a great role as major portions in the construction of advanced supersonic and hypersonic space vehicles [1] The sandwich structures are also used widely in building constructions and shipbuilding industry Nonlinear response and postbuckling of anisotropic and laminated flat and curved sandwich panels have received researching interest in past years [2] Functionally Graded Material (FGM) is advanced composite material with many excellent characters The effective properties of the FGM are varied smoothly and continuously across the thickness direction of the structures Thus, FGM can avoid huge stress concentration and interface problems of conventional laminated composites The nonlinear response and postbuckling of FGM sandwich plates and shells are important problems and should be addressed Linear buckling behaviors of FGM sandwich plates under compressive and thermal loads have been investigated by Zenkour [3] and Zenkour and Sobhy [4] using an analytical method Shen and Li [5] employed a semi-analytical approach based on a two-step perturbation technique to deal with the postbuckling behavior of FGM sandwich plates under mechanical and thermomechanical loads Tung [6] investigated the thermal and thermomechanical postbuckling behavior of FGM sandwich plates making use of Galerkin method and an iteration algorithm Structural elements in the form of spherical shells are widely used in engineering structures Tung [7] analyzed the nonlinear response of FGM spherical shells under uniform external pressure in thermal environments taking into account temperature dependence of material properties Recently, Tung [8] presented an analytical study on the nonlinear stability of FGM shallow spherical shells subjected to external pressure with tangential edge constraints

This paper extends the previous works [7,9] to investigate the postbuckling behavior of FGM sandwich shallow spherical shells resting on elastic foundations and subjected to uniform external pressure Analytical solutions are assumed and Galerkin method is applied to obtain explicit expression of load-deflection relation from which the nonlinear stability of the shells are analyzed

2 Sandwich Shallow Spherical Shell (SSSS) on an elastic foundation

Consider a FGM SSSS of radius of curvature R, base radius a, total thickness h and rise of shell H The shell is immovably clamped at boundary edge and rested on a Pasternak elastic foundation as shown in Fig The SSSS is constructed from two functionally graded material (FGM) face sheets (i.e skins) separated by a thicker core layer made of metal material

h

h0 h1 h2 h3 k1

ϕ,u z,w

k2

a

FGM FGM

R r

H hf

hf

METAL

P

It is assumed that core and face layers are perfectly bonded and the thickness of each face sheet is The top skin varies from a ceramic-rich surface ( ) to a metal-rich interface, whereas the bottom skin is graded from a metal-rich interface to ceramic-metal-rich surface ( ) Such a configuration of FGM sandwich shell is mid-plane symmetric and the volume fraction of the metal constituent is obtained by power law distribution as

0

( )

n

m z h

V z

h h

 − 

=  − 

  , z h h∈[ , ]0 top skin ( ) 1

m

V z = , z h h∈[ , ]1 core layer (1)

3

( )

n

m z h

V z

h h

 − 

=  − 

  , z h h∈[ , ]2 bottom skin

Herein h0=-h/2, h1=-h/2+hf, h3=h/2 and n≥0 is volume

fraction index Volume fraction of ceramic constituent is defined as Vc(z)=1-Vm(z) Effective modulus of elasticity of

the FGM SSSS is determined by linear rule of mixture as

( ) m m( ) c c( ) c mc m( )

E z =E V z +E V z =E +E V z (2)

where Emc=Em-Ec and Em, Ec are elastic moduli of metal

and ceramic constituents, respectively Poisson ratio is assumed to be a constant in the present study The FGM SSSS is rested on an elastic foundation and shell-foundation interaction is represented by Pasternak model as

1

f

q =k w k w− ∆

(3)

where ∆ = ∂ ∂ + ∂ ∂2/ x2 2/ y2 is Laplace’s operator, w is deflection of shell; k1 is modulus of Winkler foundation, k2 is

stiffness of shear layer of Pasternak foundation model 3 Formulations

The first order shear deformation shell theory (FSDT) is used to formulate for the present study The FGM SSSS is assumed to be under axisymmetric deformation and displacement components u v w, , in ϕ θ, , z directions, respectively, at a distance z from the middle surface are represented as [7]

( , ) ( ) z ( )

u r z =u r + ψ r , v r z =( , ) 0, w r z( , )=w r( ) (4) in which r R= sinϕ, u is displacement in the meridional direction at the middle surface, w is the deflection of the shell, and ψ is the rotation of a normal to the middle surface Due to shallowness of the shell, it is approximately assumed that

cosϕ=1, Rdϕ=dr and R a= 2/ (2 )H The non-zero strain components are

0

r r z r

ε =ε + χ , εθ =εθ0+zχθ, εrz = +ψ w,r (5)

where (),r=d() /dr, and the strains at the middle surface ε εr0, θ0 and curvatures χ χr, θ are related to the

displacements and rotation in the form

2 , / , / 2

r ur w R wr

ε = − + , εθ0=u r w R/ − / ,

,

r r

χ ψ= , χθ =ψ / r (6)

Based on Hooke law, stress-strain relations are

( )

2

( ) 1

r E z r θ

σ ε νε ν

= +

− , 2( )

( )

1E z r

θ θ σ ε νε ν = + − , 2(1 )

rz E rz

σ ε

ν

=

+ (7)

The force and moment resultants are expressed in terms of the stress components

( ) /2( )

/2

, h ,

r r

h

N Nθ σ σθ dz

−

= ∫

,

( ) /2( )

/2

, h ,

r r

h

M Mθ σ σθ zdz

− = ∫ , /2 /2 h

r S rz

h

Q K σ dz

−

= ∫

(8) where is shear correction coefficient Introduction of Eqs (7) into Eqs (8) gives the expressions of force and moment resultants as

[ ] [ 2]( ) [ 3]( )

0

2

, ,

,

1 1

r r r r

E E E E

N M = −ν ε +νεθ + −ν χ νχ+ θ

,

[ ] [ 2]( ) [ 3]( )

0

2

, ,

,

1 r 1 r

E E E E

N Mθ θ = −ν εθ +νε + −ν χ νχθ +

,

( )

1

,

2(1S )

r K E r

Q ψ w

ν

= +

+ (9)

where [ ]

/2

2

/2

, , h ( ) 1, ,

h

E E E E z z z dz

−

 

= ∫   (10)

The nonlinear equilibrium equations of a FGM SSSS resting on an elastic foundation based on the FSDT are [7,8]

(rNr r), −Nθ =0

, (rMr),r−Mθ −rQr =0,

( )r ,r ( r ) ( r ,r),r ( f) 0

r

rQ N N rN w r P q

R θ

+ + + + − =

(11) where is external pressure uniformly distributed on the outer surface of shell

The FGM SSSS is assumed to be clamped and immovable in the meridional direction at the boundary edge, and under axisymmetric deformation The symmetry condition at the center and boundary conditions at are expressed as [6,7]

0

ψ = at r =0; w =0, ψ =0, u =0 at r a= (12) To satisfy conditions (12), the following approximate solutions are assumed [7,9]

2

( )

r a r u U a − = , 2 ( )

r a r a

ψ = Ψ −

,

( 2 2)2 a r w W a − = (13)

where are coefficients to be determined, is the deflection amplitude Now, solutions (13) are substituted into Eqs (11) and Galerkin method is applied for the resulting equations

1

( ) 0

a

L r a r dr− = ∫

,

2 2

0

( ) 0

a

L r a −r dr= ∫

,

2 2

0

( ) 0

a

L a −r dr= ∫

by substituting (13) into the left sides of Eqs (11), respectively Eqs (14) are system of nonlinear algebra equations in term of U, Ψ, W Next, eliminating U and Ψ from these equations yields the following nonlinear relation of external pressure P and deflection amplitude W as

2 31 32 33

P e W e W= + +e W

(15)

where W W h= / and coefficients e e e31, ,32 33 can be found in the work [7]

4 Results and discussion

This section presents numerical results for FGM SSSS made of aluminum (metal) and alumina (ceramic) with the following properties E =m 70 GPa and E =c 380 GPa, and Poisson ratio ν =0.3 for both constituents Reliability of proposed approach has been verified in the previous work [7]

Fig examines the effects of volume fraction index n(=0 ,1,3 and 10) on the postbuckling of FGM SSSSs without foundation interaction It is evident that FGM SSSSs exhibit extreme-type buckling behavior and an unstable postbuckling response with relatively intense snap-through

phenomenon Specifically, buckling loads, load-deflection curves and intensity of snap-though instability (measured by difference between upper and lower pressures at limit points) are all increased Next, the effects of face sheet thickness hf-to-total thickness h ratio (hf/h=0.1, 0.15, 0.2 and 0.25) on

the postbuckling of FGM SSSSs are shown in Fig As can be seen, buckling loads and postbuckling strength of FGM SSSSs are remarkably improved when the thickness of FGM face sheet is increased

The effects of rise-to-base radius H/a ratio and non-dimensional stiffness of elastic foundations K1, K2 on

the postbuckling behavior of FGM SSSSs subjected to uniform external pressure are considered in figures and 5, herein K1=12(1−ν2)a k E h4 1/ 1 2and

2 2 12(1 ) 2/

K = −ν a k E h

Fig indicates that H/a ratio has very sensitive influences on the nonlinear response of FGM SSSSs Specifically, external pressure-deflection curves are pronouncedly enhanced as H/a ratio is increased However, this increase in (limit-type) buckling loads is accompanied by a severe snap-through instability in postbuckling region Finally,

0

0 20 40 60 80 100 120

W/h

P

(MPa

)

2: H/a = 0.125 3: H/a = 0.15 4: H/a = 0.175 5: H/a = 0.2 1: H/a = 0.1 n = 2, a/h = 20, hf/h = 0.2

(K1,K2) = (0,0)

12

0

0 10 20 30 40 50 60

W/h

P

(MPa

)

1: (K1,K2) = (0,0) 2: (K1,K2) = (50,0)

n = 2, a/h = 20, H/a = 0.175, hf/h = 0.2

1

3: (K1,K2) = (80,0) 4: (K1,K2) = (60,5)

Fig Effects of the H/a ratio on the postbuckling of

the SSSSs. Fig Effects of elastic foundations on the postbuckling of the SSSSs.

0

0 10 20 30 40 50 60

W/h

P

(MPa

)

a/h = 20, H/a = 0.15 hf/h = 0.2, (K1,K2) = (0,0)

2 34

1: n = 2: n =

4: n = 10 3: n =

1

0

0 10 15 20 25 30 35 40 45

W/h

P

(MPa

)

1: hf/h = 0.1 a/h = 20, H/a = 0.15, n =

(K1,K2) = (0,0)

4

2: hf/h = 0.15 3: hf/h = 0.2 4: hf/h = 0.25

Fig Effects of volume fraction index on the

Tính ổn định cột có độ cứng tiết diện thay đổi bằng phương pháp sai phân hữu hạn

Column stability analysis with variation cross section using finite difference method

Trần Thị Thúy Vân, Hoàng Việt Bách

Tóm tắt

Bài báo trình bày cách áp dụng phương pháp sai phân hữu hạn để tính ổn định cho cột có độ cứng tiết diện thay đổi theo quy luật với điều kiện biên khác Việc giải phương trình vi phân thay hệ phương trình đại số xác định thơng số tính ổn định cho cột Từ đó, thiết lập trình tự tính tốn phần mềm lập trình Mathcad cho tốn ổn định cột có độ cứng tiết diện thay đổi theo quy luật bất kỳ. Từ khóa: Cột có độ cứng tiết diện thay đổi, ổn

định cột, phương pháp sai phân hữu hạn, tải trọng tới hạn

Abstract

This paper presents the application of finite difference method to calculate maximum buckling load of columns with random variation cross section and different boundary conditions Solving of differential equation was replaced by solving of algebraic equations system that determines the parameters to calculate the maximum buckling load of columns Thereof, establishing the calculation procedure by Mathcad programming software for stability problem of column with random variation cross section.

Keywords: column with variation cross

section, stability of column, finite difference method, maximum buckling load

TS Trần Thị Thúy Vân

Khoa Xây dựng,

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

ThS Hoàng Việt Bách

Cty TNHH TVTK&XD Đô thị Hà Nội UCDC

Email: <bachkta@gmail.com>

1 Đặt vấn đề

Trong cơng trình xây dựng dân dụng cơng nghiệp, cột cấu kiện chịu lực Việc tính toán khả chịu lực cột phải đảm bảo ba yêu cầu độ bền, độ cứng độ ổn định Có nhiều trường hợp kết cấu thỏa mãn điều kiện bền cứng sử dụng không đảm bảo điều kiện ổn định Hình dáng kích thước mặt cắt ngang cột lựa chọn phụ thuộc vào sơ đồ làm việc hình thức tác dụng tải trọng Trong phần lớn kết cấu xây dựng kích thước mặt cắt ngang lựa chọn không đổi đoạn cột Tuy nhiên, số trường hợp yêu cầu kiến trúc đặc trưng tác dụng tải trọng yêu cầu tính kinh tế, người ta sử dụng cột có kích thước mặt cắt ngang thay đổi theo quy luật định Bài tốn ổn định cột có tiết diện thay đổi đề cập tài liệu học cơng trình cho số trường hợp đơn giản như: cột có chiều cao bề rộng thay đổi theo quy luật bậc nhất; cột có độ cứng tiết diện thay đổi theo đoạn định Các đường lối giải toán xây dựng sở phương pháp giải tích cho lời giải xác trường hợp đơn giản Đối với toán phức tạp cột độ cứng tiết diện thay đổi theo quy luật có điều kiện biên việc sử dụng phương pháp giải tích gặp phải khó khăn mặt toán học Hiện nay, phần mềm ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn cho phép tính ổn định cột có độ cứng tiết diện thay đổi, phù hợp độ cứng tiết diện thay đổi theo quy luật đơn giản khó áp dụng độ cứng tiết diện thay đổi theo hàm Với phát triển công nghệ thông tin công cụ lập trình tốn phức tạp giải cách áp dụng phương pháp số Một phương pháp số áp dụng giải tương đối triệt để vấn đề nghiên cứu đặt phương pháp sai phân hữu hạn Bài báo trình bày cách áp dụng phương pháp sai phân hữu hạn việc thiết lập đường lối tính ổn định cột có tiết diện thay đổi theo quy luật Từ đưa thuật tốn giải sử dụng phần mềm lập trình MathCad

2 Thiết lập đường lối tính ổn định cột có độ cứng tiết diện thay đổi phương pháp sai phân hữu hạn

2.1 Phương pháp sai phân hữu hạn tính tốn ổn định cột có tiết diện thay đổi

Theo [4] việc áp dụng phương pháp sai phân hữu hạn giải toán ổn định cột triển khai theo trình tự sau:

- Lập phương trình vi phân đường biến dạng hệ trạng thái lệch khỏi trạng thái ban đầu;

- Giả thiết chuyển vị số điểm chia hệ trạng thái cân lệch Thay phương trình vi phân phương trình sai phân tương ứng điểm chia nhận hệ phương trình đại số với ẩn chuyển vị yi (là chuyển vị điểm chia thứ i);

- Thiết lập phương trình ổn định: Cho định thức hệ phương trình đại số khơng;

- Giải phương trình ổn định để tìm lực tới hạn

Sử dụng phương pháp sai phân hữu hạn, chia thành n khoảng số ẩn số yi (n+1) bao gồm y0, y1, , yn, cịn số phương trình sai phân có (n-1) Do đó,

để giải tốn ta cần bổ sung thêm phương trình điều kiện biên

Để tăng độ xác phương pháp ta vận dụng sai phân bậc cao tăng số lượng đoạn chia

Xét chịu lực nén dọc trục, có độ cứng thay đổi dọc theo chiều dài theo quy luật Jz(x)=J0.f(x) Thanh đầu liên kết ngàm cứng đầu liên kết

thế phản lực tương ứng R0 M0

Phương trình vi phân đường đàn hồi thời điểm bị ổn định viết dạng sau:

′′

z 0 th

EJ y = -M -R x -P y (1)

Chia lưới sai phân với bước sai phân Thay đạo hàm biểu thức biểu thức sai phân hữu hạn điểm chia thứ i, công thức (1) viết lại dạng sau:

2 i

0 i 0 i th i

y

EJ f -M - R x - P y

h

∆ =

(2)

Biến đổi biểu thức (2), ta có

fiΔ2yi - βyi + ˜R 0.i + ˜M = 0, i = 0, 1, 2, , n (3)

Trong đó:



0

R

R = h

EJ ; 

2 0

0

M

M = h

EJ ; β

2 th P = h EJ

Để tính giá trị lực tới hạn Pth bị ổn định

ta cần xác định giá trị tham số β thỏa mãn phương trình (3) Từ đó, giá trị lực tới hạn Pth xác định từ công thức:

β β

th 2

EJ EJ

P = = n

h l (4)

Khai triển với sai phân bậc hai Δ2, phương trình (3)

được viết sau:

( )  

i i-1 i i i i+1 0

f y + -2f +b y + f y +R ×i+M = 0,

i = 0,1, 2, ,n (5)

Trên sở phương trình (5) thu hệ phương trình đại số ẩn số chuyển vị yi

phản lực chưa biết R0 M0

Để hệ phương trình đại số (5) có nghiệm khác không (nghiệm khác nghiệm tầm thường), định thức hệ số phương trình phải Lần lượt cho i nhận giá trị từ 0, 1, 2, …n, thu định thức hệ số phương trình cho trường hợp đầu ngàm cứng, đầu ngàm trượt sau: β β β β β 1

2 2

3

n-2 n-2 n-2 n-1

n

2f 0

-2f + f 1

f -2f + f

0 f

d( ) = . . . . . . . .

0 f -f + f n -

0 -f + n -1

0 2f n 1(6)

Khi xây dựng hệ phương trình (5) sử dụng điểm biên y-1 yn+1 kể tới điều kiện biên y0=yn=0, y’0=y’n=0 Hai

điều kiện cuối phương trình y-1=y1, yn+1 = yn-1 Các dấu

chấm định thức thể thành phần trùng lặp theo đường chéo fi -2fi+β fi số không bên trái

bên phải đường chéo

Khai triển định thức ta thu đa thức bậc (n-1) tham số β Từ việc tìm giá trị nhỏ nghiệm phương trình dạng đa thức xác định giá trị lực tới hạn (theo công thức (4), giá trị lực hệ bắt đầu ổn định

Thực tương tự với điều kiện liên kết khác định thức (6) có số thay đổi, cụ thể là:

• Thanh có liên kết đầu ngàm đầu khớp

Trong trường hợp M0=0 định thức (6) bỏ

hàng cột cuối (cột có giá trị đơn vị), lúc định thức d(β) có dạng sau:

1

2 2

3

n-2 n-2 n-2 n-1

n

-2f + f

f -2f + f

0 f

d(b) =

0 f -2f + f n -

0 -2f + n -1

0 2f n

β β

β

β

(7) • Thanh có liên kết hai đầu khớp

Lúc phản lực M0 R0 Trong định

thức bỏ hàng hàng cuối cột cuối Định thức d(β) có dạng sau:

1

2 2

3

n-2 n-2 n-2 n-1

-2f + f

f -2f + f

0 f

d(b) =

0 f -2f + f

0 -2f +

β β

β

β

(8) • Thanh có liên kết đầu ngàm, đầu tự

Trường hợp định thức d(β) bỏ hàng cột ngồi cùng, cịn hai hàng cuối thay hàng sau:

n-1 n-1 n-1

n n

0 f -2f + f 0 2f -2f +

β β

Như vậy, với đầu ngàm đầu tự định thức d(β) có dạng sau:

1

2

3

n-2 n-2 n-2

n-1 n-1 n-1

n n

f

-2f + f

f

d(b) = . . . . . .

f -2f + f n-

0 f -2f + f

0 2f -2f +

β

β

β

2.2 Thiết lập trình tự giải toán sơ đồ khối toán

Trên sở phương pháp giải tốn ổn định cột có tiết diện thay đổi trình bày mục 2.1, tác giả viết chương trình tính ổn định cột có tiết diện thay đổi phần mềm lập trình MathCad [1] Sơ đồ khối thuật tốn giải trình bày chi tiết sau:

a) Trình tự giải tốn

Bước 1: Khai báo thông số ban đầu chia lưới sai phân: Chiều dài cột: l (m); số đoạn chia: n; lưới sai phân: Δ=l/n; Thông số vật liệu: Môđun đàn hồi vật liệu E; độ cứng tiết diện ban đầu I0 ; Hàm số thể thay đổi độ cứng

tiết diện f(x): EI(x)=EI0.f(x)

Bước 2: Vẽ đồ thị hàm số thể thay đổi độ cứng tiết diện

Bước 3: Thiết lập ma trận hệ số phương trình đường đàn hồi [Qii]

Bước 4: Thiết lập ma trận chứa tham số β: [d(β)]

Bước 5: Giải phương trình ổn định chứa tham số β: |d(β)| =0

Bước 6: Xác định giá trị lực tới hạn hệ bị ổn định:

2

0

th 2

EJ EJ

P = = n

D l

β β

b) Sơ đồ khối tốn

Trên sở trình tự giải toán, thiết lập sơ đồ khối hình

3 Ví dụ tính tốn

Sử dụng chương trình tính ổn định cột có tiết diện thay đổi phương pháp sai phân hữu hạn thiết lập trên, tác giả thực việc tính lực tới hạn cho cột có tiết diện thay đổi theo quy luật với điều kiện biên khác (đầu ngàm đầu khớp, đầu khớp, đầu ngàm đầu tự do), triển khai cụ thể [1] Trong giới hạn báo tác giả trình bày kết tính cho ví dụ cụ thể:

Tính ổn định cho cột đầu ngàm đầu khớp, có chiều dài l=6m, môđun đàn hồi vật liệu E=2.108KPa; độ cứng tiết diện

ban đầu I0=0.85m4, hàm số thể thay đổi độ cứng tiết

diện

4 z (l- z) f(x) =

l ⋅ ⋅

Thực giải toán phương pháp sai phân hữu hạn với bước sai phân khác [1] kiểm nghiệm phương pháp Bubnov-Galerkin [2] ta thu giá trị tải trọng tới hạn bảng

Các kết tính toán thể bảng cho thấy giá trị tải trọng tới hạn tính theo phương pháp có sai khác không đáng kể Tuy nhiên, sử dụng phương pháp tác giả đề xuất đơn giản hiệu trường hợp tiết diện cột thay đổi theo hàm số Bước sai phân nhỏ kết xác so với phương pháp giải tích phương pháp phổ biến khác

Hình Sơ đồ khối phương pháp sai phân hữu hạn

Bảng Giá trị tải trọng tới hạn theo phương pháp

Giá trị Bubnov-GalerkinPhương pháp Phương pháp sai phân hữu hạn

N=4 N=8 N=16 N=20 N=30

Pth, kN 3.778x104 3.862x104 3.822x104 3.788x104 3.784x104 3.778x104

∆, % 2.176% 1.15% 0.264% 0.16% 0%

4 Kết luận

Phương pháp sai phân hữu hạn áp dụng để tính ổn định cột có tiết diện thay đổi cho phép thực với hàm số thay đổi tiết diện theo quy luật mà không gặp trở ngại mặt tốn học áp dụng phần mềm lập trình Mathcad để giải tốn Trên sở lý thuyết trình bày, tác giả thiết lập trình tự giải tốn ổn định cột có tiết diện thay đổi phần mềm lập trình Mathcad, nội dung báo trình bày kết ví dụ cụ thể để kiểm nghiệm phương pháp tính /

Tài liệu tham khảo

1 Hoàng Việt Bách, Nghiên cứu tính tốn ổn định cột có tiết diện thay đổi phương pháp sai phân hữu hạn, Luận văn thạc sĩ kỹ thuật, Trường đại học kiến trúc Hà nội, 2016. 2 Lều Thọ Trình, Ổn định cơng trình, NXB khoa học kỹ thuật,

Hà Nội, 2008.

3 Nguyễn Mạnh Yên, Phương pháp số học kết cấu, NXB khoa học kỹ thuật, Hà Nội, 2000

4 В.Н Иванов, Основы численных методов расчета конструкций, Москва, 2007

5 А.В Александров, В.Д Потапов, Б.П Державин, Сопротивление материалов, Москва «высшая школа», 2003.

Fig gives the postbuckling behavior of FGM SSSSs with various values of non-dimensional foundation stiffness K1,

K2 It is obvious that elastic foundations have very beneficial

influences on the load carrying capability of FGM SSSSs under uniform external pressure On the one hand, the extreme-type buckling pressures and load-deflection curves are considerably enhanced as the stiffness parameters of foundations, especially Pasternak type foundations, are increased On the other hand, the severity of snap-through instability is decreased, that is, the difference between upper and lower point pressures is reduced because of the presence of elastic foundations

5 Concluding remarks

The postbuckling behavior of sandwich shallow spherical shells (SSSS) constructed from two functionally graded material (FGM) face sheets and thicker metal core layer, rested on elastic foundations and subjected to uniform external pressure has been investigated Governing

equations are based on the first order shear deformation shell theory taking geometrical nonlinearity and Pasternak type foundation interaction into consideration Approximate analytical solutions are assumed to satisfy immovably clamped boundary condition and Galerkin procedure is applied to derive explicit expression of nonlinear load-deflection relation from which the nonlinear stability of FGM SSSSs is analyzed The results show that pressure-loaded FGM SSSS exhibit an extreme type buckling response and an unstable postbuckling behavior with a relatively intense snap-through phenomenon The study also reveals that increase in the volume fraction index, thickness of face sheets and the rise of spherical shell lead to an increase in buckling loads, load-deflection curves and severity of snap-through instability In addition, the load carrying capacity is enhanced and the postbuckling behavior of pressure-loaded FGM SSSSs is more stable due to the support of elastic foundations, especially Pasternak type elastic foundations./

Tài liệu tham khảo

1 T Hause, L Librescu, and C Carmarda, Postbuckling of anisotropic flat and doubly-curved sandwich panels under complex loading conditions, Int J Solids Struct., Vol 35, 3007-3027, 1998.

2 L Librescu and T Hause, Recent developments in the modeling and behavior of advanced sandwich constructions: a survey, Compos Struct., Vol 48, 1-17, 2000.

3 A.M Zenkour, A comprehensive analysis of functionally graded sandwich plates: part 2-buckling and free vibration, Int J Solids Struct., Vol 42, 5243-5258, 2005.

4 A.M Zenkour and M Sobhy, Thermal buckling of various types of FGM sandwich plates, Compos Struct., Vol 93, 93-102, 2010

5 H.S Shen and S.R Li, Postbuckling of sandwich plates with

FGM face sheets and temperature-dependent properties, Compos Part B-Eng., Vol 39, 332-344, 2008.

6 H.V Tung, Thermal and thermomechanical postbuckling of FGM sandwich plates resting on elastic foundations with tangential edge constraints and temperature dependent properties, Compos Struct., Vol 131, 1028-1039, 2015.

7 H.V Tung, Nonlinear thermomechanical stability of shear deformable FGM shallow spherical shells resting on elastic foundations with temperature dependent properties, Compos Struct., 114, 107-116, 2014.

8 H.V Tung, Nonlinear axisymmetric response of FGM shallow spherical shells with tangential edge constraints and resting on elastic foundations, Compos Struct., Vol 149, 231-238, 2016. 9 M Sathyamoorthy, Vibrations of moderately thick shallow

spherical shells at large amplitudes, J Sound Vib., Vol 13, 157-170, 1978

Postbuckling behavior of functionally graded sandwich

Khảo sát điều kiện bền ứng suất pháp so với điều kiện độ võng sàn thép

Investigation on the normal stress strength versus ultimate deflection in steel deck

Nguyễn Thanh Tùng

Tóm tắt

Trong thiết kế sàn thép, thông thường sẽ chọn sơ sàn theo điều kiện độ võng giới hạn, sau kiểm tra lại điều kiện bền ứng suất pháp Bài báo khảo sát mặt lý thuyết ảnh hưởng của điều kiện bền ứng suất pháp trong sàn thép so với độ võng chứng minh thực tế phương pháp hợp lý trường hợp tải trọng thông thường không lớn, tuy nhiên báo với tải trọng lớn phương pháp khơng hợp lý. Từ khóa: thiết kế sàn thép, sàn thép

phương, phi tuyến hình học , ứng suất pháp trong sàn thép, cường độ bền ứng suất pháp trong sàn thép

Abstract

In steel deck design, practically to select the steel deck thickness by the ultimate deflection, then review the normal stress strength condition This paper investigates theoretically the effect of normal stress strength in the steel decks against deflection and demonstrates that in practice this method is reasonable in mostly load cases not extreme large, but when the load is extreme large, this method is unreasonable.

Keywords: steel deck design, one-way steel

deck, geometric nonlinear, normal stress in steel deck, normal stress strength in steel deck

ThS Nguyễn Thanh Tùng

Khoa Xây dựng,

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

1 Thiết lập phương trình mơ men uốn sàn thép

Sàn thép cấu kiện thường gặp kết cấu thép Sàn thép thông thường làm việc theo phương, cắt dải để tính, theo [2],[5] coi sàn dầm có môđun đàn hồi qui đổi E1:

1 2

1

E E

υ =

− (1-1)

Trong E – mơ đun đàn hồi, υ - hệ số pốt xơng thép

Thông thường chiều dày sàn thép mỏng so với nhịp khác với dầm, sàn thép cần phải kể đến ảnh hưởng độ võng tới lực kéo sàn để tiết kiệm sát thực tế tính tốn Từ đó, thiết lập hệ cơng thức tính tốn cho sàn thép Giả thiết độ võng nhỏ, phương trình vi phân dầm chịu uốn theo sức bền vật liệu:

1

( )

''( ) M z

y z

E J − =

(1-2)

từ ta có

M(z)=-E1Jy’’(z) (1-3)

Mặt khác, mômen M(z) mômen dầm đơn giản không kể đến lực kéo (M0(z)) trừ mômen lực kéo gây ra: M(z)=M0(z)-Hy(z), thay vào phương trình

được phương trình vi phân cấp 2: M0(z)-Hy(z)=-E1Jy’’(z)

Hay viết lại:

J E

z M z

y J E

H z y

1

) ( )

( )

('

' − = −

(1-4)

Có thể giải trực tiếp phương trình vi phân(1-4) lý thuyết phương trình vi phân, nhiên giải gần cách giả sử hình dạng hàm độ võng, sau thay vào phương trình vi phân để tìm thơng số (cách làm khiến cho nghiệm tìm đơn giản, dễ dùng sai số không cao sử dụng phổ biến [3], [4]) Giả thiết hàm y(z) có dạng sau:

( ) .sin z

y z

l

π = ∆

(1-5)

Trong Δ độ võng lớn

Gọi độ võng ban đầu (chưa kể đến ảnh hưởng lực kéo) dầm đơn giản Δ0, đặt y0 bằng:

0( ) 0sin z

y z

l

π = ∆

(1-6)

Trong đó, Δ0 tính theo cơng thức độ võng dầm đơn giản:

4

1

5 384

ql E J

∆ =

(1-7)

Theo(1-3) M0(z)=-E1Jy0’’(z), thay giá trị (1-5),(1-6),(1-14) vào phương trình

vi phân (1-4) có:

2

1 sin z sin z ( )

E J E J Hy z

l l

l l

π π π π

∆ = ∆ −

(1-8)

( ) .sin z

y z

l

π

= ∆ y z0( ) 0sin z

l

π = ∆

ngược lại vào phương trình

2

1 ( ) 0( ) ( )

E J y z E J y z Hy z

l l

π π

= −

Từ giải y(z) là:

0 2 ( ) ( ) 1 y z

y z H

E J l π = + (1-9) Đặt: 2 H E J l α π =

Từ có công thức sau [5]:

2 2

1 4 s

E J

H E t

l l π α π ∆ = = (1-10) 0 2 ( )

( ) sin

1 1

y z z

y z l E J l π α π ∆   = =   +   + (1-11) Khi thiết kế độ võng theo TTGH2 tải trọng q (1-7) thay qc

4 384 c q l E J ∆ = (1-12) Trong Δ0 độ võng sàn coi dầm đơn

giản (bỏ qua ảnh hưởng lực kéo H) Từ (1 11), độ võng lớn dầm

0 max 1 α∆

∆ =

+ (1-13)

Có quan hệ đạo hàm phương trình độ võng dầm y(z) theo (1-11) có:

0 cos

1

dy z

dz l l

π π α ∆   =   +   2 2 1 sin

d y z

l dz l π π α ∆   = −  

+   (1-14)

Thay (1-14) vào (1-3) có phương trình M(z) tính theo TTGH I cho

4

2

0

1 2 2

1

5

( ) sin sin

1 384

c

qq l

z z

M z E J E J

l E J l

l l γ π π π π α ∆     =  =   +     2

5 sin sin sin

384 1

c q c

qq l lz q l lz M lz

γ π γ π π π α α α       =  ≈  =   +   +   +   (1-15)

Trong M0 mô men uốn lớn dầm đơn giản cho bởi:

2 8

c

qq l

M =γ

(1-16) Từ (1-15) mô men lớn dầm

0 max 1M

M

α =

+ (1-17)

2 Khảo sát ảnh hưởng điều kiện bền ứng suất pháp so với điều kiện độ võng

Thơng thường điều kiện bền ứng suất tiếp thỏa mãn sàn thỏa mãn điều kiện bền ứng suất pháp võng Vì sàn cần thiết kế để thỏa mãn điều kiện ứng suất pháp điều kiện độ võng, có hai điều kiện xảy trước điều kiện cịn lại Nói chung, điều kiện độ võng xảy trước điều kiện ứng suất pháp có trường hợp ngược lại Vì cần tìm trường hợp tải trọng qc mà điều

kiện ứng suất pháp xảy trước điều kiện độ võng Để tìm qc cho điều kiện ứng suất pháp xảy trước điều kiện độ võng tìm điều kiện qc để sàn

đạt độ võng tới hạn, với tải trọng qc giải điều kiện cho

ứng suất pháp vượt tới hạn

Điều kiện bền ứng suất pháp tác dụng mô men uốn lực kéo sàn

max max

tt tt

c

M H f

W A

σ = + ≤ γ

(2-1) Theo(1-10), lực kéo Htt tính với TTGH1 cho

2 2 4 tt q s s

H E t

l

π

γ ∆

=

(2-2) Thay (1-16),(1-17),(2-2) vào (2-1) có

2 2 2

max 8(1q c s) 62 q 4 1s c

s

s s

q l

E t f t t l γ γ π σ γ α ∆ = + ≤ +

2 2 2

max 3 14 (1 ) q c s q 4 c

s s

l

q E f

Trong từ (1-7) ∆0 tính theo cơng thức sau

3

4

0

1 1

5 5

384 384 32

12

c c c

s s s

s s s

q l q l q l l

E J E t E t

 

∆ = = =  

 

(2-4) Từ (1-13) (2-4) có ∆

3

1

5

1 32(1 )

c s s s l q l E t α α   ∆ ∆ = + = +  

  (2-5)

Từ có ∆/ls cho

3 5 32(1 ) c s s s l q

l α E t

  ∆ =

 

+  

(2-6)

Giả định độ võng sàn độ võng giới hạn

0

1

s s

l l n

 

∆ ∆

= =

  (2-7)

Theo [5], để thỏa mãn (2-7) tỉ số ls/ts phải giá

trị theo công thức xấp xỉ sau

0

4

4 1 72 15

s

c s

l n E

t n q

 

=  + 

  (2-8)

Từ (2-6),(2-7) có

3 32 c s s l q n E t α   + =  

  (2-9)

Thay (2-7), (2-9) vào (2-3) thu

1 2

max

0

24 1

5 s

q q c

s

l E E f

n t n

π

σ γ γ γ

−

 

=   + ≤

  (2-10)

Thay giá trị ls/ts từ (2-8) vào (2-10) (2-1) thỏa mãn

điều kiện (2-7) trở thành dạng sau

2 max 2 2

0

1

18 1

4 72

1

q q c

c

E E f

n n E n q π σ =γ +γ ≤ γ   +    

  (2-11)

Từ (2-11) giá trị qc để điều kiện bền ứng suất pháp

xảy trước điều kiện võng σmax>fγc từ giải được:

1

1

2

0 2

1 72 18 c c q c q E q q E n n f E n γ π γ γ > =      −     −   

  (2-12)

Điều kiện xác định (2 12) qc

min>0 dẫn tới

2

1

0 18

4

qπ fE n q π fE

γ γ

γ γ

 

< <  + 

Từ đó, phạm vi áp dụng (2-12)

57,04<n0<150,57 (2-14)

Ngoài khoảng khơng cơng thức xấp xỉ chọn độ võng (2-8) khơng cịn xác theo [5], xét giá trị n0 phạm vi

Từ (2-12) lập Bảng 2-1 giá trị qc nhỏ

để điều kiện bền ứng suất pháp xảy trước điều kiện võng, khơng áp dụng công thức (2-8) để chọn sàn

3 Ví dụ tính tốn

Kiểm tra điều kiện bền ứng suất pháp võng sàn thép CCT34 với: f=2.1x105 (KN/m2), E=2.1x108(KN/m2), υ=0.3

Nhịp sàn ls=1.3 (m), chiều dày sàn ts=2(cm)=0.02(m), tải

trọng tiêu chuẩn tác dụng lên sàn qc=80(KN/m2) Hệ số độ

tin cậy tải trọng γq=1.2, hệ số điều kiện làm việc γq=1

Nghịch đảo độ võng cho phép n0=120 Bỏ qua trọng lượng

bản thân sàn nhỏ so với tải trọng

Giải:

Mô đun đàn hồi quy đổi theo(1-1)

8

8 2 2.1 102 2.308 10 ( / )

1 1 0.3

E

E KN m

υ

×

= = = ×

− − (3-1)

Tỉ số nhịp chiều dày sàn để độ võng xấp xỉ độ võng giới hạn theo (2-8)là

8

4

0

4 1 72 120 1 72 2.308 10 64.051

15 15 120 80

s

c s

l n E

t n q

     =  + = ×  + × × =       ×       (3-2)

Như có theo [5] độ võng sẽxấp xỉ độ võng tới hạn Có thể kiểm tra điều cách tính độ võng sàn đây:

4

0 3

8

5 80 1.3 0.0194( )

384 3842.308 10 0.02

12 12

c s s

q l m

E t × ∆ = = = × × (3-3) 2

2 0.0194

(1 ) 3 3 2.805 0.834

0.02 s t α +α = ∆  =   = → =α     (3-4)

Từ độ võng sàn đảm bảo yêu cầu

0

0

1 0.0194 1 1 1 1

1 1 0.834 1.3 124 120

s s

l α l n

∆ ∆

= = × = ≈ =

+ + (3-5)

Mô men sàn Bảng 2-1 Giá trị qc

min theo n0 f

f(KN/m2) n

0=80 n0=90 n0=100 n0=120 n0=150

2,1x105(CCT34) qc

min (KN/m2) 62 65 66 71 98

2,3x105(CCT38) qc

min (KN/m2) 76 79 79 89 99

2,5x105(CCT42) qc

min (KN/m2) 91 94 95 95 100

Khảo sát khả chịu lực bê tông cốt thép chịu tải trọng nổ theo điều kiện liên kết

study on bearing capacity of reinforced concrete plates subjected to blast loading by restrain conditions

Nguyễn Ngọc Phương, Ngơ Quốc Trung

Tóm tắt

Bài báo trình bày việc khảo sát khả chịu lực bê tông cốt thép chịu tải trọng nổ thay đổi liên kết cạnh theo tiêu chuẩn Hoa Kỳ nhằm làm rõ làm việc tấm, từ có nhận xét kiến nghị cho cơng tác thiết kế với tiêu chuẩn Việt Nam hiện hành Từ khóa: bê tơng cốt thép, tải trọng nổ,

liên kết

Abstract

The article represents a study on bearing capacity of reinforced concrete plates subjected to blast loading while restrains on edges varies based on US code, in order to clarify the responses of the plates Moreover, the comments and recommends for design and current Vietnamese standards are given.

Keywords: reinforced concrete plates, blast

loading, restraint

PGS.TS Nguyễn Ngọc Phương

Khoa Xây dựng, Trường Đại Học Kiến trúc Hà Nội

Email: <phuong151.hau@gmail.com>

ThS Ngô Quốc Trung

Ban quản lý dự án đầu tư xây dựng Quận Hai Bà Trưng, Hà Nội Email: <hunter2811@gmail.com>

1 Đặt vấn đề

Thiết kế kết cấu bê tông cốt thép (BTCT) Việt Nam chủ yếu đề cập tới khả chịu tải trọng thông thường tĩnh tải, hoạt tải sử dụng, tải trọng gió, tải trọng động đất, tải trọng cháy nổ chưa để cập cách rõ ràng Ở số nước tiên tiến giới Hoa Kỳ, Anh…, việc đề cập tới tải trọng nổ quan tâm, nghiên cứu rõ ràng Tại Việt Nam, tải trọng nổ đề cập đến số cơng trình chủ yếu lĩnh vực quân Trong lĩnh vực dân chưa quan tâm cách thỏa đáng, thiết kế kết cấu chịu tải trọng nổ chưa đánh giá khả chịu lực cách rõ ràng phù hợp để đảm bảo an toàn hiệu kinh tế

Tải trọng nổ môt loại tải trọng đặc biệt Khả chịu lực kết cấu BTCT phụ thuộc vào nhiều yếu tố như: nguồn nổ (vị trí, khoảng cách, độ lớn…), vật liệu, điều kiện lên kết tấm,… Trong phần khảo sát báo đề cập tới thay đổi điều kiện liên kết Thiết kế phòng chống cháy nổ kết hợp chặt chẽ quy hoạch kiến trúc, bố trí tổng mặt bằng, tính tốn độ bền cấu tạo cấu kiện kết cấu, lựa chọn đặc trưng kỹ thuật thiết bị điện v.v… Một giải pháp thường cân nhắc bố trí tường bê tơng bảo vệ vị trí trọng yếu cơng trình Tuy nhiên tiêu chuẩn Việt Nam, việc thiết kế kết cấu BTCT chịu tải trọng nổ chưa đề cập rõ ràng

Vì đánh giá khả chịu lực BTCT chịu tải trọng nổ vấn đề cần thiết

2 Nguyên lý đánh giá khả chịu lực bê tông cốt thép chịu tải trọng nổ

2.1 Trạng thái phá hoại cấu kiện BTCT chịu tải trọng nổ

Việc xác định giới hạn phá hoại kết cấu tùy thuộc vào mục đích thiết kế điều kiện làm việc kết cấu, ví dụ giới hạn phá hoại kết cấu bao che khác so với kết cấu chịu lực hay giới hạn phá hoại kết cấu vị trí thơng thường thấp với kết cấu vị trí có thiết bị người sử dụng Tiêu chuẩn AICE (Mỹ) đưa mức độ phá hoại cấu kiện thông qua việc đánh giá khả làm việc cấu kiện sau chịu áp suất sóng nổ Mức độ thiệt hại cơng trình thể Bảng [1]

Bảng 1: Mức độ thiệt hại cơng trình Mức độ thiệt hại

cơng trình Tình trạng cơng trình

1 Thiệt hại nhỏ Cơng trình hoạt động bình thường phải thực vài sửa chữa nhỏ không đáng kể sau vụ nổ Thiệt hại trung bình Cơng trình bắt đầu xuất biến dạng phải tiến hành

sửa chữa đáng kể sau vụ nổ Có nguy với người sử dụng cơng trình hư hại cơng trình

3 Thiệt hại nặng Cơng trình gần sập đổ, khơng thể tiếp tục sử dụng Người sử dụng cơng trình có nguy thương vong cao Sập đổ Cơng trình bị sập đổ hoàn Nguy tử vong cao cho

người sử dụng cơng trình

Từ nghiên cứu thực nghiệm, AICE đưa biến dạng cấu kiện BTCT chịu tải trọng nổ tương ứng với mức độ thiệt hại Bảng [1]

Trong góc quay θ gối (các vị trí xuất khớp dẻo) xác định Hình Từ dễ dàng nhận thấy kết cấu cơng trình thiết kế để đảm bảo an toàn vụ nổ xảy ra, khuyến nghị lấy góc quay θ < 20 Với cấu

khi tính tốn nên giới hạn góc quay θ ≤ 40.

2.2 Phương trình cân động BTCT chịu tải trọng nổ:

Nguyên tắc thiết kế cấu kiện BTCT với biến dạng uốn θ giới hạn cho phép cấu kiện phải đạt cường độ chịu uốn cho động gây sóng nổ hấp thụ hoàn toàn lượng biến dạng phát triển cấu kiện chuyển vị tức thời đến giá trị cực đại XM

Phương trình cân động kết cấu chịu tải trọng động biểu diễn sau [2]:

2 .

.( )

2. . u2 E u m E

LM

r X

i r X X

K m= + − (1)

Trong đó, i: Xung lực đơn vị gây tải trọng nổ; KLM

: Hệ số lực – khối; m: Khối lượng đơn vị; ru: Khả chịu

lực đơn vị tới hạn; XE: Chuyển vị trạng thái đàn hồi; Xm:

Chuyển vị tức thời cực đại

Từ (1), khả chịu xung lực đơn vị biểu diễn sau:

2 ( )

2E

LM u M X

I= K mR X −

(2)

3 Khảo sát số

3.1 Mơ hình tốn

Đối tượng khảo sát BTCT sử dụng làm kết cấu bao che có kích thước: L x H = x (m) với chiều dày Tc =

150(mm), khoảng cách hai lớp thép dc = 80(mm)

Tấm tường sử dụng bêtơng có cường độ chịu nén mẫu lập phương 28 ngày tuổi fcu = 30N/mm2, môđun đàn

hồi Ec = 25000N/mm2, khối lượng riêng γc = 2400 kG/m3 Cốt

thép sử dụng có giới hạn chảy fy = 300N/mm2, giới hạn bền fu

= 400N/mm2, môđun đàn hồi E

s = 200000N/mm2

Cường độ vật liệu chịu uốn chịu tải trọng động [2]: - Bê tông:

( 2)

1,25 1,25 30 37,5 /

dcu cu

f = ×f = × = N mm

- Cốt thép:

( 2)

1,20 1,20 300 360 /

dy y

f = ×f = × = N mm

( 2)

1,05 1,05 400 420 /

du u

f = ×f = × = N mm

Ta có:

( )

( ) ( 2)

0,25

360 0,25 420 360 375 /

ds dy du dy

f f f f

N mm

= + × −

= + × − =

Các giả thiết:

- Nguồn nổ có vị trí đủ để sóng nổ bao trùm tồn BTCT tạo xung lực vng góc với

- Tấm làm việc gian đoạn đàn - dẻo lý tưởng - Tấm làm việc trạng thái thiệt hại nặng, tương ứng với góc xoay θ = 40

3.2 Xác định khả chịu tải trọng nổ BTCT làm việc phương:

Tính tốn khả chịu tải trọng nổ BTCT có kích thước hình học hình 3, liên kết đầu ngàm thông số vật liệu đưa mục 3.1 Xét đoạn rộng 1m (b = 1m), Giả thiết hàm lượng cốt thép chịu kéo chịu nén ρsc = ρst = ρs = 0,2% = 0,002

Mơmen qn tính tiết diện bị nứt: I = F.b.dc3

Với F = 0,0415 hệ số xác định mơmen qn tính tiết diện đặt thép đối xứng với hệ số đàn hồi n = 0,8 [2]

Ta có: I = 0,415 x x 0,08 = 3,32.10-3(m4)

Khả chịu uốn tới hạn: Bảng 2: Biến dạng giới hạn cấu kiện BTCT kể

đến mức độ phá hoại

Mức độ thiệt hại Góc quay θ

1 Thiệt hại nhỏ 0° - l°

2 Thiệt hại trung bình 1° - 2°

3 Thiệt hại nặng 2° - 4°

4 Sập đổ >4°

Hình Biến dạng dầm BTCT chịu tải trọng nổ

Hình Kích thước hình học BTCT

2

. . . . .

.

6 2

0, 002 375 10 0 8

2

s

, 0

As

MN MP A f ds ds c f dds c s f dd c d bc ρ

= = = =

= × × ×

= 4,8 x 103 (Nm/m)

Khả chịu lực đơn vị tới hạn, xác định theo [2] :

3

2

3

3 3,32 10 3,32 10

8( )

8 ( )

5 3,07 10 ( / )

N p u M M r L N m − − + = × + = = × × ×

Độ cứng đàn hồi tương đương [2]:

10

4

6

307 370 2,5 10 3,32 10

5

3,26 10 ( / )

E EI K L N m − × × × × = = = ×

Chuyển vị đàn hồi tương đương [2]:

3

4

3,07 10 9,42 10 ( ) 3,26 10 u E E r X m K − × = = = × ×

Chuyển vị tức thời cực đại [2]:

0 5 0,0 tan(4 )

2 2 69927 0,1748( )

M L

X = × = × = m

Với làm việc phương hai đầu ngàm tra [2] ta có hệ số lực khối KLM = 0,66

Khối lượng đơn vị: m = ρv.Tc = 2400 x 0,015 = 360 (Kg/m2)

= 3530,394 (N/m2)

Vậy, ta có tải trọng xung động với xung lực đơn vị BTCT chịu với góc mở lớn θ = 40:

4

2F 3530,394 3.07 10 0,1748 9,42 10

1579,8

2 ( )

2

2 ( )

2 (N)

E E u M X

i M r X

i × × × −

= −

= × −

=

3.3 Xác định khả chịu tải trọng nổ BTCT làm việc phương:

Sử dụng BTCT hình 2, thay đổi liên kết cạnh cạnh ngàm Xác định mơmen chống uốn vị trí hình thành khớp dẻo (hình 4) theo giai đoạn sử dụng bảng tra [2]:

- Khả chịu lực đơn vị tới hạn [2]:

2

5( HN HP)

u M M

r

x + =

- Với tỷ lệ L/H = 1,25, từ [2] ta có hệ số quy đổi lực khối :

• Tấm liên kết cạnh : 0,65 0,16 1

2 LM L K H   = −  −   

• Tấm liên kết cạnh : KLM 0,61 0,16 L 1

H

 

= −  − 

 

- Chuyển vị đàn hồi tương đương [2]:

( )ep (1 e) (1 ep)

E e ep p

u u u

r r r

X X X X

r r r

= + − + −

Trong đó: Xe, Xep: chuyển vị giai đoạn

đoàn hồi giai đoạn đàn - dẻo; re, rep: khả

Hình Sơ đồ tính tốn BTCT liên kết cạnh ngàm

Bảng 3: Khả chịu tải trọng nổ BTCT ngàm cạnh x

(m)

Ru

(N/m2)

KLM XE

(m)

XM

(m)

i (N)

3 cạnh 2,7 6.584,36 0,59 0,015903 0,174817 2139,40

4 cạnh 2,225 9.695,75 0,65 0,001381 0,139854 2488,49

Bảng 4: Kết so sánh khả chịu tải trọng nổ BTCT

θ Ngàm cạnh (1) Khả chịu lực i (N)Ngàm cạnh (2) Ngàm cạnh (3) (1) & (2)Tỷ lệ so sánh (%)(1) & (3)

chịu lực đơn vị giai đoạn đàn hồi giai đoạn đàn - dẻo - x khoảng cách từ gối tựa đến vị trí hình thành khớp dẻo, xác định theo phương pháp đẩy dần [2]

- Chuyển vị tức thời cực đại [2]: tan( )

2

M

L

X = θ

Kết xác định khả chịu lực BTCT liên kết cạnh ngàm chịu tải trọng nổ thể Bảng

So sánh khả chịu lực BTCT chịu tải trọng nổ theo điều kiện liên kết thể Bảng

4 Kết luận kiến nghị

Từ kết thấy, điều kiện liên kết ảnh hưởng đáng kể tới khả chịu tải trọng nổ BTCT Khi thay đổi liên kết BTCT từ cạnh ngàm đối xứng (tấm làm việc phương) thành cạnh ngàm (tấm làm việc

phương), khả chịu tải trọng nổ tăng 35% 58% Như vậy, thiết kế BTCT chịu tải trọng nổ cần cân nhắc việc lựa chọn điều kiện liên kết phù hợp để đảm bảo an toàn hiệu Đồng thời tiêu chuẩn thiết kế kết cấu BTCT Việt Nam, cần có dẫn cho việc thiết kế kết cấu chịu tải trọng nổ để hoàn thiện hơn./

Tài liệu tham khảo

1 AICE, Guildelines for Evaluating Process Plant Building for External Explosions and Fires, American Institute of Chemical Engineers, New York, 1996

2 TM5-1300, Structures to Resist the Effects of Accidental Explosions, US Army Technical Manual, U.S Department of the Army, 1991

2 2

0 8 1.2 80 1.38 20.28( )

c

qq ls

M =γ = × × = KNm (3-6)

0

max 1M 1 0.83420.28 11.058( )

M = α = = KNm

+ + (3-7)

Lực kéo Htt theo [2][5] cho bởi

2

1

8

4

3.14

1.2 2.308 10 0.02 949( )

4 120

tt

q s

H E t

l

KN π

γ  ∆

=  

 

= × × × × × =

(3-8) Kiểm tra điều kiện bền theo ứng suất pháp theo (2-1)

max

max 2

5

11.058 949 0.02 0.02

2.133 10 2.1 10 ( / )

tt tt

M H

W A

KN m

σ = + = × +

= × > × (3-9)

Như vậy, sàn đảm bảo điều kiện độ võng không đảm bảo điều kiện bền ứng suất pháp Do thấy với qc=80(KN/m2) >71 (KN/m2) cho Bảng 2-1

khơng thể chọn sàn theo (2-8) nữa, trường hợp ngược lại (2-8) có tác dụng đảm bảo cho sàn đạt yêu cầu độ võng lẫn điều kiện bền ứng suất pháp

Kết luận

Mô men sàn khơng cịn phân bố theo hàm đa thức bậc hai trường hợp dầm đơn giản mà phân bố theo quy luật phức tạp Khi qc nhỏ giá trị cho Bảng

2-1 có điều kiện độ võng xảy trước điều kiện bền ứng suất pháp Với tải trọng thông dụng thực tế thường có qc≤60 KN/m2, nhỏ giá trị cho Bảng 2-1 điều

kiện độ bền ứng suất pháp xảy trước điều kiện độ võng, thiết kế sàn bỏ qua kiểm tra điều kiện độ bền ứng suất pháp

Theo [5] sàn thiết kế theo tỉ số ls/ts theo (2-8) để đảm bảo điều kiện độ võng xuất phát từ điều kiện bền ứng suất pháp dầm hợp lý với đa số phạm vi tải trọng.Tuy nhiên, với trường hợp tải trọng lớn vượt giá trị cho Bảng 2-1 cần phải thiết kế sàn theo điều kiện độ bền ứng suất pháp điều kiện độ võnggiống trường hợp dầm (vì điều kiện bền ứng suất pháp xảy trước điều kiện độ võng) Trong trường hợp này, cơng thức (2-8) khơng cịn có tác dụng để đảm bảo sàn đạt điều kiện bền ứng suất pháp độ võng khơng áp dụng nữa./

Tài liệu tham khảo

1 TCVN 5575:2012, Kết cấu thép – Tiêu chuẩn thiết kế Nhà xuất Xây dựng, 2012.

2 Phạm Văn Hội (chủ biên) Kết cấu thép - Cấu kiện Nhà xuất Khoa học kỹ thuật,2006

3 S.P Timoshenko, J.M Gere Ổn định đàn hồi Nhà xuất Khoa học Kỹ thuật, 1976.

4 S.P Timoshenko, J.M Gere Lý thuyết tấm, vỏ Nhà xuất Khoa học Kỹ thuật, 1976.

5 Е И беленя Металлические конструкции.Москва, 1986.

Khảo sát điều kiện bền ứng suất pháp

Nghiên cứu tính tốn bề rộng vết nứt trong kết cấu dầm bê tông cốt thép

Research on the crack width calculation in reinforced concrete beams

Lê Phước Lành

Tóm tắt

Bài báo trình bày kết thực nghiệm bề rộng vết nứt dầm bê tông cốt thép chịu tác dụng hai lực tập trung Kết thí nghiệm so sánh với tiêu chuẩn thiết kế tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012, tiêu chuẩn châu Âu Eurocode 2:2004, tiêu chuẩn Hoa Kỳ ACI 318:2008 tải trọng giới hạn tính tốn theo lý thuyết Kết quả thí nghiệm bề rộng vết nứt cho thấy có khác biệt lớn với kết tính tốn bề rộng vết nứt theo tiêu chuẩn thiết kế nêu trên. Từ khóa: Vết nứt, Dầm bê tông cốt thép, Ứng

suất, Biến dạng

Abstract

This paper presents the experimental results of crack width in reinforced concrete beams Experimental model of reinforced concrete beams subjected to two focus forces Experimental results are compared with design standards such as Vietnamese standard TCVN 5574:2012, European standard Eurocode 2:2004 and US standard ACI 318:2008 at limit load in the theoretical calculation Experimental results show that crack width has a difference with calculation results according to the design standards.

Keywords: Cracking, Reinforced concrete

beams, Stress, Strain

ThS Lê Phước Lành

Khoa XDDD&CN Trường Đại học Xây dựng Email: lanhlp@nuce.edu.vn

1 Đặt vấn đề

Hiện nay, để dự báo tuổi thọ cơng trình xây dựng, cần xây dựng quy luật thay đổi tham số xác định tuổi thọ cơng trình Các tham số xác định tuổi thọ cơng trình ngun nhân chủ quan khách quan gây suy giảm khả chịu lực kết cấu Đối với kết cấu bê tông cốt thép (BTCT), tuổi thọ công trình định nhiều yếu tố khác nhau, vết nứt kết cấu yếu tố Vết nứt nhiều nguyên nhân gây (Do tải trọng, biến dạng nhiệt, biến dạng co ngót bê tơng bị ngăn cản ) ảnh hưởng đến an tồn kết cấu

Tính tốn vết nứt kết cấu cơng trình BTCT nói chung kết cấu dầm BTCT nói riêng trình bày số tiêu chuẩn thiết kế tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012 [9], tiêu chuẩn Hoa kỳ ACI 318:2008 [1], tiêu chuẩn châu Âu Eurocode 2:2004 [4] Tuy nhiên, việc tính tốn bề rộng vết nứt theo tiêu chuẩn nêu không đồng thông số ảnh hưởng đến phát triển mở rộng bề rộng vết nứt Vì vậy, nghiên cứu thực nghiệm bề rộng vết nứt kết cấu dầm BTCT để kiểm chứng kết tính toán lý thuyết theo tiêu chuẩn quan trọng

2 Nghiên cứu thực nghiệm

2.1 Mẫu thí nghiệm vật liệu chế tạo mẫu

Mơ hình thí nghiệm dầm đơn giản chịu tác dụng hai lực tập trung Tiến hành chế tạo 02 mẫu dầm BTCT có cấu tạo chi tiết trình bày Hình

Trên Bảng trình bày đặc trưng học vật liệu bê tông vật liệu cốt thép Bê tơng có cấp độ bền B20 cốt thép đạt mác thép CB 300-V

Với đặc trưng học vật liệu kích thước hình học dầm BTCT thí nghiệm trên, sơ xác định khả chịu lực dầm theo dẫn tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012 [6] giá trị Mgh = 22,7x106 (N.mm)

2.2 Sơ đồ tải trọng thí nghiệm 2.2.1 Sơ đồ thí nghiệm

Sơ đồ thí nghiệm dầm đơn giản (Kê mẫu thí nghiệm lên 01 gối tựa cố định 01 gối tựa di động), chịu tác dụng 02 lực tập trung P (Ptổng = 2P) Vị trí lực tác

dụng vị trí gối tựa dầm thể Hình vẽ - 2.2.2 Tải trọng thí nghiệm

Tải trọng giới hạn dầm xác định sau:

6

3

22,7 10 22,7 10 (N) 10

gh gh

M P

z

×

= = = ×

Vậy tải trọng giới hạn tiêu chuẩn

3

/ 22,7 10 18,9 10 ( )3 1,2 1,2

gh t c P

P = = × = × N

Thí nghiệm gia tải mẫu dầm BTCT đến trạng thái xuất dấu hiệu phá hủy Lựa chọn Ptn ≈ 2Pgh

2.3 Bố trí dụng cụ đo quy trình thí nghiệm

Bảng 1: Đặc trưng học vật liệu thép bê tông

Mẫu thép Φ14 Cường độ chịu

nén bê tông R28 [MPa]

Giới hạn chảy σc [MPa]

Giới hạn bền σb [MPa]

Biến dạng dài

tương đối ε [%] Mác thép

Tiến hành bố trí dụng cụ đo lực (Load cell), thiết bị đo nứt chuyên dụng KG-1 KG-2 (Hình 5) Tất dụng cụ kết nối với máy TDS 530 ghi nhận số liệu, cho phép ghi nhận giây lấy lần số liệu (Hình 4) Sau đó, tiến hành gia tải lên dầm với tốc độ dịch chuyển xy lanh 1,2 mm/ phút đến xuất dấu hiệu phá hủy ngừng thí nghiệm

3 Phân tích đánh giá kết quả

3.1 Bề rộng vết nứt mẫu dầm thí nghiệm

Bề rộng vết nứt lớn vị trí N1 (Hình 6) 02 mẫu dầm BTCT thí nghiệm đo cấp tải trọng thể Hình

3.2 Tính tốn bề rộng vết nứt dầm BTCT theo tiêu chuẩn

3.2.1 Tính tốn bề rộng vết nứt dầm theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012

Bề rộng vết nứt dầm BTCT tính tốn theo dẫn tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012 [6] xác định theo công thức (1)

( )3

20 3,5 100

s crc l

s

a d

E

σ

δϕ η µ

= −

(1)

Trong đó: σs ứng suất cốt thép, xác định từ

sơ đồ ứng suất tiết diện có vết nứt (Hình 8)

s

o

A bh

µ=

; s s

M A z

σ =

; ( )

2

1

2 o

f

z= − ϕξ ξ h

+

 

  (2)

'

2

s f

o

A bh

α ν ϕ =

;

( )

1 1 5 10

o

x h

ξ

δ λ β

µα

= =

+ +

+

(3)

f

λ ϕ= ; o2 b s, er

M bh R

δ =

(4) Trong đó: β = 1,8 bê tông nặng; δ = cấu kiện chịu uốn; φl = 1,0 ν = 0,45 tải trọng tác dụng

ngắn hạn; η = cốt thép có gờ; d đường kính cốt thép; A’s diện tích cốt thép chịu nén; Rb,ser ứng

suất bê tơng vùng nén tính theo TTGH thứ 2; Es

Bảng 2: So sánh bề rộng vết nứt Dầm

BTCT Tiêu chuẩn tính toán

Bề rộng vết nứt dầm BTCT

tại tải trọng tiêu chuẩn P = Ptc [mm] Độ sai lệch kết thực nghiệm

và tính tốn lý thuyết [%] Kết tính tốn lý thuyết Kết thực nghiệm

D1

TCVN 5574:2012 0,190

0,215

11,6

Eurocode 2:2004 0,208 3,3

ACI 318:2008 0,194 9,8

D2

TCVN 5574:2012 0,190

0,218

12,8

Eurocode 2:2004 0,208 4,6

A-A

Hình Cấu tạo dầm BTCT thí nghiệm

mô đun đàn hồi cốt thép

Bê tơng có cấp độ bền B20 theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012 [6] có Rb,ser = 15 MPa; Es = 21 x 104 MPa

3.2.2 Tính tốn bề rộng vết nứt dầm theo tiêu chuẩn châu Âu Eurocode 2:2004

Bề rộng vết nứt dầm BTCT tính tốn theo dẫn tiêu chuẩn Chuẩn Âu Eurocode 2:2004 [3] xác định theo công thức

( )

,max

wk =sr εsm−εcm (5)

Trong đó:

( ) ( )

,eff

p,eff ,eff

1

0,6

ct

s t e

p s

sm cm

s s

f k

E E

σ α ρ

ρ σ

ε ε

− +

− = ≥

(6)

s e

cm

E E

α =

;

,eff

,eff

s p

e

A A

ρ =

; fct,eff = fct,m ;

( )

,eff min 2,5 , 3 ,2

e h x h s

A =b×  h d− − −A

 

  (7)

kt = 0,6; x chiều cao vùng nén, xác định nhờ quy

đổi diện tích cốt thép diện tích bê tơng tương đương (Hình 9) xác định công thức

( )2

2

e sA e sA b A de s

x

b

α  α α 

− +  + 

=

(8)

3

s s

M x A d

σ =

 − 

 

  (9)

Khoảng cách lớn vết nứt:

1 ,max

,eff

r

p

k k k s =k c+ ρ φ

(10) Với: k3 = 3,4; k4 = 0,425; k1 = 0,8; k2 = 0,5; ϕ = 14; fck

cường độ chịu nén đặc trưng mẫu trụ; fcm giá trị trung

bình cường độ chịu nén mẫu trụ; fct,m giá trị trung bình

cường độ chịu kéo bê tơng; fct,k cường độ chịu kéo đặc

trưng bê tơng

Bê tơng có cấp độ bền B20 theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012 [6] tương đương cấp độ bền C16/20 có đặc trưng sau:

fck = 16 MPa; fcm = 24 MPa; fct,m = 1,9 MPa; fct,k = 1,3 MPa;

Ecm = 29 x 103 MPa

Thép CB 300 - V tương đương nhóm thép S220 theo tiêu chuẩn EN 10080 [4] có fyk = 220 MPa; Es = 20 x 104 MPa

3.2.3 Tính bề rộng vết nứt theo tiêu chuẩn Hoa Kỳ ACI 318:2008

Bề rộng vết nứt dầm tính theo tiêu chuẩn Hoa kỳ ACI 318:2008 [1] tính tốn theo cơng thức Gergely – Lux (Công thức (11))

6 3

w 1,3.10= − f d As c (11)

Trong đó: Hình Bố trí dụng cụ đo

Hình Đo bề rộng vết nứt

Hình Bản đồ vết nứt hai dầm

w bề rộng tính tốn vết nứt, cm; fs ứng suất

cốt thép, kg/cm2.

dc chiều dày lớp bê tông bảo vệ, đo từ mặt dầm chịu

kéo đến trọng tâm cốt thép nằm sát với mặt đó, cm; A diện tích phần bê tông bao quanh thép, cm2.

Để xác định ứng suất vị trí vết nứt, giả thiết vết nứt mở rộng đến trục trung hịa tiết diện phẳng Tiết diện có vết nứt quy đổi thể Hình 10

s s

M f

A jd

=

; 1 3

k j = −

(12)

s

A bd

ρ =

; ( )

2

2

k= ρn + ρn −ρn

(13)

s

c

E n

E

=

;

2 2c

d b A =

(14) Bê tơng có cấp độ bền B20 quy đổi theo tiêu chuẩn Hoa Kỳ ACI 318:2008 [1] sau:

f’c = 150kg/cm2;

Ec = 15000 fc' kg/cm2

Cốt thép CB 300-V tương đương với cốt thép có mác thép Grade 40 theo tiêu chuẩn ASTM A615 [2] có giới hạn chảy fy = 280 kg/cm2; Es = 2x106 kg/cm2

Trên Bảng 2, trình bày kết tính tốn bề rộng vết nứt thực nghiệm lý thuyết theo tiêu chuẩn tải trọng tiêu chuẩn P = Ptc = 18,9kN

4 Kết luận kiến nghị

Bài viết giới thiệu cách tính tốn bề rộng vết nứt cấu kiện dầm BTCT chịu tác dụng hai lực tập trung theo 03 tiêu chuẩn thiết kế tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012 [6], tiêu chuẩn châu Âu Eurocode 2:2004 [3], tiêu chuẩn Hoa Kỳ ACI 318:2008 [1] Kết tính tốn lý thuyết kiểm chứng thơng qua kết thực nghiệm thu kết sau:

Cơng thức tính tốn bề rộng vết nứt theo tiêu chuẩn nêu có khác nhau:

+ Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012 [6] bề rộng vết nứt phụ thuộc nhiều vào đường kính cốt thép ứng suất cốt thép vị trí vết nứt Đặc biệt, có kể đến cốt thép nằm vùng nén bê tông

+ Tiêu chuẩn châu Âu Eurocode 2:2004 [3] bề rộng vết nứt phụ thuộc nhiều vào chênh lệch biến dạng cốt thép bê tơng, đường kính chiều dày lớp bê tông bảo vệ

+ Tiêu chuẩn Hoa Kỳ ACI 318:2008 [1] bề rộng vết nứt phụ thuộc nhiều vào ứng suất cốt thép chiều dày lớp bê tông bảo vệ

Như vậy, công thức tính tốn bề rộng vết nứt theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012 [6] chưa đề cập đến ảnh hưởng chiều dày lớp bê tông bảo vệ, giới hạn bề rộng vết nứt theo tiêu chuẩn Việt Nam chủ yếu tập trung vào ăn mòn cốt thép Bởi vì, chiều dày lớp bê tơng bảo vệ tham số ảnh hưởng đến ăn mòn cốt thép bê tơng

Các kết tính tốn theo lý thuyết nhỏ so với kết thực nghiệm Do vậy, cơng thức tính tốn lý thuyết chưa đề cập đầy đủ tham số ảnh hưởng

Hình Sơ đồ ứng suất tiết diện có vết nứt

Hình Tiết diện có vết nứt quy đổi

Hình 10 Tiết diện có vết nứt quy đổi

các yếu tố hình học, cấu tạo tải trọng đến bề rộng vết nứt Tính tốn bề rộng vết nứt theo ba tiêu chuẩn nêu trên, tính theo tiêu chuẩn châu Âu Eurocode 2:2004 [3] có kết sát với thực nghiệm với sai số nhỏ 5% Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 5574:2012 [6] cho kết sai số lớn với sai số nhỏ 15% lấy đặc trưng học vật liệu theo lý thuyết đưa vào thiết kế thực tế./

Tài liệu tham khảo

1 ACI 318, Building code requiremants for structural concrete, 2008.

2 ASTM, Standard specification for deformedand plain carbon – Steel bars for concrete Reinforcement.

3 Eurocode 2, Design of concrete Structure – Part 1: General Rules and Rules for Buildings; The European Standard EN 1992 – 1- 1, 2004.

4 EN 10080, Steel for the reinforcement of concrete-Weldable reinforcing steel-General, 2005.

5 TCVN 3118, Bê tông nặng - Phương pháp xác định cường độ nén, 1993.

6 TCVN 5574, Kết cấu bê tông bê tông cốt thép - Tiêu chuẩn thiết kế, 2012.

Lựa chọn vật liệu chống cháy cho kết cấu thép

Design considerations for fire protection materials for steel structures

Chu Thị Bình

Tóm tắt

Kết cấu thép có nhược điểm khả năng chịu cháy nên cần bọc lớp chống cháy để đảm bảo điều kiện an tồn cháy Bài báo trình bày cách lựa chọn vật liệu bọc chống cháy cho kết cấu thép sơn chống cháy, vữa chống cháy, thạch cao cách nhiệt bọc bê tông để đảm bảo giới hạn chịu lửa yêu cầu. Từ khóa: Chống cháy, Giới hạn chịu lửa,

Kết cấu thép

Abstract

Steel structures have low fire resistance so they need to be covered by fire resistance coatings This paper represents the method to choose the fire resistance coating layers made of intumescent paint, spray applied fireproofing, insulating board systems or concrete encasement for steel structures to ensure fire safety.

Keywords: Fire safety, Fire resistance, Steel

structures

TS Chu Thị Bình

Khoa Xây dựng,

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

1 Giới thiệu

Kết cấu thép với nhiều ưu điểm khả chịu lực nên ứng dụng rộng rãi cơng trình xây dựng Tuy nhiên, kết cấu thép có nhược điểm khả chịu cháy Nếu không bọc chống cháy, sau khoảng 15 phút chịu cháy, nhiệt độ kết cấu lên tới 550oC, kết cấu thép gần bị khả chịu lực Do để

đảm bảo điều kiện an toàn cháy, kết cấu thép phải bao bọc vật liệu chống cháy Có biện pháp chống cháy kết cấu thép như: sơn sơn chống cháy, phun vữa chống cháy lên bề mặt, bọc kết cấu thép thạch cao cách nhiệt bê tông,… Câu hỏi đặt lựa chọn lớp chống cháy Hiện Việt Nam chưa có dẫn thiết kế kết cấu điều kiện cháy mà có quy định phịng cháy chống cháy cho kết cấu cơng trình tài liệu [1,2,3] Bài báo trình bày cách lựa chọn vật liệu chống cháy cho kết cấu thép đảm bảo điều kiện an toàn cháy theo quy định quy chuẩn tiêu chuẩn Việt Nam Do tiêu chuẩn Việt Nam chưa có đầy đủ bảng tra hướng dẫn tính tốn nên bảng tra ngun tắc tính tốn theo tiêu chuẩn châu Âu giới thiệu báo

2 Các bước thiết kế kết cấu thép đảm bảo điều kiện an toàn cháy theo quy chuẩn tiêu chuẩn Việt Nam

Hiện nay, Việt Nam có tài liệu liên quan đến thiết kế kết cấu theo điều kiện an toàn cháy sau: QCVN 03:2012/BXD Quy chuẩn kỹ thuật Quốc gia Nguyên tắc phân loại, phân cấp công trình dân dụng, cơng nghiệp hạ tầng kỹ thuật đô thị [1]; QCVN 06:2010/BXD Quy chuẩn kỹ thuật Quốc gia an tồn cháy cho nhà cơng trình [2]; TCVN 2622:1995 Phòng cháy, chống cháy cho nhà cơng trình -u cầu thiết kế [3]

Dựa vào nội dung tài liệu nêu trên, nghiên cứu [4] cơng trình thiết kế cần tuân theo quy chuẩn, tiêu chuẩn thiết kế điều kiện nhiệt độ thường, đồng thời cần tuân theo yêu cầu an toàn cháy bước thiết kế kể đây:

Bước 1: Xác định “bậc chịu lửa u cầu” cơng trình theo quy định quy chuẩn xây dựng QCVN 03:2012/BXD QCVN 06:2010/BXD dựa vào niên hạn sử dụng cơng trình, dạng nhà, chức năng, diện tích, chiều cao Có bậc chịu lửa I,II,III,IV V Yêu cầu cao bậc I Ví dụ cơng trình bán hàng (bách hóa, siêu thị) tầng có niên hạn sử dụng từ 20 năm đến 50 năm bậc chịu lửa yêu cầu bậc III [1,3]

Bước 2: Xác định “giới hạn chịu lửa yêu cầu” phận kết cấu dựa vào bậc chịu lửa công trình xác định bước Mối quan hệ “bậc chịu lửa u cầu cơng trình” “giới hạn chịu lửa yêu cầu phận kết cấu” cho bảng [1,2,3] Ví dụ cơng trình có bậc chịu lửa u cầu bậc III phận chịu lực nhà có giới hạn chịu lửa yêu cầu R90 [2] Khái niệm “Giới hạn chịu lửa” cấu kiện xây dựng xác định khoảng thời gian (tính phút) kể từ bắt đầu thử điều kiện cháy theo chế độ nhiệt tiêu chuẩn xuất dấu hiệu nối tiếp trạng thái giới hạn quy định cấu kiện cho sau: khả chịu lực (khả chịu lực ký hiệu chữ R - Mechanical Resistance); tính tồn vẹn (tính tồn vẹn ký hiệu chữ E - Integrity); khả cách nhiệt (khả cách nhiệt ký hiệu chữ I - Insualation) Đối với cấu kiện kết cấu chịu lực, quy chuẩn tiêu chuẩn quy định giới hạn chịu lửa R Thường có giới hạn chịu lửa yêu cầu R30, R60, R90, , R240

Bước 3: Xác định “giới hạn chịu lửa” phận kết cấu thí nghiệm tính tốn Cần thiết kế cho cấu kiện có giới hạn chịu lửa khơng nhỏ giới hạn chịu lửa yêu cầu xác định bước Việt Nam chưa có tiêu chuẩn tính tốn mà có bảng tra giới hạn chịu lửa danh nghĩa số cấu kiện kết cấu Ví dụ dầm thép phun bọc vermiculite-xi măng dày 32mm có giới hạn chịu lửa R90 (phụ lục F- QCVN 06:2010/BXD)

3 Các phương pháp bọc chống cháy cho kết cấu thép và cách lựa chọn chiều dày vật liệu bọc

Hiện nay, có nhiều cơng nghệ chống cháy cho kết cấu thép sử dụng vật liệu bao che, sử dụng sơn sử dụng lớp vật liệu hi sinh bên để xảy cháy lớp bị cháy trước bảo vệ cho kết cấu bên Trong phạm vi báo phương pháp chống cháy sau đề cập:

+ Sử dụng bê tông bọc (Concrete Encasement);

+ Sử dụng chống cháy chuyên dụng (Insulating Board Systems);

+ Sử dụng vữa chống cháy (Spray Applied Fireproofing); + Sử dụng loại sơn chống cháy (Intumescent Paints) 3.1 Sử dụng bê tông bọc

Bê tông loại vật liệu cách nhiệt tốt lớp bê tơng bao phủ làm gián đoạn truyền nhiệt lên phần kết cấu bên Tăng chiều dày lớp bê tông tăng khả chống cháy cho kết cấu thép

QCVN 06:2010 TCVN 2622:1995 có bảng tra chiều dày tối thiểu lớp bê tông bọc để đảm bảo giới hạn chịu lửa yêu cầu Ví dụ với dầm thép yêu cầu giới hạn chịu lửa từ R30 đến R90 bọc bê tông không tham gia chịu lực có cốt thép chiều dày lớp bê tơng bảo vệ yêu cầu (a) không nhỏ 25mm; với bê tơng có tham gia chịu lực có cốt thép yêu cầu a không nhỏ 50mm (Bảng 1)

Theo tiêu chuẩn châu Âu [7] bê tông đóng vai trị chống cháy, lớp bê tơng bảo vệ tối thiểu cho tiết diện cột dầm thép phụ thuộc vào cấp chịu lửa yêu cầu cho bảng Có thể tính bê tơng chịu lực thành kết cấu liên hợp thép bê tông quy định kích thước tối thiểu tiết diện để đảm bảo yêu cầu chống cháy (xem mục 4.2 tiêu chuẩn [7]) So sánh bảng bảng thấy tiêu chuẩn châu Âu tiêu chuẩn Việt Nam yêu cầu chiều dày lớp bê

3.2 Sử dụng vữa chống cháy

Các loại vữa chống cháy có yêu cầu chung độ dẫn nhiệt thấp

Trong hệ thống quy chuẩn Việt nam có bảng tra cho dầm thép bọc vermiculite – ximăng, khơng có bảng tra cho loại vữa khác

Tiêu chuẩn châu Âu [6] có cơng thức tính nhiệt độ kết cấu thép có bọc vật liệu chống cháy có vữa chống cháy Đầu vào thời gian cháy, tiết diện thép, chiều dày lớp bọc, khối lượng riêng vữa bọc hệ số dẫn nhiệt vữa Đầu nhiệt độ kết cấu thép (coi toàn tiết diện) Kết cấu thép coi đảm bảo khả chịu tải nhiệt độ kết cấu không vượt nhiệt độ giới hạn (550oC với cột tiếp xúc lửa mặt, 620oC với

dầm tiếp xúc lửa mặt) Sự tăng nhiệt độ cấu kiện sau khoảng thời gian cháy xác định công thức:

, , 10

, .( ). ( 1) ,

(1 3)

.

φ

λ

θ θ

θ ρ φ θ

ρ φ ρ

−

∆ = ∆ − − ∆

+

=

p p

g t a t

a t g t

p a a

p p p p a a

A

V t e

d c

c d A

c V (1)

Trong đó:

Ap/v: Hệ số tiết diện cấu kiện có lớp cách nhiệt ca: Nhiệt dung riêng thép, thay đổi theo nhiệt độ

cp: Nhiệt dung riêng vật liệu cách nhiệt, không phụ

thuộc vào nhiệt độ

dp: Chiều dày lớp vật liệu cách nhiệt

Δt: Bước thời gian tính cấu kiện chịu cháy (s), giá trị

không lớn 30s

Bảng Quy định chiều dày lớp bê tông bảo vệ dầm thép theo tiêu chuẩn Việt Nam (trích phụ lục F, QCVN 06-2010)

TT Kết cấu vật liệu bọc bảo vệ Chiều dày nhỏ (mm) lớp bảo vệ để đảm bảo giới hạn chịu lửa

R 240 R 180 R 120 R 90 R 60 R 30 Bê tơng cốt liệu tự nhiên có cấp

phối khơng xi măng : : a) Bê tơng khơng tham gia chịu lực, có cốt thép(b)

b) Bê tơng có tham gia chịu lực có cốt thép

75

75

50

75

25

50

25

50

25

50

25

50

2 Phun bọc vermiculite – ximăng

với chiều dày bằng: - - 38 32 19 12,5

Bảng Quy định chiều dày lớp bê tông bảo vệ kết cấu thép theo tiêu chuẩn châu Âu (trích mục 4.2 tiêu chuẩn châu Âu [7])

R30 R60 R90 R120 R180

Lớp bê tông bảo vệ c (mm) 0 25 30 40 50

θt: Nhiệt độ kết cấu thời điểm cháy tính tốn θgt: Nhiệt độ buồng cháy thời điểm cháy tính tốn, xác định theo đám cháy tiêu chuẩn ISO 384

Δθgt: Sự tăng nhiệt độ buồng cháy sau khoảng

thời gian

ρa: Khối lượng riêng thép

ρp: Khối lượng riêng vật liệu cách nhiệt

λp: Độ dẫn nhiệt vật liệu cách nhiệt

3.3 Sử dụng chống cháy chuyên dụng

Tấm chống cháy chuyên dụng loại làm từ canxi silicat, thạch cao ép sợi khống với nhựa (hoặc thạch cao), có cốt liệu nhẹ khống (Hình 2) Tấm chống cháy đặt lên khung kim loại (hoặc gỗ) sau gắn trực tiếp lên kết cấu thép Phụ lục F, QCVN 06:2010 có bảng tra số loại tấm, chiều dày lớp trát bên để đảm bảo giới hạn chịu lửa yêu cầu

Tiêu chuẩn châu Âu [6] dùng cơng thức tính nhiệt độ kết cấu thép có bọc chống cháy chuyên dụng giống sử dụng phun vữa chống cháy (công thức (1) mục 3.2) hệ số tiết diện tính theo diện tích mặt bọc Chi tiết xem tiêu chuẩn [6]

3.4 Sử dụng sơn chống cháy

Các loại sơn chống cháy thường sơn trương phồng

Màng sơn phồng nở gặp nhiệt độ cao bảo vệ cách nhiệt cho kết cấu thép bên lớp sơn (Hình 3) Trong thí nghiệm, sơn trương phồng tới chiều dày gấp 15 đến 30 lần chiều dày ban đầu Do chiều dày hệ số dẫn nhiệt sơn thay đổi theo nhiệt độ nên khó tính tốn chiều dày lớp sơn cần thiết Thường công ty sản xuất sơn dựa vào thí nghiệm để đưa bảng dẫn chiều dày lớp sơn để đạt giới hạn chịu lửa yêu cầu Trong hệ thống quy chuẩn Việt Nam khơng có bảng tra cho sơn chống cháy Tiêu chuẩn châu Âu khơng có cơng thức tính tốn với loại vật liệu sơn chống cháy, có bảng tra nhà cung cấp sơn tài liệu Bảng tra vật liệu chống cháy cho kết cấu thép [9] hiệp hội chống cháy Vương quốc Anh xuất

4 Đề xuất bảng tra thực hành chọn vật liệu chống cháy cho cấu kiện kết cấu thép

Công thức (1) mục 3.2 cho thấy độ dẫn nhiệt, khối lượng riêng chiều dày lớp vật liệu bảo vệ thông số định đến giới hạn chịu lửa cấu kiện Riêng sơn trương phồng khơng có cơng thức tính tốn loại sơn cụ thể có tăng chiều dày theo nhiệt độ khác nên khả cách nhiệt khác

Hình Dầm thép phun vữa chống cháy. Hình Dầm thép bọc chống cháy.

Hình Cột thép sơn chống cháy sau chịu nhiệt độ cao [8] Bảng Bảng tra vật liệu chống cháy cho dầm thép ba mặt tiếp xúc

lửa có giới hạn chịu lửa R60, nhiệt độ giới hạn 620C

A/V Vữa phun Bê tông Tấm chống cháy

ϒ (kg/m3) d (mm) d (mm) λ (W/mK) d (mm)

80

310 12.0

25

0.120 12

360 10.5 0.183 12

390 10.0 0.191 15

732 8.0 0.200 20

90

310 17.0

25

0.120 12

360 14.5 0.183 15

390 14.0 0.191 15

732 12.0 0.200 20

200

310 17.0

25

0.120 12

360 14.5 0.183 15

390 14.0 0.191 15

732 12.0 0.200 20

Hệ số khuyếch đại mô men B2 cấu kiện thép chịu nén uốn theo tiêu chuẩn AISC

Momen amplification factor B2 in the compresssion and bending steel member

according to AISC standard

Vũ Quang Duẩn

Tóm tắt

Bài báo trình bày sở lý thuyết xác

định hệ số khuyếch đại mô men B2

tính tốn cấu kiện thép chịu nén uốn theo tiêu chuẩn AISC Hệ số minh họa ví dụ tính tốn để rút nhận xét. Từ khóa: Hệ số khuyếch đại mô men, AISC,

uốn, nén

Abstract

This paper presents the theoretical basis for determining the momen amplification factor B2 when calculating the compression and

bending steel member according to AISC specifications This factor is illustrated by a calculated example to derive the comments.

Keywords: Momen amplification factor, AISC,

bending, compression

ThS Vũ Quang Duẩn

Khoa Xây dựng,

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

1 Đặt vấn đề

Trong cấu kiện thép chịu nén uốn, mơ men uốn bậc hai có giá trị lớn so với mô men ngoại lực đặt vào hai đầu cấu kiện Hiện tượng tăng mô men chuyển vị ngang hai đầu cấu kiện không đổi gọi hiệu ứng P – δ xét đến chuyển vị ngang hai đầu cấu kiện gọi hiệu ứng P – Δ Tiêu chuẩn AISC xét đến tượng tăng mô men hiệu ứng P – δ hệ số khuyếch đại mô men B1 hiệu ứng P – Δ hệ số khuyếch đại mơ men B2 Hệ số B1 trình bày [1] Trong báo

trình bày sở lý thuyết xác định hệ số khuyếch đại mô men B2

2 Cơ sở lý thuyết

Dưới tác dụng tải ngang, khung giằng chống lại tải ngang hệ giằng chuyển vị ngang có giá trị nhỏ Do mơ men uốn bậc hai chuyển vị ngang Δ (hiệu ứng P - Δ) bỏ qua Tuy nhiên, khung không giằng phải dựa vào khả chịu uốn cột dầm để khống chế chuyển vị ngang Do đó, khung khơng giằng, cần xét đến tượng tăng mô men bậc hai chuyển vị ngang lớn Khung không giằng cần thiết kế đáp ứng yêu cầu sau:

(1) Đủ khả để chịu tải đứng, bỏ qua hiệu ứng ngang trừ số trường hợp gặp tải không cân sơ đồ kết cấu không đối xứng;

(2) Đủ khả chịu tải trọng ngang (như tải gió tải động đất) Mô men tải ngang gây bao gồm mô men bậc phân tích đàn hồi cộng với mơ men bậc hai hiệu ứng P - Δ gây ra;

(3) Đủ độ cứng ngang để đảm bảo chuyển vị tương đối tầng toàn khung nằm giới hạn cho phép

Theo hình phương trình cân hiệu ứng bậc nhất:

lt1 lt2 u s

M + M = H L (1)

Chuyển vị ngang bậc Δ1u tổng tải trọng đứng ΣPu gây Mô men tải

đứng HuLs tăng thêm lượng ΣPu Δ1u Khi tổng mơ men HuLs + ΣPu Δ1u,

chuyển vị ngang tương đối tăng lượng Δ2u kết cấu đạt đến trạng thái cân

bằng ứng với vị trí cuối cùng, hình 1b

Phương trình cân mơ men cuối (bao gồm hiệu ứng P - Δ) là:

( )

2 lt1 lt u s u 2u

B M + M = H L + P DΣ

(2) B2 hệ số khuyếch đại mơ men Mlt1, Mlt2 mô men bậc

Thay cơng thức (1) vào cơng thức (2) ta có:

u s u 2u

u s H L + P D B =

H L Σ

(3)

Từ hình dùng hệ số tỷ lệ η, đặt

Δ1u =ηHu (4)

Tải ngang khuyếch đại tương đương hình 1b tổng mô men chia cho Ls,

xác định theo công thức:

Tải ngang tương đương = u u 2u s P H +

L Σ ∆

(5)

Khi đó:

Δ2u =η (tải ngang tương đương) = u u 2u s P h H +

L

 Σ ∆ 

 

  (6)

Thay Δ1u =ηHu:

Từ tìm Δ2u:

1u 2u

1u u

u s

D D =

1- P H L

∆ Σ

(8)

Thay công thức (8) vào công thức (3) ta có:

2

1u u

u s

1 B =

1- P H L

∆ Σ

(9) Chú ý Hu công thức (9) tổng tải ngang tác

dụng lên tầng Khi phân tích bậc đàn hồi, chuyển vị Δ1u lực Hu tải tính tốn gây ra, tỉ số Δ1u /Hu tải tính

tốn gây Δ1 /H tải tiêu chuẩn gây

Nếu dùng phương pháp khuyếch đại mô men tổng mơ men xác định theo cơng thức:

u nt lt

M = B M + B M (10)

Trong yêu cầu hai phân tích đàn hồi bậc nhất: phân tích tác dụng tải đứng để có mơ men Mnt hệ số khuyếch

đại tương ứng B1 phân tích tác dụng tải ngang để có

mô men Mlt hệ số khuyếch đại tương ứng B2 Hệ số B1

được trình bày [1]

Hệ số khuyếch đại B2 trình bày [3] là:

2

u e

1

B = P

1-P Σ Σ

(11) hoặc:

2

0h u

1 B =

1- P HL ∆ Σ

Σ (12)

Trong đó: ΣPu tổng tải trọng đứng tính tốn tầng

có chuyển vị ngang;

Δoh chuyển vị ngang tầng xét tác dụng

của tải đứng tính tốn có tải trọng ngang tính tốn tác dụng tải đứng tiêu chuẩn có tải trọng ngang tiêu chuẩn;

ΣH tổng tải trọng ngang tầng gây ; L chiều cao tầng;

Pe lực nén tới hạn Ơle

3 Ví dụ minh họa

Kiểm tra khả chịu lực cột tiết diện W14x145 khung nhịp nhiều tầng hình vẽ P tổng tải trọng tác dụng vào cột, w tải phân bố dầm H tổng tải gió tác dụng vào mức tầng Vật liệu thép A36, dùng phương pháp thiết kế hệ số tải trọng cường độ

Tính tốn:

a) Xác định tải tính tốn theo hai tổ hợp sau Tổ hợp 1: Tĩnh tải hoạt tải

Pu = 1,2.1023 +1,6.409 = 1882 KN

Wu = 1,2.7,3 +1,6.21,9 = 43,8 KN/m

Tổ hợp 2: Tỉnh tải, hoạt tải tải gió Pu = 1,2.1023 +0,5.409 = 1432 KN

Wu = 1,2.7,3 +0,521,9 = 19,7 KN/m

b) Phân tích đàn hồi bậc Mơ men tính tốn xác định theo phương pháp khuyếch đại mô men Tổ hợp gây mơ men có biểu đồ hình 3.a, tổ hợp gây mơ men có biểu đồ hình 3.c 3.d

c) Khả chịu lực cột Hệ số chiều dài tính tốn Kx mặt phẳng khung xác định theo hình 6.9.4 tài

liệu [2] sau:

cot tren

dam

( I/ L) 2(I/ 4)

G = = = 3,08

( I/ L)∑∑ 1,4I/ 8,5 Gduoi = (Hai chân cột liên kết ngàm)

Tra hình 6.9.4 tài liệu [2] Kx = 1,57

Theo phương y, cột liên kết khớp đỉnh chân nên Ky = 1, đó:

x x

x

K L =1,57.4.12= 38,7

r 1,93

y y

y

K L =1.4.12= 39,2

r 1,21

(a) Phân tích bậc (b) Phân tích bậc hai

2 c crF = 194432,2 KN/ m

ϕ (Tra bảng tài liệu [2])

2 c nP = F A = 194432,2.0,0275 = 5346,9 KN/ mc cr g

ϕ ϕ

Kiểm tra

u

c n

P =1432 + 66,8 +19,7.4,25= 0,3 > 0,2

P 5346,9 →

ϕ

Dùng công thức 12.10.1 tài liệu [2]

d) Ảnh hưởng dầm Chiều dài tính tốn Lb = 4m

p y x

M = F Z = 248212,8.7,38 / 12 = 1058,66 KNm

p y

y

300 300 12

L = r = = 5,06m

1,21 F 248212,8

Do Lb = 4m < Lp = 5,06 nên Mn = Mp

Kiểm tra tiết diện W14x145 “compact” “non compact”

f

p f

b = 400 = 7,1< = 10,8

2t 2.27,7 λ

Vậy tiết diện “compact” Mn = Mp = 1058,7 KNm,

ΦMn=0,9.1058,7=952,8 KNm

e) Hệ số khuyếch đại mô men B1

Do khung không giằng nên lấy Kx = Theo phương

trong mặt phằng khung:

x x x

K L =1.4.12= 24,6 r 1,93

m

C = 0,6 - 0,4(M / M ) = 0,6 - 0,4(17,6 / 35,2) = 0,4

2

g

e 2

EA 3,14 2.10 0,0275

P = = = 89890KN

(KL/ r) 24,6

Π

m

u e

C 0,4

B = = = 0,41

1 - P / P 1-1582,5 / 89890

Khi B1 nhỏ mơ men khuyếch đại cột hình

3c nhỏ mô men đầu dầm Dùng B1Mnt = 35,2 KNm Tải

tính tốn Pu cơng thức tính B1 tải hình 3.c

f) Hệ số khuyếch đại mô men B2 cho kết cấu hình

3.d Tổng tải tính tốn cột tầng chịu là: Hình Nội lực phân tích đàn hồi bậc nhất

Lực tới hạn Ơle:

2

g

e 2

EA 3,14 2.10 0,0275

P = = = 36312 KN

(KL/ r) 38,7

Π

và ∑P = 2.36312 = 72624 KNe

Vậy hệ số khuyếch đại mô men B2 là:

2

u e

1 1

B = = =1,04

1 - P / P∑ ∑ 1- 3031,5 / 72624

Mô men khuyếch đại lớn cho cột A:

n nt lt

M = B M + B M = 1.35,2 + 1,04.610,7 = 670,4 KNm

g) Kiểm tra theo phương pháp hệ số cường độ tải trọng Bỏ qua uốn quanh trục y:

u ux

c n b nx

P +8 M = 0,3 +8 670,4 = 0,93 < 1

P 9 M 9 952,8

    ⇒

   

ϕ ϕ    Đạt

Vậy tiết diện W14x145 đảm bảo chịu lực 4 Nhận xét

Trong tiêu chuẩn AISC trình bày hai phương pháp để xét đến hiệu ứng P – Δ phương pháp khuyếch đại mô men phương pháp phân tích bậc hai Hệ số khuyếch đại mơ men B2 xây dựng sở lý thuyết nên dễ áp dụng thuận tiện cho tính tốn thủ cơng Ví dụ cho thấy việc tính tốn đơn giản, khối lượng tính tốn khơng nhiều./

Tài liệu tham khảo

1 Vũ Quang Duẩn (2017), Hệ số khuyếch đại mô men B1 cấu kiện thép chịu nén uốn theo tiêu chuẩn AISC 360-10, Tạp chí Kiến trúc Xây dựng, Đại học Kiến trúc Hà Nội, 2017. 2 Charles G Salmon and John E Johnson, Steel structures –

Design and behavior, Harper and Row publishers, New York, 2010.

3 AISC 360-10, Specifìication for Structural Steel Buildings, American Society of Civil Engineers, Chicago IL, 2010.

Các tính tốn khảo sát ảnh hưởng thơng số vật liệu chống cháy đến giới hạn chịu lửa cấu kiện kết cấu thép tiến hành luận văn thạc sĩ [5]

Do hệ thống quy chuẩn tiêu chuẩn Việt Nam khơng có đủ bảng tra hướng dẫn tính tốn cho loại vật liệu bọc chống cháy cho kết cấu thép nên Bảng tra thực hành thiết kế chống cháy cho kết cấu thép hiệp hội chống cháy vương quốc Anh [9] sử dụng Trong tài liệu [9], loại vật liệu chống cháy (đã biết trọng lượng riêng, độ dẫn nhiệt) đề xuất bảng tra gồm hệ số tiết diện, chiều dày vữa ứng với giới hạn chịu lửa R30, R60, R90 R120 Tuy nhiên tài liệu khơng có bảng tra cho loại vật liệu bọc bê tông

Với mục tiêu đề xuất bảng tra thực hành xếp liệu phù hợp với mục đích so sánh nhiều loại vật liệu bọc chống cháy cho cấu kiện xác định giới hạn chịu lửa yêu cầu, bảng tra dạng Bảng đưa tài liệu [5] Trong A/V hệ số tiết diện (tính tra bảng) diện tích bề mặt tiếp xúc với lửa cấu kiện thể tích cấu kiện, λ độ dẫn nhiệt, γ khối lượng riêng vật liệu, d chiều dày lớp vật liệu Các bảng tra lập dựa vào tài liệu [9] Lưu ý dòng bảng loại vật liệu khác Để chọn chiều dày vật liệu cần biết thông số λ γ Vật liệu sơn trương phồng khơng đưa vào khả cách nhiệt sơn không phụ thuộc vào

thông số d, λ, γ mà thay đổi với loại sơn cụ thể Các bảng tra cho cấu kiện loại tiết diện có hệ số tiết diện A/V khác xem tài liệu [5]

5 Kết luận

- Trong thiết kế kết cấu thép đảm bảo điều kiện an tồn cháy, cần tính toán lựa chọn vật liệu bảo vệ cho kết cấu thép đảm bảo giới hạn chịu lửa yêu cầu Các loại vật liệu bọc chống cháy hay dùng bê tông, vữa, ốp cách nhiệt sơn chống cháy;

- Hệ thống quy chuẩn tiêu chuẩn Việt Nam chưa có dẫn tính tốn lựa chọn lớp vật liệu bọc chống cháy có số bảng tra cho cột dầm thép bọc chống cháy vữa, bê tông hay chống cháy chuyên dụng Tuy nhiên số lượng bảng tra loại vật liệu cho bảng tra hạn chế Do vậy, tài liệu vật liệu chống cháy cho kết cấu thép Hiệp hội chống cháy - vương quốc Anh giới thiệu áp dụng nghiên cứu này;

- Dựa tài liệu Hiệp hội chống cháy- vương quốc Anh, dạng bảng tra thực hành chọn vật liệu chống cháy cho kết cấu thép đề xuất Các bảng tra xếp để người sử dụng dễ so sánh, lựa chọn nhiều loại vật liệu bọc chống cháy cho cấu kiện kết cấu thép

Tài liệu tham khảo

1 QCVN 03:2012/BXD, Quy chuẩn kỹ thuật Quốc gia, Nguyên tắc phân loại, phân cấp cơng trình dân dụng, cơng nghiệp hạ tầng kỹ thuật đô thị

2 QCVN 06:2010/BXD, Quy chuẩn kỹ thuật Quốc gia an tồn cháy cho nhà cơng trình.

3 TCVN 2622:1995, Phòng cháy, chống cháy cho nhà cơng trình -u cầu thiết kế

4 Chu Thị Bình, Thiết kế kết cấu cơng trình theo điều kiện an toàn cháy, Báo cáo tổng kết kết đề tài nghiên cứu khoa học cấp trường, Trường Đại học Kiến Trúc Hà Nội, 2016.

5 Phạm Quốc Hồn, Khảo sát tính tốn khả chịu cháy kết cấu thép có bọc vật liệu chống cháy, Luận văn thạc sĩ kỹ

thuật, Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội, 2017

6 EN 1993-1-2 : Eurocode 3: Design of steel structures, Part 1.2: General rules – Structural fire design, European committee for Standardization, 2005

7 EN 1994-1-2: Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures, Part 1.2: General rules – Structural fire design, European committee for Standardization, 2004 8 Chu Thi Binh, Hollow steel section columns filled with

self-compacting concrete under ordinary and fire conditions, PhD thesis, University of Liege, Belgium, 2009.

9 ASFP ( Association for Specialist Fire Protection), Yellow book 5th edition : Fire protection for structural steel in buildings, 2009

Lựa chọn vật liệu chống cháy

Phân tích động mờ khung thép phẳng giằng sử dụng thuật tốn tiến hóa vi phân

Fuzzy dynamic analysis of 2d-braced steel frame using differential evolution optimization

Viet T Tran, Anh Q Vu, Huynh X Le

Tóm tắt

Bài báo nghiên cứu áp dụng thủ tục phần tử hữu hạn mờ phân tích động kết cấu khung thép phẳng với đại lượng đầu vào mờ Các hệ số liên kết giữa dầm – cột, cột – móng, tải trọng, khối lượng riêng hệ số cản mô tả dạng số mờ tam giác Phương pháp tích phân số β – Newmark được áp dụng xác định chuyển vị hệ phương trình cân động tuyến tính Phương pháp tối ưu mức – α sử dụng thuật tốn tiến hóa vi phân được tích hợp với mơ hình phần tử hữu hạn để phân tích động kết cấu mờ Hiệu phương pháp đề xuất minh họa thông qua ví dụ liên quan đến khung thép phẳng hai mươi lăm tầng, ba nhịp giằng tập trung. Từ khóa: Khung thép giằng, liên kết mờ, động lực kết cấu

mờ, thuật tốn tiến hóa vi phân

Abstract

This paper studies the application of the fuzzy finite element procedure for dynamic analysis of the planar semi-rigid steel frame structures with fuzzy input parameters The fixity factors of beam – column and column – base connections, loads, mass per unit volume and damping ratio are modeled as triangular fuzzy numbers The Newmark-β numerical integration method is applied to determine the displacement of the linear dynamic equilibrium equation system The α – level optimization using the Differential Evolution (DE) integrated finite element modeling to analyse dynamic of fuzzy structures The efficiency of proposed methodology is demonstrated through the example problem relating to the twenty-five – story, three – bay concentrically braced frame.

Keywords: braced steel frame, fuzzy connection, fuzzy structural dynamic, differential evolution algorithm

MS Viet T Tran

Faculty of civil engineering, Duy Tan University Email: <ttviet05@gmail.com>

Ass Prof Anh Q Vu

Faculty of civil engineering Hanoi Architectural University Email: <anhquocvu@gmail.com>

Prof Huynh X Le

Faculty of civil engineering

National University of Civil Engineering Email: <lxhuynh11kcxd@gmail.com>

1 Introduction

In the dynamic analysis of steel frame structures with semi-rigid connections, rigidity of the connection (or fixity factor of the connection), loads, mass per unit volume, damping ratio … have a significant influence on the time – history response of steel frame structure [4] In practice, however, many parameters like worker skill, quality of welds, properties of material and type of the connecting elements affect the behavior of a connection, and this fixity factor is difficult to determine exactly Therefore, in a practical analysis of structures, a systematic approach need to include the uncertainty in the connection behavior, and the fixity factor of a connection modeled as the fuzzy number is reasonable [5] In addition, the uncertainty of input parameters is also described in form of fuzzy numbers, such as external forces, mass per unit volume and damping ratio In this paper, the fuzzy displacement - time dependency of a planar steel frame structure is determined in which the fixity factor, loads, mass per unit volume, and damping ratio are described in the form of any triangular fuzzy numbers A procedure is based on finite element model by combining the α – level optimization with the Differential Evolution algorithm (DEa) The Newmark-β average acceleration numerical integration method is applied to determine the displacements from the linear dynamic equilibrium equation system of the finite element model

2 Finite element with linear semi-rigid connection

The linear dynamic equilibrium equation system is given as following

[ ]{ } [ ]{ } [ ]{ }M u + C u + K u ={P t( )} (1) where { }u , { }u , and { }u are the vectors of acceleration, velocity, and displacement respectively; [M], [C], and [K] are the mass, damping, and stiffness matrices respectively; {P(t)} is the external load vector The viscous damping matrix [C] can be defined as

[ ]C =αM[ ]M +βK[ ]K (2)

where αM and βK are the proportional damping factors which defined as

1

1 2

2 ;

M K

ω ω

α ξ β ξ

ω ω ω ω

= =

+ + (3)

where ξ is the damping ratio; ω1 and ω2 are the natural radian frequencies of the first and second modes of the considered frame, respectively

In this study, the frame element with linear semi – rigid connection is shown in Fig 1, with E - the elastic modulus, A – the section area, I – the inertia moment, m - the mass per unit volume, k1 and k2 – rotation resistance

stiffness at connections

The element stiffness matrix - [Kel] and the mass matrix - [Mel] of the

frame are given by [4], with si = Lki / (3EI + Lki) denote the fixity factor of

semi – rigid connection at the boundaries (i = 1,2) In Eq (1), when fixity factors of connections, external loads, mass per unit volume and damping ratio are given by fuzzy numbers, the displacements of joints are also fuzzy numbers In steel structures, the common fuzzy connections can be defined by linguistic terms as shown in Fig Eleven linguistic terms are assigned numbers from to 10 (s =i 0,1, 10) [5]

Figure Membership functions of fuzzy fixity factors

Figure Fuzzy displacement-time response at joint 26 in x direction

Figure The membership functions of fuzzy displacement at joint 26

Figure Frame element with linear semi-rigid connection

the numerical integration of this equation system because of its simplicity [1] The fuzzy displacement is determined by the fuzzy finite element method (FFEM) using the α-cut strategy with the optimization approaches FFEM is an extension of FEM in the case that the input quantities in the FEM are modeled as fuzzy numbers In this study, an optimization approach is presented in the next sections: the differential evolution algorithm (DEa)

3 Proceduce for fuzzy structural dynamic analysis 3.1 Linear elastic dynamic analysis algorithm

The Newmark-β method is based on the solution of an incremental form of the equations of motion For the equations of motion (1), the incremental equilibrium equation is:

[ ]{ } [ ]{ } [ ]{ } { }M ∆ +u C ∆ +u K ∆ = ∆u P (4) where { }u , { }u , and { }u are the vectors of incremental acceleration, velocity, and displacement respectively; { }∆P is the external load increment vector

The displacement of the joint at each time step is determined by this algorithm of linear elastic dynamic analysis

3.2 α – level optimization using Differential Evolution algorithm (DEa)

For fuzzy structural analysis, the α-level optimization is known as a general approach in which all the fuzzy inputs are discretized by the intervals that are equal α-levels The output intervals are then searched by the optimization algorithms The optimization process is implemented directly by the finite element model and the goal function is evaluated many times in order to reach to an acceptable value In this study, the output intervals are the displacement intervals at each time step, and the solution procedure is proposed by combining the Differential Evolution algorithm (DEa) with the α-level optimization The DEa has shown better than the genetic algorithm (GA) and is simple and easy to use Basic procedure of DEa is described as [6]

4 Numerical illustration

A twenty-five – story, three – bay concentrically braced frame subjected to fuzzy impulse force as shown in Fig is considered The fuzzy input parameters are: m1= (7.85, 0.785, 0.785), m2= (50, 5, 5), s1=9, s2= 8, s3= 7, s4= 6,

5

s =5, s6=1 The fuzzy damping ratio is ξ= (0.05, 0.005, 0.005) The fuzzy impulse force is: P t( )=P (0 ≤ t ≤ s), and

( )

P t = (t > s), with P= (40, 4, 4) These fuzzy terms are considered to be triangular fuzzy numbers with 20% absolute spread A time step Δt of 0.05 second is chosen in the dynamic analysis The output intervals of displacement are calculated by using DE programmed by MATLAB The section properties used for analysis of the frame are shown in Table I

Fig shows the fuzzy displacement-time response and the membership functions of fuzzy displacement at different times in 3D – axis Fig shows the membership functions of fuzzy displacement and the deterministic displacement (at

central value) from the SAP2000 software, with t = 1.10, 2.05, 2.90, 4.05, 5.10, and 6.00 seconds

5 Conclusion

A fuzzy finite element analysis based on the Differential Evolution (DE) in combination with the α – level optimization, in which the Newmark-β average acceleration method is applied to determine the deterministic displacement The fuzzy input parameters such as fixity factors of connections, external forces, mass per unit volume, and damping ratio have a significant influence on the time dependency of the fuzzy displacement With the example is considered, fuzzy displacments show more different shapes of membership functions at different times Moreover, these fuzzy displacements have absolute spreads from 40% to 150% In adition, the determinant results are also compared with ones of the SAP2000 software and give a good agreement./ Table 1: Section properties used for analysis of the portal steel frame

Member Section Cross – section area, A (m2) Moment of inertia, I (m4)

Column (1st to 4th story) W30x391 7.35E-02 8.616E-03

Column (5th to 8th story) W30x326 6.17E-02 6.993E-03

Column (9th to 14th story) W27x307 5.82E-02 5.453E-03

Column (15th to 20th story) W24x306 5.79E-02 4.454E-03

Beam (1st to 20th story) W24x250 4.74E-02 3.534E-03

Tài liệu tham khảo

1 N M Newmark A method of computation for structural dynamic Journal of the Engineering Mechanics Division, ASCE, vol 85 (1959) 67-94.

2 R Storn, and K Price Differential Evolution – A Simple and Efficient Heuristic for Global Optimization over Continuous Spaces Journal of Global Optimization 11, Netherlands, (1997) 341-359.

3 M Hanss The transformation method for the simulation and analysis of systems with uncertain parameters Fuzzy Sets and Systems 130(3) (2002) 277-289.

4 V Q Anh, N M Hien Geometric nonlinear vibration analysis of steel frames with semi-rigid connections and rigid zones Vietnam Journal of Mechanics, VAST 25 (2) (2003) 122-128.

5 A Keyhani, S M R Shahabi Fuzzy connections in structural analysis ISSN 1392 – 1207 MECHANIKA, 18(4) (2012) 380-386.

6 M M Efrén, R S Margarita, A C Carlos Multi-Objective Optimization using Differential Evolution: A Survey of the State-of-the-Art Soft Computing with Applications (SCA), 1(1) (2013). 7 P H Anh, N X Thanh, N V Hung Fuzzy Structural Analysis

Mơ hình macro cho phân tích khung có tường chèn

Macro models for analysis of infilled frames

Phạm Phú Tình

Tóm tắt

Bài báo trình bày tổng quan mơ hình macro khác sử dụng để phân tích kết cấu khung có tường chèn Tường chèn mơ hình hóa thanh chống đơn nghiêng nhiều thanh chống nghiêng chịu nén Trong bài báo này, công thức thực nghiệm xác định bề rộng chống nghiêng, các mơ hình chống đơn mơ hình đa chống giới thiệu Các ví dụ phân tích khung chèn trình bày nhằm so sánh kết tính tốn từ mơ hình khác Cách áp dụng ưu nhược điểm mơ hình dẫn thảo luận.

Từ khóa: Thanh chống nghiêng, khối xây,

khung chèn, mơ hình macro.

Abstract

This paper presents an overview on macro models for analysis of infilled frames Infill can be modeled by single or multiple compression diagonal struts In the paper, several practical formulae for defining width of equivalent diagonal strut, and single-strut models, multiple-strut models are presented The results from numerical examples of infilled frame analysis by using different models are compared to each others The implementation of different models is recommended, the advantages and disadvantages of each model are discussed.

Keywords: Diagonal strut, masonry, infilled

frames, macro model.

TS Phạm Phú Tình

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: phamphutinh@yahoo.com

1 Giới thiệu

Tường xây chèn phổ biến kết cấu khung, làm thay đổi ứng xử khung, từ dạng khung không chèn thành dạng khung giằng Tường chèn đóng góp vai trị đáng kể vào độ cứng khung chịu tải trọng ngang, dẫn đến làm giảm chuyển vị ngang đỉnh nhà, đồng thời làm giảm mô men cột dầm Tuy vậy, việc làm tăng độ cứng cho khung kéo theo làm giảm độ dẻo kết cấu làm giảm chu kì dao động, hệ làm tăng lực cắt đáy thay đổi ứng xử khung chịu tải trọng ngang hay động đất

Để phân tích khung chèn, sử dụng mơ hình phần tử hữu hạn (PTHH) micro, hình 1a, mơ hình PTHH macro, hình 1b Mơ hình micro khơng cho kết xác mà cịn mơ tả đầy đủ ứng xử khung chèn, song tốn thời gian mơ thời gian tính tốn Mơ hình macro đơn giản hơn, mơ tính tốn nhanh hơn, song cung cấp lời giải hợp lý, đặc biệt việc thiết kế thực hành, tường chèn thay chống chéo chịu nén, với kích thước hình học đặc trưng học thích hợp

Việc nghiên cứu khung chèn khoảng năm 1960 Những tác giả nghiên cứu tường chèn có Polyakov (1960), Holmes (1961), Smith (1962)

Trải qua nửa kỷ, đề tài khung chèn thú vị thu hút nhiều tác giả nghiên cứu Đối tượng tham số nghiên cứu đề tài khung chèn phong phú, như: ảnh hưởng lỗ cửa, ảnh hưởng độ cứng tương đối khung tường chèn, ảnh hưởng tỉ lệ diện mạo tường chèn – (tỉ số chiều dài chiều cao tường chèn), ảnh hưởng tỷ lệ tương đối tải trọng ngang đứng đến chiều dài đoạn tiếp xúc, ảnh hưởng ma sát liên kết chống trượt mặt chung khung tường chèn, làm việc khung chèn mặt phẳng, khung chèn chịu động đất, phân tích pushover khung chèn, độ cứng độ dẻo khung chèn, phân tích giới hạn (hay phân tích dẻo) khung chèn, cải tiến mơ hình PTHH macro, phát triển mơ hình PTHH micro, Phương pháp nghiên cứu chủ yếu thực nghiệm phương pháp PTHH Các kết nghiên cứu công bố cách liên tục đến ngày nay, có Smith Carter (1969), Mainstone (1971), Klingner Bertero (1976), Bazan Meli (1980), Liauw Kwan (1984), Syrmakezis Vratsanou (1986), Papia, Russo Zingone (1988), Dawe and Seah (1989), Saneinejad (1990), Chrysostomou (1991), Pauley Pristley (1992), Crisafulli (1997), El-Dakhakhni (2002), Akin (2006), Dolsek Fajfar (2008), Sevil (2010), Fiore, Netti and Monaco (2012), Nemati (2015), Asteris cộng (2011, 2017),

Bài báo giới thiệu mơ hình macro cho việc phân tích khung có tường chèn, phần 2.1 trình bày quan điểm giới thiệu cơng thức thực nghiệm tính bề rộng chống đơn, phần 2.2 giới thiệu mơ hình đa chống Các cơng thức tính bề rộng chống mơ hình sử dụng để phân tích kết cấu tổng hợp Crisafulli (1997), Al-Chaar (1998), Asteris (2011), áp dụng cách dễ dàng kỹ sư thiết kế việc thiết kế thực hành kết cấu khung có tường chèn Các ví dụ phân tích khung chèn trình bày phần

2 Các mơ hình macro 2.1 Mơ hình chống đơn

a Quan điểm

Phân tích khung chèn chịu tải trọng gió từ trái sang phải, hình Trường ứng suất tường chèn thể dải chịu nén theo đường AD CG Khi tải trọng có chiều ngược lại, hình thành dải chịu nén BC DE tường chèn Như vậy, tường chèn thay chống nghiêng chịu nén, hình Quan điểm thay tường chèn chống chịu nén đề xuất Polyakov (1960)

Trong hình 3, h L, chiều cao cột chiều dài dầm, tính từ tim cấu kiện, h Lm, m

Công thức (12) áp dụng cho thiết kế khung chèn chịu động đất, thiên an toàn

Theo Durrani Luo (1994):

sin 2

w=γd θ (13)

Với:

( 4 ) 0,1 0,32 sin 2 h E t mE I hm c c m

γ = θ − (14)

( )

6 b b c c

m= + E I h E I Lπ (15) Theo tiêu chuẩn Canada CSA (S304.1-04)-Hình Mơ hình PTHH cho phân tích khung chèn

(a) Minh họa đơn giản

một mơ hình micro (b) Minh họa mơ hình macro

Hình Ứng suất σmin tường chèn

Hình Thanh chống nghiêng chịu nén tường chèn với dầm, với cột, wlà bề rộng tính tốn chống

tương đương, Amslà diện tích tiết diện ngang chống, E E Em, ,b c

là mô đun đàn hồi ban đầu khối xây, dầm, cột, tlà chiều dày tường chèn, I Ib c, mơ men qn tính tiết diện dầm, cột

b Bề rộng chống nghiêng

Các công thức thực nghiệm xác định bề rộng chống tương đương tổng hợp nghiên cứu Crisafulli (1997), Al-Chaar (1998), Asteris (2011), tóm tắt lại sau đây:

Theo Holmes (1961):

3

w d= (1)

Theo Smith (1962):

(0,1 0,25)

w= → d (2)

Smith (1969) giới thiệu tham số đặc trưng cho khung chèn, λh

, để xác định chiều dài đoạn tiếp xúc khung tường chèn λh

được tính theo phương trình (3), hàm phụ thuộc vào độ cứng tương đối khung tường chèn

( ) ( )

4 sin 2 4

h E tm E I hc c m

λ = θ (3)

Trong

( )

1

tan h Lm m

θ= − (4)

Công thức (3) áp dụng tải trọng ngang tác dụng lên khung chèn 50% tải trọng ngang giới hạn Chiều dài đoạn tiếp xúc tường cột tính sau:

( )2

h h

α =π λ (5)

Công thức (3) (5) tảng cho nghiên cứu tiếp sau Theo Mainstone (1971):

( )0,3 0,16 h

w λh − d

= (6)

Theo Mainstone Weeks (1970), Mainstone (1974):

( )0,4 0,175 h

w λh − d

= (7)

Công thức (7) áp dụng FEMA 274 (1997), FEMA 356 (2000)

Theo Bazán Meli (1980):

(0,35 0,022 )

w= + β h (8)

Với β =E A G Ac c ( m m), E Ac, clà mô đun đàn hồi bê tơng cột

và diện tích tiết diện cột, G Am, m mô đun trượt khối xây diện

tích tiết diện khối xây, Am =L tm Gm=Em 2 1( +ν) Công thức

(8) áp dụng 0,9< <β 11 0,75≤h L≤2,5 Theo Liauw Kwan (1984)

(0,95sin 2 h )

w= θ λh d (9)

Điều kiện để áp dụng (9) làθ =25 →50hay 0,46 1,2

m m

h L = →

, phù hợp với kích thước hình học phổ thơng tường chèn Theo Decanini Fantin (1987) [2, 3, 9]:

Khi khối xây chưa nứt:

( )

( )

0,085 0,748 7,85 0,13 0,393 7,85

h h h h

h d h

w

h d h

λ λ

λ λ

+ ≤



=  + >



(10)

Khi khối xây nứt:

( )

( )

0,01 0,707 7,85 0,04 0,47 7,85

h h h h

h d h

w

h d h

λ λ

λ λ

+ ≤

 = 

+ >

 (11)

Hình Phân bố ứng suất lý tưởng hóa dải chịu nén

( )

min 2, 4

w= w d (16)

Trong w w0, bề rộng chống với ứng suất

phân bố hình tam giác phân bố hình chữ nhật dải chịu nén, hình w0 tính theo chiều dài đoạn tiếp xúc

của tường chèn với cột với dầm, αh αL

2 h L

w = α +α (17)

Với:

( ) ( )

4 4 sin 2

2

h π E I hc c m E tm

α = θ (18)

( ) ( )

4 4 sin 2

L E I Lb b m E tm

α =π θ (19)

Theo Papia cộng (1988):

Bề rộng chống theo Papia, ảnh hưởng độ cứng tương đối khung tường chèn, kể đến ảnh hưởng tải trọng đứng

( )*

1 c

w k d

z β

λ

 

 

=

 

 

(20)

với

2 1

4

m c

f c b

E t h h A L

E A L A h

λ∗ = ×   + 

   

 

  (21)

*

1 (18 200) v

k= + λ + ε (22)

(2 )

v Fv A Ec f

ε = (23)

2

0,249 0,0116 0,567

c= − v+ v (24)

2

0,146 0,0073 0,126v v

β= + + (25)

( )

1 0,25 m m 1

z= + L h − (26)

Trong ν hệ số Poisson tường chèn, Ef mô đun đàn hồi khung, A Ab, c diện tích mặt cắt ngang

dầm cột, Fv tải trọng thẳng đứng tác dụng lên tường Trong toán phân tích tổng thể, chống chịu nén thay cho độ cứng tường chèn đặt tâm qua đường chéo khung, hình 5a, vậy, hình dạng khơng thể lực tác dụng vào cột, chống đặt lệch tâm, hình 5b

Qua nghiên cứu thực nghiệm phân tích, mơ hình chống đơn sử dụng hình

Trong hình 6c, đoạn tiếp xúc dải chịu nén cột tính sau:

cos c

z w= θ (27)

( )

tanθc = hm−αc Lm (28) 2.2 Mơ hình đa chống

Mặc dù mơ hình chống đơn đơn giản cho kết phân tích tổng thể khung chèn tốt, song mơ hình khơng phù hợp cho phân tích xác định chuyển vị, nội lực dầm cột khung, không kể chiều dài đoạn tiếp xúc

Hình Các quan điểm vị trí chống chịu nén (hình trích từ FEMA 356)

(a) Thanh chống đặt

đúng tâm đường chéo (b) Thanh chống đặt lệch tâm

(a) chống nút-nút (b) chống nút-cột (c) chống cột-cột

Để khắc phục nhược điểm này, có nhiều mơ hình đa chống nghiên cứu đề xuất, gồm mơ hình hai chống, ba chống hay năm chống Các chống song song hay khơng Các mơ hình đa chống thể hình 7, 8,

Mơ hình 7a đề xuất Crisafulli [9] Mỗi chống có diện tích tiết diện ngang Ams1=Ams2= Ams 2

Vị trí chống αc =αh 3 với αh tính theo pt.(5) Mơ hình 7b đề xuất Schmidt [9], vị trí chống chọn αc =αh 3, αb =αL 3 với

,

h L

α α tính theo pt.(18) (19) Mơ hình 7c đề xuất Fiore cộng sự, chi tiết mơ hình trình bày [6]

Mơ hình 8a đề xuất Chrysostomou (1991), có diện tích tiết diện ngang

2

ms

A , hai bên có diện tích tiết diện ngang Ams 4, vị trí chống αc=αh 2, với αh tính theo pt.(5)

Mơ hình 8b đề xuất El-Dakhakhni (2002), với αc tính sau:

( )

1

0

2 0,2

0,4

pj pc c c

m

M M

h tf

α α

−

+

= = ≤ (30)

Trong đó:

( )

min ,

pj pb pc

M = M M (31)

Với M Mpb, pc mô men giới hạn dầm cột fm−0 cường độ chịu nén khối xây theo

phương mạch ngang

Mơ hình 8c đề xuất Crisafulli Carr Hình Một số mơ hình hai chống

(a) Hai chống song song [9] (b) Hai chống chéo [9] (c) Hai chống không song song [15]

(a) Ba chống

song song [8] (b) Ba chống không song song [13] (c) Ba chống song song, có tiết diện thay đổi [10] Hình Một số mơ hình ba chống

Bảng So sánh chuyển vị đỉnh chu kì dao động, mơ hình chống đơn với bề rộng chống khác

Tác giả Công thức w (mm) Chuyển vị ngang đỉnh

Chu kì dao động

Khung không chèn 0,0205 0,4631

Holmes (1961) (1) 2000 0,0076 0,3025

Smith (1962) (2) 1509600- 0,0096 - 0,0079 0,3201 - 0,3052

Mainstone

(1971) (6) 664 0,0094 0,3179

FEMA 356

(2000) (7) 641 0,0094 0,3187

Bazán Meli

(1980) (8) 1222 0,0082 0,3077

Liauw Kwan

(1984) (9) 1230 0,0082 0,3077

Decanini

Fantin (1987) (10) 1811 0,0077 0,3034

Decanini

Fantin (1987) (11) 1287 0,0081 0,3071

Pauley

Prisley (1992) (12) 1509 0,0079 0,3052

Durrani Luo

(1994) (13) 918 0,0087 0,3119

CSA

Bảng So sánh kết phân tích tổng thể mơ hình

Mơ hình sử

dụng để phân tích hình vẽXem ngang đỉnhChuyển vị Chu kì dao động

Mơ hình micro [6] 0,0079 0,3040

Mơ hình

chống, nối nút-nút 6a 0,0079 0,3052

Mơ hình

chống, nối cột-cột 6c 0,0112 0,3352

Mơ hình hai

chống song song 7a 0,0085 0,3105

Mơ hình hai

chống chéo 7b 0,0083 0,3038

Mô hình hai chống khơng song

song 7c 0,0078 0,3003

Mơ hình ba

chống song song 8a 0,0081 0,3058

Mơ hình năm

chống song song 0,0081 0,3058

Bảng So sánh kết phân tích cục mơ hình

Mơ hình sử dụng để phân tích

Xem hình vẽ

Độ võng lớn dầm sàn tầng

Mô men uốn lớn nhịp dầm

sàn tầng

Mô hình micro [6] 0,0014 26,46

Mơ hình

chống, nối nút-nút 6a 0,0023 115,48

Mơ hình

chống, nối cột-cột 6c 0,0026 96,0

Mơ hình hai

chống song song 7a 0,0016 92,13

Mơ hình hai

chống chéo 7b 0,0011 77,2

Mơ hình hai chống khơng song

song 7c 0,0013 60,14

Mơ hình ba

chống song song 8a 0,0009 83,05

Mô hình năm

chống song song 0,0005 81,0

phỏng cho trường hợp tường chèn bị nén vỡ góc Sự phá hoại vỡ góc tường chèn xảy với trường hợp khung BTCT, xảy với trường hợp khung thép, khung thép mềm khung BTCT chiều dài đoạn tiếp xúc tường khung bé Vấn đề đặt cho nghiên cứu xác định diện tích chiều dài đoạn giảm yếu

Mơ hình năm chống song song hình đề xuất Syrmakesis Vratsanou (1986)

Bề rộng vị trí chống xác định dựa vào biểu đồ phân bố ứng suất lý tưởng hóa dạng hình tam giác hình Có thể chọn có bề rộng (24 50 w) , hai trung gian, có bề rộng (10 50 w) , hai ngồi cùng, có bề rộng (3 50 w) Các giá trị xác định vị trí αc1=0,5αc2

2

c h

α = α , với αh tính theo pt (5) 3 Ví dụ phân tích kết cấu

Phân tích khung bê tơng cốt thép ba tầng nhịp chèn gạch hình 10 Mơ đun đàn hồi bê tông khung Ef = 25 GPa Tường xây gạch đặc, mô đun đàn hòi khối xây theo phương x y (song song vng góc với mạch ngang) là: Emx = 4,5 GPa, Emy =7,5 MPa Tải

trọng đứng dầm tầng mái 20 kN/m, dầm tầng 50 kN/m Tải trọng ngang phân bố lên cột trái, theo phương x 25 kN/m Cơng cụ giúp đỡ việc phân tích SAP2000, v14.2.2

Trước hết, phân tích đàn hồi khung, tường chèn thay chống đơn có chiều dày mô đun đàn hồi tường chèn Bề rộng chống tính theo cơng thức khác So sánh kết phân tích khung chu kì chuyển vị đỉnh ứng với bề rộng chống khác cho bảng

Tiếp theo, sử dụng mơ hình đa chống để phân tích khung Kết phân tích mơ hình đa chống so sánh với nhau, đồng thời so sánh với kết mơ hình chống đơn mơ hình micro

Hình Mơ hình năm chống song song

Tài liệu tham khảo

1 Akin L.A (2006) Behaviour of Reinforced Concrete Frames with Masonry Infills in Seismic Regions PhD thesis, Purdue University. 2 Al-Chaar G.(1998) Non-Ductile Behaviour of Reinforced Concrete

Frames With Masonry Infill Panels Subjected to In-Plane Loading US Army Corps of Engineers, Construction Engineering Research Labolatories, USACERL Technical Manuscript. 3 Asteris P.G., Antoniou S.T., Sophianopoulos D.S., Chrysostomou

C.Z (2011) Mathematical Macromodeling of Infilled Frames: State of the Art J.Struct Eng., 137(12): 1508-1517 DOI:10.1061/ (ASCE)ST.1943-541X.0000384, Americal Society of Civil Engineers.

4 Asteris P.G., Repapis C.C., Repapi E.V & Cavaleri L (2017) Fundamental period of infilled reinforced concrete frame structures Structure and Infrastructure Engineering, 13:7, 929-941, DOI: 10.1080/15732479.2016.1227341 (http://dx.doi.org/10 .1080/15732479.2016.1227341)

5 Bazan E., Meli R (1980) Seismic analysis of structures with masonry walls Proc., 7th World Conf on Earthquake Eng (IAEE), Tokyo, 633-640

6 B.N.Dũng, G.V.Khiêm, P.P Tình (2016) Phân tích khung BTCT có tường chèn sử dụng mơ hình hai chống khơng song song Tuyển tập cơng trình hội nghị khoa học tồn quốc Cơ học vật rắn biến dạng lần thứ XII, Đà Nẵng, 6-7/8/2015 Tập 1, 313-320 7 Canadian Standards Association CSA S304.1-04 (2004), Design of

Masonry Structure.

8 Chrysostomou C.Z Effect of Degrading Infill Walls on the Nonlinear Seismic Response of Two Dimensional Steel Frame Ph.D Thesis, Cornell University, 1991

9 Crisafulli F J (1997) Seismic Behaviour of Reinforced Concrete Structures with Masonry Infills PhD Thesis, University of Canterbury.

10 Crisafulli F.J., Carr A.J (2007) Proposed macro-model for the analysis of infilled frame structures Bulletin of the Newzealand Society for Earthquake Engineering, Vol 40, No 2, Jul 2007. 11 Dawe J.L, Seah C.K (1989) Beahaviour of Masonry Infilled Steel

Frames Canadian Journal of Civil Engineering, Vol 16, pp 865-876

12 Dolsek M., Fajfar P (2008) The effect of masonry infills on the seismic response of a four storey reinforced concrete frame – a probabilistic assessment Engineering Structures 30, 3186-3192. 13 El-Dakhakhni W.W (2002) Experimental and Analytical Seismic

Evaluation of Concrete Masonry-Infilled Steel Frames Retrofitted using GFRP Laminates PhD thesis, Drexel University.

14 FEMA 356 (2000), Prestandard and Commentary for the Seismic Rehabilitation of Buildings, American Society of Civil Engineers (ASCE).

15 Fiore A., Netti A., Monaco P (2012) The influence of masonry infill on the seismic behaviour of RC frame building Engineering Structures 44, pp 133-145

16 Holmes M (1961) Steel frames with brickwork and concrete infilling ICE Proc., 19(4) 473-478.

17 Klingner R.E., Bertero V.V (1976) Infilled Frames in Earthquake Resistant Construction Rep No EERC 76-32, Univ of California, Berkeley, CA.

18 Liauw T.C., Kwan K.H (1984) Nonlinear behaviour of non-integral infilled frames Comput Struct., 18, 551-560 19 Mainstone R.J (1971) On the stiffness and strength of infilled

frames Proc., ICE Suppl., Vol 4, Building Research Station, Garston, UK, 57-90

20 Nemati F Macro Model for Solid and Perforated Masonry Infill Shear Walls PhD thesis, University of Louisville, Louisville, KY, 2015.

21 Papia M., Russo G., Zingone G (1988) Behaviour of Infilled Frames with Openings Stiffened by Surrounding Frames Proc of 9th Word Conf on Earthquake Eng Tokyo, Japan, Vol VII, pp 457-462

22 Pauley T., Pritsley M.J.N (1992) Seismic design of reinforced concrete and masonry building Wiley, New York, 774

23 Polyakov S.V (1960), “On the interaction between masonry filler walls and enclosing frame when loading in the plane of the wall”, Translations in Earthquake Engineering Research Institute EERI, San Francisco, 36-42.

24 Saneinejad A (1990) Non-linear analysis of infilled frames PhD thesis, University of Sheffield.

25 Sevil T Seismic Strengthening of Masonry Infilled RC Frames with Steel Fibre Reinforcement PhD thesis, Middle East Technical University, 2010

26 Smith B.S (1962) Lateral stiffness of infilled frames J Struct Div., 88(6), 183-199

27 Smith B.S., Carter C (1969) A method of analysis for infilled frames ICE Proc., 44(1), 31-48.

28 Syrmakezis C.A., Vratsanou V.Y (1986) Influence of Infill Walls to RC Frames Response Proceedings of 8th European Conference on Earthquake Engineering, Lisbon, Portugal, Vol 3, pp 47-53 29 P P Tình, N.N.Nam (2017) Một số mơ hình phân tích khung BTCT

có tường chèn Báo cáo tổng kết kết đề tài nghiên cứu khoa

Vì tốn phân tích đàn hồi, nên bề rộng chống đơn chọn 1509 mm, theo pt (2), (12), (16) Kết phân tích tổng thể trình bày bảng 2, Mô men uốn độ võng dầm sàn tầng ba cho bảng 4 Kết luận

Bài báo tổng hợp cơng thức tính bề rộng chống tương đương mơ hình macro để phân tích khung chèn Các ví dụ tính tốn số cho thấy:

Vì có q nhiều tham số ảnh hưởng, nên bề rộng chống đơn nghiên cứu khác khác nhau, chí khác nhiều (Tuy nhiên khác nhiều nghiên cứu thực cho giai đoạn phân tích dẻo hay phân tích đàn hồi)

Mơ hình chống đơn phù hợp với tốn phân tích tổng thể Nói cách khác, xác định nội lực hay chuyển vị cấu kiện khung mơ hình chống đơn khơng phù hợp

Có thể sử dụng mơ hình đa chống để thay cho tường chèn, gồm mơ hình hai thanh, ba thanh, năm

Các chống song song hay khơng Tổng độ cứng chống độ cứng chống đơn tương ứng

Việc phân chia độ cứng việc chọn vị trí cho chống thành phần có ảnh hưởng lớn đến kết phân tích

Tất mơ hình đa chống cho kết phân tích tổng thể phù hợp với kết mơ hình chống đơn, mơ hình micro

Kết phân tích cục mơ hình đa chống tốt kết phân tích mơ hình chống đơn Chưa có mơ hình đa chống cho kết phân tích cục phù hợp với mơ hình micro

Hiệu dầm thép tổ hợp hàn

tiết diện chữ I cánh rỗng

Effect of welded built-up I-section beam with hollow flange

Vy Sơn Tùng, Bùi Hùng Cường

Tóm tắt

Bài báo đưa cơng thức giải tích để tính đặc trưng hình học dầm

thép tiết diện chữ I tổ hợp hàn cánh

trên rỗng Bài báo trình bày cơng thức kiểm tra ổn định tổng thể dầm theo tiêu chuẩn thiết kế kết cấu thép châu Âu (EC3) Một ví dụ được thực để làm rõ cách tính tốn

áp dụng cho tiết diện chữ I cánh rỗng

nêu bật ưu điểm loại tiết diện

này so với tiết diện chữ I thông thường

trong thực tế thiết kế. Từ khóa: Tiết diện chữ I cánh rỗng, Ổn định

tổng thể dầm thép, Tiết diện kín-hở.

Abstract

This paper presents a set of analytical formulas to determine section properties of a mono-symmetrical I-section beam with hollow flange The paper presents also formulas for verifying the lateral buckling condition of the beam according to Eurocode An example is performed to bring out the calculation and highlight advantages of this kind of section in comparison with the normal I-section in practical design of steel structures.

Keywords: I-section with hollow flange, Lateral buckling of steel beam, Opened-closed section.

KS Vy Sơn Tùng

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

PGS.TS Bùi Hùng Cường

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

1 Tổng quan

Hiện Việt Nam, kết cấu thép sử dụng cơng trình nhà dân dụng cơng nghiệp Khi thiết kế cơng trình này, kĩ sư thường lựa chọn dầm thép có tiết diện I Tuy vậy, việc thiết kế dầm thép thường gặp vấn đề ổn định tổng thể mà giải pháp xử lý bổ sung hệ giằng hệ dầm phụ Những giải pháp tốn vật liệu nhân công thi cơng Từ thực tiễn đó, tiết diện I tổ hợp hàn có cánh rỗng tác giả Bùi Hùng Cường Nguyễn Minh Tuyền [1] nghiên cứu ưu điểm loại tiết diện tính tốn ổn định xoắn uốn

Dầm thép tiết diện chữ I cánh rỗng thiết kế theo EC3 áp dụng nhiều loại cấu kiện khác dầm cầu trục, dầm khung nhà dân dụng kết cấu thép, nhà công nghiệp, khung nhà kết cấu liên hợp Tuy nhiên, chưa có cơng thức giải tích để xác định đặc trưng hình học ổn định xoắn uốn tiết diện dầm chữ I cánh rỗng, điều gây trở ngại cho việc áp dụng kĩ sư

2 Khả chịu uốn dầm thép theo điều kiện ổn định tổng thể EC3 Điều kiện ổn định tổng thể dầm thép:

≤

Ed

b,Rd

M 1

M (1)

Trong đó: MEd mơmen uốn dầm thép gây tải trọng

Mb,Rd khả chịu uốn dầm thép theo điều kiện ổn định tổng thể

Giá trị Mb,Rd xác định theo công thức:

= χ γ

y b,Rd LT x

M1

f

M W (2)

Trong đó:

Wx = Wpl,x thép tiết diện loại tiết diện loại (3) χLT hệ số giảm khả chịu uốn dầm ổn định tổng thể. χ =

Φ + Φ − λ

LT 2

LT LT LT

1

χ ≤ LT 1 (4)

( )

 

Φ = + α λ − λ + β λ2  LT LT LT,0 LT

0.5 1 (5)

λLT độ mảnh ổn định tổng thể dầm: λ = x y LT

cr

W f

M (6)

Đối với loại tiết diện I tổ hợp hàn có tỷ số h/b > dạng tiết diện có hình dạng phức tạp, ta áp dụng phương pháp an toàn: β = 1, λLT,0 = 0.2, αLT = 0.76

Để tính giá trị momen tới hạn Mcr, báo sử dụng kết nghiên cứu tác giả Trahair cộng [2] tính tổng qt, áp dụng cho trường hợp gặp thực tế thiết kế Theo đó, cơng thức mơmen tới hạn là:

  α  α 

 

= α  +  + 

 

 

 

2

m Q cr,y m Q cr,y cr cr,0 m

cr,0 cr,0

0.4 y N 0.4 y N

M M 1

M M

(7)

αm hệ số ảnh hưởng phân bố lực dầm:

Mmax giá trị mômen lớn nhất, M2, M3 M4

mômen 1/4, 1/2 3/4 nhịp

yQ: khoảng cách từ tâm xoắn (tâm cắt) tiết diện

dầm đến điểm đặt lực Chiều dương lấy chiều lực tác dụng

cr, y

N lực nén tới hạn tiết diện

π = y cr, y

EI N

L (9)

L chiều dài nhịp, Iy mômen quán tính quanh trục yếu

của dầm

Mcr,0 giá trị mômen tới hạn sở, xác định theo

các công thức sau:

Đối với tiết diện có hai trục đối xứng:

π  π 

=  + 

 

2

y w

cr,0 t

EI EI

M GI

L L (10)

Đối với tiết diện có trục đối xứng:

    π  π β π  β π  =  + + +         

2 2

y w y y y y

cr,0 t 2

EI EI EI EI

M GI

2

L L L L

(11)

Với βy hệ số ảnh hưởng tiết diện có trục

đối xứng:

( ) ( )

β = ∫ + − −

y M C

x A

1 x y y dA y y

I (12)

3 Cơng thức giải tích đặc trưng hình học tiết diện chữ I cánh rỗng

Các tác giả Bùi Hùng Cường, Nguyễn Minh Tuyền [1] nghiên cứu loại tiết diện với sườn chống xiên nghiêng 45o chưa đưa cơng thức giải tích để

xác định đặc trưng hình học Phát triển tiếp nghiên cứu trên, dựa lý thuyết thành mỏng Vlasov [3], Karman&Christensen [4], Murray [5] để thiết lập cơng thức giải tích cho đặc trưng hình học tiết diện chữ I cánh rỗng

Các công thức để xác định đặc trưng hình học cho

trình bày cụ thể sau: Diện tích chủa tiết diện, A :

= + +

α

st st f f fk w

2 x t A 2b t h t

cos (13)

Mơmen qn tính quanh trục khỏe, Ix:

2  α + +   α    = − + + α 2

st st fk w

fk f f x c

st st f f fk w

x t tan h t h t b

cos 2

I I 2 x t

2b t h t

cos (14)

3  α  =  + +  α   2 st st

c fk w fk f f

x t tan 1

I 2 h t 3 h b t

3 cos (15)

Mơmen qn tính quanh trục yếu, Iy:

3   =  + α    st st f f

y 1 b t 2 x t

I

3 2 cos (16)

Mơmen qn tính quạt, Iw:

= −

2 w y w w x

y

I

I I

I (17)

( ) ( )   α =  − + + α   α +

2

st st st st f fk f

w x f f st

st f

t x sin x t b h t

I t b 4x

cos 12

3 t cos t

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

2 2

2

st st f st st f fk f

w y f st

st f

t x sin b x t b h t

I t x

6 t cos t cos 12

(19)

Mômen quán tính xoắn, It:

( ) ( ) − + − α α = + α + α 3

f f st w fk st st st f

t

st f

2 t b x t h x tan

2 x t t sin I

3

(t cos t )cos

(20)

Khoảng cách tâm cánh đến trọng tâm tiết diện, yC:

2 α + + α = + + α

st st fk w

fk f f C

st st f f fk w

x t tan h t h t b

cos 2

y 2 x t

2b t h t

cos (21)

Khoảng cách tâm cánh đến tâm xoắn tiết diện, yM:

= − w y M y I y I (22) Hệ số ảnh hưởng với tiết diện đối xứng phương, βy:

( )

β

β = − y M − C

x

I

2 y y

I (23)

( ) ( ) ( ) ( ) β  −      = − − + +  − −         −    + − + − +   α

3 3 fk c f 4 w

f f fk c c fk c c

2 st c st

3 2

st st

st c st c st c

h 2y b t

I b t h y y h y y

12

y 4y x

x t y 4y y 6y y 4y

2cos

Hình Thiết kế cơng trình kết cấu thép tầng, nhịp

Hình Sơ đồ tải trọng thiết kế chất lên khung ngang

Mômen kháng uốn dẻo, Wpl.x:

Nếu yPL < − −h tf x tanst α thì:

= +

α

st st PL

w

x t h y

2 t cos (25)

 − + − − 

 

− +

− − − α

+

α

2

w PL f PL f

pl,x f f f

st st PL f st

t (y t ) (h y t )

W = b t (h t )

2

2 x t (h y t 0.5 x tan )

cos

(26)

Nếu yPL > −h tf −x tanst α thì:

 − 

− +

 α α

 

=

+ α

st f

st w

PL

st w

x 2h t

2 t h t

sin cos y

4t 2 t

sin (27)

 − + − − 

 

− +

 − − + α − + + 

 

+

α

2

w PL f PL f pl,x f f f

2

PL f PL f st

t (y t ) (h y t ) W = b t (h t )

2

(h y t ) (x tan h y t ) t

sin

(28)

4 Ví dụ tính tốn

Thiết kế cơng trình có sử dụng kết cấu liên hợp thép - bê tơng (hình 2) với vật liệu thép S235 Cột thép tiết diện I-450x250x10x14 liên kết với dầm liên hợp Người thiết kế cân nhắc phương án (PA) cho cấu kiện dầm: (PA1) tiết diện chữ I thơng thường cịn (PA2) tiết diện chữ I có cánh rỗng Sàn liên hợp có chiều dày trung bình 110mm Liên kết chân cột ngàm, liên kết cột - dầm cứng Xét trường hợp cơng trình thi cơng sàn tầng thi công sàn mái Tải trọng tác dụng gồm: trọng lượng thân kết cấu thép, trọng lượng bê tông tươi tải trọng thi công Tải trọng thi công lấy sau: tải trọng với giá trị 150daN/m2 chất lên diện tích 3mx3m sàn mái vị

trí bất lợi Phần diện tích sàn cịn lại chất tải 75 daN/m2.

Thiết kế dầm thép theo PA2 dùng tiết diện chữ I cánh rỗng (L = 11m)

Các thông số vật liệu: E = 205000 N/mm2, G = 78846

N/mm2, f

y = 235 N/mm2

Sử dụng công thức mục 3, dễ dàng tính thơng số đặc trưng hình học tiết diện sau: A = 9026 mm2, I

x = 268023928 mm4, Iy = 18316010 mm2, It =

2998975 mm6, I

w = 693054107465 mm6, Wpl.x = 1413471

mm3, yC = 186.79 mm, yM = 187.11 mm, βy = 35 mm

Từ hình 3, giá trị momen dầm mái dùng cho công thức (8) : Mmax = 187.20 KNm; M2 = M4 = 48.04 KNm

M3 = 128.12 KNm Từ đó, suy ra: αm = 2.26

Áp dụng công thức (11): Mcr,0 = 280.97 KNm

Lưu ý: với PA1, dùng công thức (10) thay (11) Áp dụng công thức (9): Ncr.y = 306.27 N

Do tải trọng chất cánh nên: yQ = - yM = - 0.18711 m

Áp dụng công thức (7): Mcr = 528.41 KNm

Nghiên cứu ảnh hưởng độ lệch tâm tại vị trí nối chồng đến độ ổn định

của cánh tháp thép tiết diện góc đơn

Studying the influence of eccentricity at overlapping connections on the stability of single angle chords of the steel tower

Phạm Thanh Hùng

Tóm tắt

Tháp thép có chiều cao nhỏ thường cấu tạo từ thép góc đơn, chúng có hai mặt phẳng vng góc với nên dễ liên kết với Tuy nhiên, chiều cao tháp thép lớn nên cánh phải nối, thanh cánh nối chồng trực tiếp (nối so le) hay nối thông qua táp thép Liên kết chồng tạo nên lệch trục hai cánh tham gia vào liên kết Sự lệch trục gây thêm mô men uốn cục tác dụng lên thanh cánh vị trí mối nối Bài báo giới thiệu việc kiểm tra cánh có kể đến mơ men uốn vị trí nối so le khảo sát ảnh hưởng độ lệch tâm nối chồng cánh đến ổn định theo tiêu chuẩn Nga (SNiP II-23-81*). Từ khóa: Tháp thép, thép góc, liên kết chồng.

Abstract

Single angle steels are the ideal candidates for constructing the low-rise steel towers thanks to its simplicity in connection Since the excessive lengths are often required for the chords using the steel towers, it can assemble by combining several single angle steel components via an overlapping connection or thru a cover steel plate Due to the effects of overlapping connection, the eccentricity problems may arise in the joining members which would introduce additional local bending moments to the components at the connecting locations In this paper, the Russian Standard (SNiP II-23-81*) was used to perform the design check for the chords with considering the additional bending momen at the overlapping connection and studying the influence of eccentricity at overlapping connections on the stability of single angle chords of the steel tower.

Keywords: Steel tower, steel angle, overlapping

connection.

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 tháp truyền hình, 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 cánh bụng Tiết diện thường sử dụng thép góc, thép ống, thép hình chữ I hay tổ hợp từ thép góc Với loại tháp thép chiều cao thấp vừa tiết diện thép góc đơn (L) sử dụng phổ biến

Tại vị trí nối chồng (so le) cánh, lực dọc tác dụng lên tiết diện (hình 2) có lệch trục gây mơ men uốn vị trí

Việc tính tốn cánh theo TCVN [3,5], chưa đề cập cụ thể đến việc xác định mô men độ lệch trục gây Theo tiêu chuẩn Nga (SNiP II-23-81*) [2] việc tính tốn cánh tính đến ảnh hưởng yếu tố gây mô men lệch trục cánh Trong giới hạn nội dung báo, trình bày cách kiểm tra ổn định cho cánh tiết diện thép góc đơn tháp có giằng bố trí đối xứng mặt kể đến độ lệch trục vị trí nối chồng theo tiêu chuẩn Nga

2 Tính tốn cánh đốt có mối nối cánh

Khi tính tốn cánh đốt có mối nối, phải tính tốn kiểm tra điều kiện: Ổn định cánh chịu nén; độ bền cánh chịu nén độ bền táp mối nối (nếu mối nối sử dụng táp)

Các cánh chịu nén làm từ thép góc đơn với mối nối so le mối nối làm từ táp thép góc, cần tính cấu kiện chịu nén lệch tâm:

≤ γ

ϕ c

e

N f

A (1)

Trong đó:

N - lực dọc tính tốn thanh; A - diện tích nguyên tiết diện; f - cường độ tính tốn thép; γc =1,0 - hệ số điều kiện làm việc; φe - hệ số, xác định theo

Hình Sơ đồ tính cánh hệ giằng bố trí đối xứng mặt

bảng 74 [2] bảng II.2 [4], phụ thuộc vào độ mảnh quy ước λ = λ f / E độ lệch tâm quy đổi me = ηm,

hệ số ảnh hưởng hình dạng η=1,0 Giá trị φe cần lấy

không lớn 0,95φ cho mối nối bu lơng với thép phía không lớn φ cho với tất dạng mối nối lại (φ - hệ số uốn dọc xác định theo bảng 72 [2] bảng II.1 [4]) Độ mảnh λ độ lệch tâm tương đối m cần xác định phụ thuộc vào mối nối cụ thể

Trong tháp dạng giàn với giằng bố trí đối xứng mặt tháp mối nối giới hạn đoạn tháp, việc tính tốn cánh cần thực phù hợp với sơ đồ tính tốn (hình 1) Phân bố mơ men nén lệch tâm thép góc liên kết vào mối nối cho phép lấy dầm liên tục ba nhịp

Các độ lệch tâm tương đối cần xác định theo công thức tài liệu [1]:

( )

( )

= 1

1

min A x m e k

I ; ( )

( )

( )

= − 2

2

min A x

m e k ,

I (2)

Trong đó: e0 - khoảng cách trọng tâm thép góc

được nối (hình 2); k - phần mơ men độ lệch tâm lực dọc mối nối tác dụng lên thép góc (hình 1); A(1), A(2) - diện tích tiết diện nguyên thép tiết diện góc 2; x1,

x2 - khoảng cách từ trục y01 y02 đến thớ chịu nén nhiều

hơn thép góc 2; I(1)

min, I(2)min - tương ứng

mô men quán tính nhỏ tiết diện 2, thép góc nối có tiết diện khác thép góc có tiết diện lớn quy định thép góc

Hệ số k xác định theo công thức sau [1] :

δ δ − δ δ =

δ δ − δ 1p 22 2p 12

2 11 22 12 k

(3)

( ) ( )

( ) ( )

( )

( ) ( ) ( )+ ( )−

δ = χ + χ + ϑ + ϑ 



δ = χ + ϑ + χ + ϑ 



δ = χ + ϑ − χ + ϑ 



δ = χ + ϑ δ = χ + ϑ 



χ = χ = ϑ = ϑ = 



11 2

2

22 m1 1 m2 2

12 m2 2 m1 1

1p 2 2p m2 2

m1 m2 m m

1 \2 1 2

min min

;

L / L / ;

L / L / ;

; L / ;

L ; L ; L ; L ;

3

I I I I

(4)

Trong đó: Lm1, Lm2 - tương ứng chiều dài thép góc

1 giới hạn chiều dài đoạn thứ m chứa mối nối;

m-1 liên kết với nút nút đoạn thứ m chứa mối nối

Độ mảnh thép góc cần xác định theo cơng thức tổng

quát:λ =L / i0 min (5)

Trong đó: L0 = µLm - chiều dài tính tốn thép góc; imin

- bán kính qn tính nhỏ thép góc

Hệ số chiều dài tính tốn µ1 thép góc cần xác định

theo đồ thị hình 3, phụ thuộc vào tỉ lệ I(2)

min/I(1)min Lm2/Lm

Hệ số chiều dài tính tốn µ2 thép góc xác định

theo biểu thức sau: ( ) ( )1

min =µ I / I

µ (6)

3 Ảnh hưởng độ lệch tâm nối chồng đến độ ổn định cánh

3.1 Ví dụ tính tốn

Tính tốn kiểm tra ổn định cánh vị trí mối nối so le cho tháp khơng gian có mặt bố trí giằng dạng đối xứng

Mối nối sử dụng liên kết hàn, lực dọc tính tốn N = 780kN, chiều dài đoạn tháp Lm = 150cm, chiều dài

thép góc 1: Lm1 = 90cm, chiều dài thép góc 2: Lm2 = 60cm,

chiều dài đoạn tháp liền kề Lm-1 = Lm+1 = 150cm, hình

thức mối nối hình

Mối nối thép góc cạnh L180x15 L150x15 Vật liệu thép có f = 21 kN/cm2.

Các đặc trưng hình học thép góc: L180x15: A(1) = 52,1 cm2; I(1)

min=653 cm4; i(1)min=3,54 cm;

z(1)

0=4,98 cm;

L150x15: A(2) = 43,0 cm2; I(1)

min=370 cm4; i(1)min=2,93 cm;

z(1)

0=4,25 cm

a) Kiểm tra ổn định thép góc có kể đến độ lệch trục: Khoảng cách trọng tâm hai thép góc mối nối chịu nén:

( ) ( )

( (1) 1) ( )

0 0

e = d +z −z = 1,5 4,25 4,98+ − =1,09cm

Khoảng cách từ trục y0 – y0 đến thớ chịu nén nhiều hơn:

Thép góc - cánh chịu nén:

( )1 ( )1

1

x =b / 2− 2z =18 / 2− 4,98 5,70cm;⋅ = Thép góc - lưng chịu nén:

a) Sơ đồ tính b) Hệ số chiều dài tính tốn đoạn 1

( )2

2

x = 2z = 4,25 5,99cm.⋅ =

Hệ số chiều dài tính tốn µ1 =1,2 thép góc xác

định theo đồ thị hình 3, phụ thuộc vào hai tham số:

( )2 ( )1

min/min = 370/653 0,75=

I I Lm2/Lm=60/150=0,4

Hệ số chiều dài tính tốn thép góc xác định theo (6): µ2

= 1,2.0,75 = 0,9

Độ mảnh thép góc xác định theo (5):

( ) ( ) ( )

( )

1 m 2 m

2

L 1,2 150 50,8 ;

3,54 i

L 0,9 150 46,2.

2,93 i µ ⋅ λ = = = µ ⋅ λ = = =

Các tham số cần thiết để xác định hệ số k, xác định theo công thức (4):

3 3

90 / 653 0,135cm ; 60 / 370 0,162cm ; 150 / (3.653) 0,077cm ;

150 / (3.370) 0,135cm ; − − − − χ = = χ = = ϑ = = ϑ = = ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) -3 11 12 -2 2 22 -1 -3 1p 2p

= 0,135 + 0,162 + 0,077 + 0,135 = 0,512cm ; 60 0,162 / 0,135 90 0,135 / 0,077

0,120cm ;

90 0,135 / 0,077 60 0.162 / 0,135 1673,4cm ;

= 0,162 + 0,135 = 0,297cm ; 60 0,162 / 0,135 12, δ δ = + − + = − δ = + + + = δ δ = +

= 97cm -2

Hệ số phân phối mô men mối nối xác định theo công thức (3):

( )

2 0,297 1673,4 12,97 0,120

k 0,583

0,135 1673,,4 0,120

⋅ − −

= =

⋅ −

Độ lệch tâm tương đối theo công thức (2):

( )

1

2

52,1 5,7

m 1,09 0,583 0,288 ;

653 43 5,99

m 1,09 0,583 0,315

370 ⋅ = ⋅ = ⋅ = − = ( ) ( ) 1 50,84 ; 210

50,84 50,84 0,0316 1,61 ;

2,1 10 m = 0,288 λ =

λ = = ⋅ =

⋅

Tra bảng 72, 74 [2] bảng II.1, II.2 [4] được: φ(1) = 0,861; φ

e(1) = 0,777 Thấy φe(1) < φ(1)

Kiểm tra thép góc theo (1):

(1) (1)

e

5

N 780

A 0,777 52,1 10

1,93 10 kN / m 193MPa 210MPa −

=

ϕ ⋅ ⋅

= ⋅ = <

Vậy thép góc thỏa mãn điều kiện ổn định Kiểm tra ổn định thép góc 2:

( )2 ( )2

2

46,2; 46,2 0,0316 1,46; m = 0,315

λ = λ = ⋅ =

Tra bảng 72, 74 [2] bảng II.1, II.2 [4] được: φ(2) = 0,878; φ

e(2) = 0,785 Thấy φe(2) < φ(2)

Kiểm tra thép góc theo (1):

(2) (2)

e

5

N 780

A 0,785 43 10

2,31 10 kN / m 231MPa 210MPa −

=

ϕ ⋅ ⋅

= ⋅ = >

Vậy thép góc không thỏa mãn điều kiện ổn định b) Kiểm tra ổn định thép góc khơng kể đến độ lệch trục:

Việc kiểm tra ổn định cánh chịu lực trục xác định theo biểu thức sau [1]:

C

N f

A = γ

ϕ (7)

Kiểm tra ổn định thép góc theo công thức (7):

(1) (1)

5

N 780

A 0,861 43 10

1,74 10 kN / m 174MPa 210MPa; −

=

ϕ ⋅ ⋅

= ⋅ = <

(2) (2)

5

N 780

A 0,878 43 10

2,07 10 kN / m 207MPa 210MPa −

=

ϕ ⋅ ⋅

= ⋅ = <

Bảng Độ chênh độ ổn định cánh (∆kôđ) kể đến độ lệch trục không kể đến độ lệch trục nối chồng hai cánh có tiết diện khác

Thép góc L125x10 L125x12 L150x10 L150x15 L180x15 L200x16

Thép góc L100x10 L125x8 L125x10 L150x10 L150x15 L180x15

∆kôđ(1) -6,3% -20,8% -5,5% -20,8% -9,7% -11,9%

∆kôđ(2) -7,2% -17,4% -5,8% -17,6% -10,5% -11,9%

Bảng Độ chênh độ ổn định cánh (∆kôđ) kể đến độ lệch trục không kể đến độ lệch trục nối chồng hai cánh có tiết diện giống nhau

Thép góc L150x10 L150x15 L180x15 L180x18 L200x16 L200x24

Thép góc L150x10 L150x15 L180x15 L180x18 L200x16 L200x24

∆kôđ(1) -15,8% -23,7% -19,0% -23,0% -17,1% -24,4%

Vậy tiết diện thép góc thỏa mãn điều kiện ổn định Để đánh giá độ ổn định chịu nén, tiến hành đánh giá theo tham số độ ổn định (kôđ) định nghĩa

sau:

ôđ eAf ôđc Af c

k ; k ;

N N

ϕ γ ϕ γ

= =

(8)

Độ ổn định chịu nén đảm bảo kôđ ≥ 1,0

So sánh kết tính thấy kể đến mô men lệch trục độ ổn định nhỏ 10,5% so với trường hợp không kể đến mô men lệch trục Do đó, số trường hợp, kiểm tra cánh bỏ qua độ lệch trục cho kết đạt kiểm tra có kể đến độ lệch trục cho kết không đạt ví dụ tính tốn

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

Để nghiên cứu ảnh hưởng độ lệch tâm nối chồng đến ổn định cánh, tương tự cách tính ví dụ, báo khảo sát thêm số trường hợp có tiết diện thép góc thay đổi Các trường hợp khảo sát có kích thước chiều dài đoạn tháp Lm = 150cm, chiều dài thép góc 1: Lm1 = 90cm,

chiều dài thép góc 2: Lm2 = 60cm, chiều dài đoạn tháp

liền kề Lm-1 = Lm+1 = 150cm Kết khảo sát cho bảng

1 bảng

Kết khảo sát bảng cho thấy, thay đổi tiết diện, sử dụng hai thép góc có kích thước cạnh khác tạo nên độ lệch tâm bé trường hợp sử dụng hai thép góc có kích thước cạnh giống

Kết khảo sát bảng cho thấy, chiều dày thép

góc ảnh hưởng nhiều đến độ ổn định cánh tính tốn có kể đến độ lệch tâm

4 Kết luận

Bài báo trình bày cách tính toán kiểm tra ổn định cánh đoạn tháp, cánh tiết diện thép góc đơn nối chồng có xét đến mơ men lệch trục tiết diện mối nối Với việc kể đến ảnh hưởng mô men lệch cánh tính tốn có làm việc an toàn sát với thực tế

Để giảm ảnh hưởng độ lệch tâm việc nối chồng, nên nối chồng với tiết diện thay đổi

Qua số ví dụ khảo sát thấy kể đến độ lệch trục nối chồng độ ổn định tính tốn giảm từ 6,3% (trong tường hợp nối chồng L125x10 với L100x10) đến 27,3% (trong tường hợp nối chồng hai góc L200x24) Do vậy, tính tốn tháp phải kể đến mơ men lệch trục gây mối nối chồng cánh./

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, Cấu kiện bản, Nhà xuất Khoa học kỹ

thuật.

5 Kết cấu thép 2, Cơng trình dân dụng công nghiệp, Nhà xuất Khoa học kỹ thuật.

Khả chịu uốn dầm thép theo điều kiện ổn định tổng thể, Mb.Rd tính sau:

Áp dụng công thức (6): λLT = 0.793

Sử dụng phương pháp an toàn: β = 1; λLT,0 = 0.2; αLT =

0.76

Áp dụng cơng thức (4) (5), có: ϕ = 1.040 χLT

= 0.584

Áp dụng công thức (2) lấy γM = 1.05 : Mb.Rd = 194.02

KNm

Giá trị MEd = 187.20 KNm Theo (1), dầm thỏa mãn điều

kiện ổn định tổng thể

Áp dụng tương tự PA1, ta tính được: A = 9048 mm2; M

b.Rd = 113.38 KNm MEd = 185.56 KNm Dầm

không thỏa mãn điều kiện ổn định tổng thể

5 Kết luận

Trong sơ đồ kết cấu với nhịp dầm lớn, dầm thép tiết diện I tổ hợp hàn có cánh rỗng cho khả chống ổn định tổng thể tốt nhiều so với dầm thép tiết diện I thông thường Cụ thể mục 4, tỷ số khả chịu uốn theo điều kiện ổn định tổng thể hai loại dầm là: 194.02/113.38 = 1.71 lần, tỷ số diện tích tiết diện là: 9026/9048 =0.998 Các cơng thức giải tích mục giúp đơn giản hóa việc tính tốn đặc trưng hình học dầm thép tiết diện chữ I cánh rỗng, sở để kĩ sư áp dụng vào thiết kế./

Tài liệu tham khảo

1 Bùi Hùng Cường, Nguyễn Minh Tuyền (2016) “Flexural - torsional buckling of mono-symmetrical I-section beam with hollow flange” Tạp chí Khoa học cơng nghệ Xây dựng, Trường Đại học Xây dựng, Số 31 (English Issue).

2 NS Trahair, MA Bradford, DA Nethercot, L Gardner (2008) “The behaviour and design of steel structures to EC3” Taylor&Fracis, London.

3 Vlasov, V.Z (1961) “Thin-walled elastic beams” Israel Program for Scientific Translations

4 Von Karman, T and Christensen, N.B (1944) “Methods of analysis for torsion with variable twist” J Aero Sci (II), 2, pp.110-124.

5 Murray, N.W (1984) “Introduction to the theory of thin-walled structures” Clarendon Press.

Hiệu dầm thép tổ hợp hàn

Mối quan hệ biến thiên độ ẩm với biến đổi đặc trưng kháng cắt

và khối lượng thể tích đất phong hóa

The relationship between moisture variability with characteristic variations of shear and bulk density of soil weathering

Nguyễn Tiến Dũng, Nguyễn Đức Ngn

Tóm tắt

Với mục đích làm sở xây dựng quy tắc đánh giá độ tin cậy ổn định tường chắn áp lực chủ động khối đất Bài báo giới thiệu nguyên lý tạo độ ẩm cho mẫu đất thí nghiệm xác định tiêu khối lượng thể tích, chỉ tiêu kháng cắt Đồng thời, trình bày mối quan hệ độ ẩm với tiêu kháng cắt khối lượng thể tích đất phong hóa tập hợp thống kê kết thí nghiệm theo nguyên lý. Từ khóa: Sườn dốc tường chắn

Abstract

For the purpose as the basis for establishing a principle for reliability evaluation of stability retaining wall under the pressure of the soil mass initiative This article introduces the principle of humidifying the soil sample in the laboratory to determine the mass volume, direct shear resistance index At the same time, present the relationship between moisture content with shear resistance and mass volume of weathering soil were determined by means of a set of experimental results.

Keywords: Slope and retaining wall

ThS Nguyễn Tiến Dũng

Công ty CP XD 211 Hà Nội, ĐT: 0913000374,

Email:nguyentiendungsd@gmail.com

PGS.TS Nguyễn Đức Nguôn

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến Trúc Hà Nội ĐT: 0903201380

Email:nguyenducnguon50@yahoo.com

Đặt vấn đề:

Khi độ ẩm đất thay đổi, tỷ lệ pha rắn, lỏng, khí hệ phân tán đất thay đổi, đồng thời bề dày màng nước liên kết hạt biến đổi, làm liên kết hạt biến đổi, theo khối lượng thể tích đất tiêu kháng cắt biến đổi Trong đó, độ ẩm đất tiêu nhạy cảm điều kiện mơi trường có khí hậu thay đổi Bởi vậy, xác lập quy luật biến đổi tiêu kháng cắt khối lượng thể tích độ ẩm đất thay đổi có nhiều ý nghĩa thực tiễn đánh giá ổn định khối đất Tuy nhiên, quy luật biến đổi tiêu kháng cắt khối lượng thể tích đất độ ẩm thay đổi, phụ thuộc đồng thời vào nhiều yếu tố đặc trưng cho hệ phân tán kích thước hình dạng thành phần khống hóa hạt khống v.v Trong đó, đặc trưng biến đổi phức tạp khối đất có khác vỏ phong hóa Do đó, xác lập mối quan hệ tương quan dựa kết thí nghiệm lý thuyết xác suất thống kế cách để có biểu thức mơ tả hệ định lượng mối quan hệ độ ẩm với tiêu kháng cắt khối lượng thể tích, theo vỏ phong hóa có quy luật riêng Sau sở kết xác lập mối quan hệ

1 Cơ sở lý thuyết xác lập mối quan hệ

1.1 Bản chất lý hóa mối quan hệ độ ẩm đất phong hóa

Đất phong hóa, cấu thành hạt khoáng sản phẩm phong hóa từ đá gốc, bao gồm hạt keo lẫn hạt mịn đơi tảng phong hóa lỏi, Trong đó, hạt keo có kích thước siêu nhỏ có cấu trúc khống vật khác mang lại cho chúng khả hấp thụ nước khác Các khống vật có cấu trúc lớp mạng tinh thể khoáng vật sét mà tiêu biểu Monmorinolit, Bentonit có khả hấp thụ nước cao Khi tham gia vào cấu trúc ô mạng tinh thể nước làm gia tăng thể tích hạt khống, đồng thời với đường kính siêu nhỏ từ micromet đến nanomet hạt khống, chúng có tỷ lệ mặt ngồi lớn, theo có lượng bề mặt cao, lượng bề mặt tạo nên liên kết hạt theo chất mối liên kết phân tử vật rắn Phần lớn hạt khống có đặc điểm tích điện mang lại cho chúng khả ưa nước, nên gặp nước hấp thụ tạo thành màng nước bao quanh hạt Nước bao quanh hạt nước liên kết có quy luật vận động tồn khác biệt với nước trọng lực thông thường Màng nước bao quanh hạt dày lượng bề mặt giảm Mỗi hạt khống có thành phần khống hóa, đường kính xác định mơi trường chất lỏng có độ pH xác định có trị giá cực đại bề dày màng nước liên kết Khi màng nước liên kết đạt chiều dày cực đại, lượng bề mặt hạt khống khơng cịn khả liên kết với hạt khoáng khác, đất vào trạng thái chảy với đặc trưng học chất lỏng khả kháng cắt Từ trạng thái chảy, nước đất dần, màng nước mỏng dần, xuất trở lại khả liên kết hạt Nếu đồng thời tồn mối liên kết tồn nước liên kết liên kết hạt thông qua màng nước, liên kết hạt có tính mềm dẻo làm cho đất có đặc trưng vật rắn có tính dẻo Màng nước có chiều dày nhỏ mà đất bắt đầu có tính dẻo xem chiều dày màng nước liên kết mạnh để phân biệt với chiều dày cực đại liên quan đến trạng thái chảy đất Khi màng nước liên kết hoàn toàn đất trạng thái cứng Tuy nhiên, điều kiện tự nhiên có phần mặt vỏ phong hóa có khả bốc hơi, nên màng nước liên kết có khả nhỏ bề dày màng liên kết mạnh hay đất trạng thái cứng hoàn toàn, ngược lại phần nằm sâu trạng thái cứng xảy

gọi nước trọng lực Nước cấu trúc không khỏi mạng cấu trúc nhiệt độ bay 100oC, nên khơng có

trong thành phần độ ẩm Giữa dạng tồn nước đất, nước trọng lực hình thành phát triển nước cấu trúc liên kết hoàn chỉnh Như thế, tham gia nước trọng lực làm thay đổi trọng lượng đất mà không ảnh hưởng đến liên kết hạt, thay đổi mối liên kết hạt độ ẩm đất thay đổi có chất biến đổi bề dày màng nước liên kết, theo biến thiên độ ẩm đất với biến đổi tiêu kháng cắt khối lượng thể tích khơng thể quan hệ tuyến tính mà có điểm uốn cực trị liên quan đến trạng thái độ ẩm đất, trạng thái là: độ ẩm giới hạn chảy dẻo, độ ẩm bão hòa

1.2 Lý thuyết xác suất thống kê mối quan hệ độ ẩm

Nghiên cứu xác lập mối quan hệ tương quan độ ẩm với tiêu kháng cắt khối lượng thể tích, có nhiều vấn đề giải mức độ khác Các mối quan hệ độ ẩm đất phong hóa biểu diễn nhiều cách khác nhau, với mục đích sáng tỏ độ tin cậy xác kết tính toán áp lực đất lên tường chắn tiêu kháng cắt khối lượng thể tích theo phương pháp giải tích biểu diễn hàm tương quan thực nghiệm cách để thỏa mãn mục đích yêu cầu Cở sở lý thuyết để xác lập mối quan hệ tương quan lý thuyết xác suất thống kê, với tảng xem giá trị tiêu độ ẩm, đặc trưng kháng cắt khối lượng thể tích tập hợp thống kế có phân bố ngẫu nhiên Theo phương trình tương quan thực nghiệm biểu diễn đường quan hệ hệ trục tọa độ XOY trục OX giá trị độ ẩm, trục OY giá trị tiêu tương quan với độ ẩm Trong đường quan hệ định nghĩa qua điểm mà tổng bình phương khoảng cách từ điểm đến đường quan hệ nhỏ Theo định nghĩa phương trình tổng qt đường quan hệ biểu diễn qua dạng đa thức Chebyshev:

y=b0P0(x)+b1P1(x)+ bnPn(x)

trong pi(x) - hồnh độ với xác xuất Pi

Đối với quan hệ bậc phương trình có dạng:

( )

= y − +

tb tb x

s

y r x x y S

Trong đó:

Sx- độ lệch bình phương trung bình tập hợp x,

Sy - độ lệch bình phương trung bình tập hợp y,

xtb, ytb- tị trung bình tập hợp x, y tương ứng

r - hệ số tương quan, -1<r<1, trị tuyệt đối r lớn, quan hệ chặt, r=±1 mối quan hệ trở thành quan hệ hàm số, r tính theo cơng thức sau:

1 ( )( )

( 1)

x y

r x xi y yi

s s n

= − −

− ∑

Trong công cụ bảng tính excel việc tính tốn quan hệ tương quan hệ số tương quan với dạng quan hệ cài đặt Do đó, với cơng cụ excel phổ thông sử dụng phổ biến, việc xác định phương trình tương quan kể đồ thị hệ số tương quan trở nên đơn giản dễ dàng Tuy nhiên, đánh giá độ tin cậy mối quan hệ chưa có sẵn, tiến hành dựa vào hệ số tương quan phân phối student theo biểu thức

1

a

t = r n−

Trong ta hệ số xác suất tin cậy Student

Từ giá trị ta tính được, tra bảng hệ số xác suất tin cậy

Student theo n dùng hàm Tdist bảng tính excel xác định xác suất tin cậy

Theo biểu thức, n tăng, tức tập hợp thống kê lớn độ tin cậy cao, tương tự với hệ số tương quan lớn hay quan hệ chặt độ tin cậy cao ngược lại

Tóm lại, với tập hợp thống kê độ ẩm với tiêu kháng cắt khối lượng thể tích thiết lập nhiều dạng mối quan hệ tương quan, có dạng quan hệ có hệ số tương quan lớn hay chặt Nhưng quan hệ có phản ánh thật chất lý hóa mối quan hệ tùy thuộc vào phân tích yếu tố phụ thuộc mà khơng nằm mối quan hệ xác lập Do đó, loại bỏ yếu tố phụ thuộc hay cô lập chúng cách đồng hóa biến đổi chúng quy tắc thường áp dụng thiết lập sử dụng mối quan hệ tương quan Nội dung quy tắc đồng phân chia đối tượng hay tập hợp thống kê chúng theo tiêu chí hợp lý

1.3 Cơ sở lựa chọn mẫu thí nghiệm để xây dựng tập hợp thống kê

Đất phong hóa sản phẩm phá hủy đất đá bề mặt thay đổi yếu tố khí hậu mơi trường, phá hủy làm biến đổi thành phần nguyên khối chúng,

mặt thường bị biến đổi mạnh mẽ giảm dần vào bên trong, phân thành ba đới từ vào trong, theo thứ tự: triệt để, dở dang đá gốc Đới phong hóa triệt để phần ngồi bị phong hóa mãnh liệt bị tác dụng rửa trôi bề mặt Tùy theo, đặc điểm môi trường, thành phần đá gốc địa kiến tạo mà đới ngồi có mức độ phong hóa triệt để khác giữ lại hay bị rửa trơi, theo đới phong hóa triệt để có bề dày khác Ngồi số trường hợp tác dụng nước đất làm cho phong hóa mạnh xảy bên trong, hầu hết phần bề mặt phong hóa diễn mạnh mẽ nhất, quy luật phổ quát đặc trưng cho tính phân đới vỏ phong hóa Trong quy luật đó, có khác vỏ phong hóa vị trí đỉnh với sườn dốc phân biệt hai nguồn gốc eluvi với deluvi Eluvi phong hóa chỗ cịn deluvi hay sườn tích sản phẩm phong hóa đỉnh di chuyển xuống Giữa eluvi với deluvi, khơng khác khống hóa mà khác mang tính đặc trưng thành phần hạt mịn Nhưng để phân biệt chúng không đơn giản, thực tế thường vào vị trí tồn deluvi dạng địa hình đặc trưng

Tóm lại, theo thời gian đất vỏ phong hóa khơng trải qua thời kỳ nén chặt đất trầm tích, trái lại chúng ưa nước nễn dễ dàng hấp thụ nước bị trương nở tăng thể tích, khả hấp thụ nước làm tăng thể tích có khác đới deluvi với eluvi, deluvi đối tượng có nhiều khả hấp thụ nước tiềm ẩn nhiều nguy ổn định sườn dốc

Địa hình sườn dốc chiếm ba phần tư diện tích lãnh thổ

có đặc điểm nguồn gốc hình thái đa dạng Cấu tạo nên dạng địa hình gồm đủ loại đá trầm tích magma biến chất Trong dạng địa hình sườn dốc địa hình cấu tạo đá trầm tích sét bột kết có diện phân bố rộng nhất, địa hình cấu tạo đá biến chất nhiệt phiến sét serisit, đá magma phun trào bazan foocfiarít có diện phân bố khơng lớn rải rác nhiều nơi, có liên quan đến ổn định sườn dốc tác dụng mưa bão tức liên quan đến biến đổi độ ẩm đất

Như vậy, xét tiêu chí điển hình cho tính nhạy cảm đại diện cho phân bố rộng tính đặc trưng cho kiểu nguồn gốc, đối tượng lựa chọn để thí nghiệm phần vỏ phong hóa đá sét bột kết, nằm phần sườn tích deluvi

2 Mối quan hệ độ ẩm với tiêu kháng cắt khối lượng

2.1 Những vấn đề thí nghiệm xác định tiêu lý đất để thiết lập mối quan hệ

Phần deluvi vỏ phong hóa có nhiều loại với thành phần hạt khác nhau, xong đặc trưng thành phần hạt mịn tập hợp thành loại đất sét, sét pha cát pha Nếu xét theo chất lý hóa hệ phân tán độ ẩm giới hạn điểm đặc biệt mối quan hệ, ngồi trạng thái bất kỳ, thí nghiệm xác định sức kháng cắt đất phải tiến hành độ ẩm giới hạn Bằng thiết bị tạo độ ẩm theo nguyên lý cưỡng với dụng cụ đo độ ẩm đất chế tạo Nhật Bản cho phép tạo độ ẩm đất trạng thái trạng thái giới hạn Chi tiết C- W

y = 20,183x - 20,654x3 + 5,1545x + 0,1992

R2 = 0,9674

y = -1,2953x + 0,7893 R2 = 0,8972

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

C- W

y = 18,94x3 - 21,169x2 +

6,4066x - 0,163 R2 = 0,949

y = -1,1469x + 0,6884 R2 = 0,9187

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

tgφ- W

y = 13,411x3 - 11,919x2 + 2,4732x + 0,1453

R2 = 0,9905

y = -0,6775x + 0,3828 R2 = 0,9321

0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 0,300 0,350

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

tgφ- W

y = 18,964x3 - 18,182x2 +

4,7929x - 0,1367 R2 = 0,9969

y = -0,7845x + 0,4082 R2 = 0,9769

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

C- W

y = 20,183x - 20,654x3 + 5,1545x + 0,1992

R2 = 0,9674

y = -1,2953x + 0,7893 R2 = 0,8972

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

γ- W

y = -6,39x2 + 4,16x + 1,31

R2 = 0,80

y = -38,91x3 + 32,11x2 - 8,06x

+ 2,55 R2 = 0,96

1,82 1,84 1,86 1,88 1,9 1,92 1,94 1,96 1,98 2,02

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

Hình 1.a Quan hệ C- W

Hình 2.a Quan hệ C- W

Hình 1.b Quan hệ tgφ-W

Hình 2.b Quan hệ tgφ-W

Hình 1.c Quan hệ φ- W

Một thỏi mẫu sau lấy vào nhiều dao vòng để tiến hành cắt phẳng, lấy mẫu đất số mẫu có dao vịng đó, cân xác định khối lượng mtn, sấy khô nhiệt độ 1050C xác định khối lượng đất khô m

k,

và lượng nước có mn=mtn-mk, đồng thời xác định

chỉ số dẻo Is độ sệt Ip từ phần đất thỏi

mẫu Với số liệu có được, lượng nước cần đưa vào để mẫu đạt trạng thái dẻo chảy tính tốn theo biểu thức:

( 1)

k tn s p

m m w= −I I +

Theo công thức để đưa mẫu đất trạng thái dẻo có độ sệt Ip=0.5 cần bổ sung vào mơt khối lượng

nước tính theo công thức:

( 0,5 1)

k tn s

m m w= − I +

Và để đưa mẫu đất trạng thái dẻo có độ sệt

Ip=0.75 cần bổ sung vào khối lượng nước tính

theo cơng thức:

( 0,75 1)

k tn s

m m w= − I +

Từ lượng nước cần bổ sung, sử dụng piston tăng áp đưa nước vào đất theo nguyên tắc thấm đạt lượng nước yêu cầu

Theo nguyên lý quy trình đó, thí nghiệm xác định tiêu để lập mối quan hệ tương quan tiến hành phịng thí nghiệm Địa kỹ thuật trường Đại học Kiến Trúc Hà Nội

2.2 Các mối quan hệ độ ẩm đất phong hóa sét bột kết:

Để có số liệu thiết lập mối quan hệ độ ẩm tiến hành thí nghiệm đất sét bột kết phong hóa từ đá trầm tích lục nguyên sét bột kết phần sườn tích deluvi vỏ phong hóa

C- Ip

y = -0,03x2 - 0,16x + 0,40

R2 = 0,72

y = 0,03x3 - 0,06x2 - 0,16x + 0,41

R2 = 0,72

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

-1,00 -0,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00

tgφ- Ip

y = 0,0636x3 - 0,0636x2 - 0,159x + 0,2442

R2 = 0,9293 y = -0,1346x + 0,2335

R2 = 0,8993

0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 0,300 0,350

-1,00 -0,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00

γ- Ip

y = -0,09x2 + 0,08x + 1,95

R2 = 0,51

y = -0,01x3 - 0,07x2 + 0,09x + 1,95

R2 = 0,51

1,82 1,84 1,86 1,88 1,90 1,92 1,94 1,96 1,98 2,00 2,02

-1,00 -0,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00

Hình 5a Quan hệ c-Ip Hình 5.b Quan hệ tgφ-Ip Hình 5C Quan hệ γ-Ip

C- W

y = -39,43x3 + 33,70x2 - 11,01x + 1,43

R2 = 0,98

y = -2,19x + 0,71 R2 = 0,96

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

C- W

y = -0,69x + 0,51 R2 = 0,34

y = -19,782x3 + 16,85x2 -

5,0363x + 0,8506 R2 = 0,3818

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

tgφ- W

y = 90,612x3 - 54,132x2 + 8,3609x - 0,0238

R2 = 0,9022 y = -2,1466x + 0,6399

R2 = 0,8987

0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 0,300 0,350

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

tgφ−w

y = 0,9261x3 + 0,5295x2 -

1,2834x + 0,4606 R2 = 0,7769

y = -0,6791x + 0,3673 R2 = 0,7467

0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 0,300 0,350

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

γ- W

y = -23,45x2 + 10,12x + 0,91

R2 = 0,91

y = 193,53x3 - 144,78x2 + 34,95x -

0,75 R2 = 0,96

1,88 1,9 1,92 1,94 1,96 1,98 2,02

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

γ- W

y = -2,77x2 + 1,61x + 1,74

R2 = 0,47

y = -4,19x3 + 1,07x2 + 0,53x +

1,83 R2 = 0,49

1,82 1,84 1,86 1,88 1,90 1,92 1,94 1,96 1,98 2,00 2,02

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Hình 3.a Quan hệ C- W

Hình 4.a Quan hệ C- W

Hình 3.b Quan hệ tgφ-W

Hình 4.b Quan hệ tgφ-W

Hình 3.c Quan hệ φ- W

Với số lượng 30 mẫu đất có số dẻo khác từ sét, sét pha cát pha thí nghiệm độ ẩm khác nhau, có độ ẩm giới hạn dẻo giới hạn hạn chảy Từ kết thí nghiệm cắt phẳng mẫu độ ẩm xây dựng tập hợp thống kê sau:

Từ tập hợp thống kê, dựa vào hàm thống kê Excel có quan hệ với độ ẩm sau:

- Đối với đất sét (hình 1a, 1b, 1c) - Đối với đất sét pha (hình 2a, 2b, 2c) - Đối với đất cát pha (hình 3a, 3b, 3c) - Cho tất loại đất (hình 4a, 4b, 4c)

Từ quan hệ có nhận xét, riêng cho loại đất sét, sét pha với cát pha mối quan hệ độ ẩm với tiêu có hệ số tương quan n> 0.85 chứng tỏ yếu tố bên tác động vào quan hệ khơng đáng kể quan hệ thể chất hệ phân tán Nhưng không phân biệt loại đất quan hệ độ ẩm với tiêu có hệ số tương quan thấp Điều phù hợp với chất phân tán đất Bởi độ ẩm số dẻo khác đặc trưng kháng cắt khác lượng bề mặt hạt khoáng chúng khác Do để phù hợp với chất hạn chế chia nhỏ tập hợp thống kê thay quan hệ trực tiếp với độ ẩm thông qua đại lượng khác để thiết lập mối quan hệ, đại lượng độ sệt Is đất Kết việc xác lập quan hệ độ sệt với tiêu kháng cắt khối lượng thể tích thể biểu đồ trọng sau: Áp dụng biểu thức xác định hệ số tin cậy student

1

a

t = r n− nhận xét mối quan hệ sau: Giữa mối quan hệ có khác xác suất tin cậy thể qua độ chặt chúng

Có số cặp tương quan, quan hệ bậc cao xác suất tin cậy quan hệ lớn

Quan hệ với độ ẩm với độ sệt quan hệ với độ sệt chặt Sự khác hoàn toàn phù hợp với chất hệ phân tán

Kết luận:

- Sự ổn định sườn dốc theo tăng áp lực khối đất lên tường chắn phụ thuộc vào tăng độ ẩm Vì thế, dự báo độ tin cậy ổn định tường chắn phụ thuộc vào việc dự báo thay đổi tiêu độ bền khối lượng thể tích đất phong hóa sườn dốc Do đó, áp dụng phương pháp thí nghiệm tham khảo các quan hệ xác lập, xây dựng cách tiếp cận để dự báo áp lực đất lên tường chắn

- Đất đá đối tượng có thành phần tính chất biến đổi phức tạp theo khơng gian, phân chia đất đá thành đơn vị thể tích nhỏ đồng nguyên tắc để giải vấn đề bất đồng toán địa kỹ thuật Tuy nhiên, phân chia đất phong hóa sườn dốc theo số dẻo số lượng mẫu n nhỏ đi, ảnh hưởng đến độ tin cậy giá trị thống kê, công việc phức tập Để giải mâu thuẫn, việc phân chia phải dựa chất lý hóa mối quan hệ mục đích yêu cầu toán./

Tài liệu tham khảo

1 V.M Fridland Đất vỏ phong hóa nhiệt đới ẩm, Nhà xuất bản khoa học kỹ thuật (1973).

2 Isik Yilmaz Gypsum/anhydrite - Some Engineering Poblems Bulletin of Engineering Geology and the Environment, Volume 60 Number (2001).

3 John A Franklin, Maurice B DusseaultRock Engineering applications MacGraw –Hill International Edition, Civil Engineering Series (1992).

4 Hasald Crames Phương pháp toán học thống kê, dịch Tiếng Việt, Nhà xuất Khoa học kỹ thuật (1970). 5 E.D Sukina Bản chất lý hóa hệ phân tán tự nhiên

Giải pháp thiết kế, thi công móng

tháp truyền hình Tokyo SkyTree, Nhật Bản

Design and construction solution of Tokyo SkyTree Television Tower foundation, Japan

Nguyễn Hồng Long, Nguyễn Cơng Giang

Tóm tắt

Bài viết cung cấp thông tin tổng quan dự án đầu tư xây dựng tháp truyền hình Tokyo SkyTree, đồng thời tập trung làm rõ giải pháp thiết kế, thi cơng móng tịa tháp Tọa lạc thủ đô Tokyo Nhật Bản, Tokyo SkyTree cao 634 m tòa tháp cao giới Móng tháp được thiết kế theo phương pháp tường vây ngầm trong đất với phần kết cấu chính: Phần tường tạo thành chân móng có kết cấu liên hợp thép – bê tông cốt thép (SRC) bổ sung thêm mấu, chống lên lớp sỏi chặt độ sâu 50 m Phần tường kết nối các chân móng có kết cấu bê tông cốt thép (RC), chống lên lớp sỏi chặt độ sâu 35 m Các cấu kiện tường vây thi công thành đoạn, đoạn tường khớp nối với chốt CWS dạng thép hình lượn sóng Kết cấu đảm bảo bền vững tháp trước tác động gió to và động đất lớn. Từ khóa: Tokyo SkyTree, thiết kế, thi cơng, móng

Abstract

This paper provides an overview of the Tokyo SkyTree television tower project and focuses on the design and construction of the tower foundation Located in Tokyo, Japan, the 634 m high Tokyo SkyTree is the tallest tower in the world today The foundation of the tower is designed according to the method of Continuous subterranbean wall pile foundation with two main structural components: The steel - reinforced concrete (SRC) walls with knuckles which form the foots of the foundation set in the firm gravel layer 50 m beneath the surface and The reinforced concrete (RC) walls which connect foots of the foundation set in the firm gravel layer 35 m beneath The subterranbean walls are constructed in sections which are joined together by corrugated steel type CWS joints This structure ensures the stability of the tower against the impacts of strong winds and large earthquakes.

Keywords: Tokyo SkyTree, design, construction,

foundation

ThS Nguyễn Hoàng Long

VPĐD Hà Nội, Công ty Nikken Sekkei Civil Engineering Ltd

Email: <nhoanglong@gmail.com>

TS Nguyễn Công Giang

Khoa Xây dựng

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

1 Tổng quan dự án tháp truyền hình Tokyo SkyTree

Khai trương từ tháng năm 2012, Tokyo SkyTree - với chiều cao 634 mét - tịa tháp cao giới, đồng thời cơng trình xây dựng cao thứ nhì giới (sau tịa nhà Burj Khalifa Dubai, Các Tiểu vương quốc Ả Rập Thống nhất) Được thiết kế tập đoàn Nikken Sekkei, thi cơng tập đồn Obayashi, nhà thầu thiết bị Panasonic, Hitachi, Toshiba, vv… doanh nghiệp Nhật Bản, tháp truyền hình Tokyo SkyTree minh chứng thuyết phục cho kỹ thuật ưu tú toàn diện ngành kiến trúc - xây dựng Nhật Bản

Năm 2003, Nhật Bản bắt đầu xúc tiến chuyển đổi hình thức thu phát sóng truyền hình từ analog sang kỹ thuật số mặt đất (digital), đài truyền hình quốc gia NHK với đài truyền hình tư nhân Tokyo đưa ý tưởng xây dựng tháp truyền hình cao khoảng 600 m – chiều cao cần thiết để phủ sóng digital cho bán kính 87 km tồn vùng Kanto (bao gồm thủ đô Tokyo tỉnh lân cận) Tháp truyền hình thay cho tháp truyền hình Tokyo cao 333 m bị tòa nhà cao 200 – 300 m khu trung tâm Tokyo cản trở tín hiệu thu phát sóng, đồng thời kỳ vọng trở thành biểu tượng du lịch thành phố Tokyo kỷ 21 Năm 2005 công ty Đường sắt Tobu trở thành chủ đầu tư dự án xây dựng tháp

Tháp SkyTree tọa lạc quận Sumida, nhìn sơng Sumida phía Tây sơng Arakawa phía Đơng, tiếp giáp với sơng Jukken phía Nam, cách mốc ki-lơ-mét số thủ đô Tokyo khoảng km hướng Đông Bắc Khu đất dự án rộng 36.800 m2, thon dài theo phương Đông – Tây, trước vốn

là bãi tập kết hàng đường sắt vận tải hàng hóa Tobu Tháp SkyTree nằm trung tâm khu đất, hai phía Đơng, Tây tháp tổ hợp cơng trình bao gồm tịa nhà khách sạn - văn phòng cao 31 tầng, quần thể nhà hàng, cửa hiệu, khu vui chơi giải trí, rạp chiếu bóng mái vịm, thủy cung, quảng trường khơng gian mở, cơng viên mặt nước sàn cao Toàn tổ hợp cơng trình xây dựng đồng dự án tháp truyền hình Tokyo SkyTree Tobu Bên cạnh chức thu phát sóng, Tokyo Hình 1: Tồn cảnh dự án tháp truyền hình Tokyo SkyTree

SkyTree đồng thời cơng trình du lịch với hai đài ngắm cảnh độ cao 350 m 450 m Hai đài ngắm cảnh có mặt hình trịn để đảm bảo tầm nhìn 360° bao quát xung quanh thành phố Phía đài quan sát bố trí nhà hàng, quán cà phê, quầy bán đồ lưu niệm,… Tổng chi phí xây dựng Tokyo SkyTree vào khoảng 6,5 tỷ yên (590 triệu USD theo tỷ giá nay) Tobu dự kiến thu hồi từ tiền cho đài truyền hình th cột ăng ten phát sóng đỉnh tháp, tiền vé tham quan khách du lịch lợi nhuận từ tổ hợp cơng trình thương mại - dịch vụ - vui chơi giải trí xung quanh tháp

2 Tổng quan kết cấu thân tháp

Khác với dạng chữ bát, chỗi dần phía đế tháp Eiffel hay tháp Tokyo, SkyTree có hình dạng thon gọn từ xuống gần giống cột thẳng Thiết kế giúp giảm diện tích chiếm chỗ mặt đất tháp, phù hợp với quy mô hình dáng thon dài khu đất dự án (chiều dài phương Bắc – Nam khu đất khoảng 60 m) Để đảm bảo tòa tháp 634 m đứng vững với tiết diện đáy không lớn, kiến trúc sư thiết kế đế tháp theo kiểu “kiềng ba chân”, ba chân tháp tạo thành mặt hình tam giác có cạnh dài 68 m (Trong đó, tháp Tokyo cao 333 m có mặt đáy dạng hình vng với chân đế, chiều dài cạnh khoảng 90 m) Mặt khác, để đảm bảo mặt hình trịn cho đài quan sát, mặt cắt ngang SkyTree nắn dần từ hình tam giác phía đáy thành hình trịn phía đỉnh Kết cấu Tokyo SkyTree bao gồm hệ thống ống thép cường lực đan thành khung lưới bao bọc xung quanh

kết nối với lõi bê tơng cốt thép hình trụ thẳng đứng, rỗng ruột, trung tâm Ống thép loại lớn có đường kính ngồi 2,3 m, chiều dày 0,1 m sử dụng để xây chân đế tháp Kết cấu thép tháp có cường độ chịu lực lớn thép thơng thường Thép cột ăng ten phát sóng đỉnh tháp có cường độ lớn kết cấu 630 MPa, gấp đôi cường độ thép thông thường Cường độ cao giúp giảm bớt khối lượng thép, qua giảm diện tích bề mặt chịu tác động tải trọng gió, nâng cao độ bền vững kết cấu Tổng khối lượng khung thép khoảng 36.000 Lõi trung tâm giải pháp chống động đất lấy cảm hứng từ kiến trúc tháp năm tầng chùa cổ Nhật Bản Horyu-ji (thế kỷ 7), To-ji (thế kỷ 8), Daigo-ji (thế kỷ 10), vv… Các tịa tháp năm tầng xây dựng hồn tồn gỗ bị phá hủy bão hay hỏa hoạn, trải qua 1300 năm với nhiều trận đại địa chấn, chưa có tịa tháp bị đổ động đất Các tòa tháp có trụ trung tâm làm từ gỗ lớn cao 10~50 m, xuyên suốt từ mặt đất lên đỉnh tháp Khi xảy động đất, cột trụ đóng vai trị nặng giao động ngược với tòa tháp, triệt tiêu phần rung lắc tháp năm tầng Đối với tháp SkyTree, lõi trung tâm đóng vai trị phịng chứa cầu thang Đồng thời, có động đất, lõi trung tâm kết hợp với đệm cao su đáy lõi giảm chấn dầu xung quanh lõi trở thành hệ thống giảm chấn tương tự tháp năm tầng, giảm bớt tới 50% xung động Có thể nói thiết kế tháp Tokyo SkyTree kết hợp đại truyền thống, công nghệ, vật liệu tiên tiến hàng đầu với tinh hoa kiến trúc cổ Nhật Bản

Hình 2: Kết cấu thân tháp Tokyo SkyTree (nguồn: [3])

3 Giải pháp thiết kế, thi cơng móng tháp

Tải trọng gió tải trọng động đất hai yếu tố ngoại lực quan trọng cần tính tốn thiết kế tháp Do tiết diện đáy khơng lớn so với chiều cao, lần tháp rung lắc gió động đất, lực tác động theo phương thẳng đứng phương ngang vào chân đế tháp lớn Đồng thời, nêu trên, việc sử dụng thép cường độ cao giúp giảm trọng lượng diện tích tiếp xúc với gió, qua nâng cao khả thích ứng với động đất gió kết cấu Tuy nhiên, khối lượng khơng lớn so với chiều cao làm giảm sức chống chọi kết cấu lực đẩy gây gió to động đất lớn Để đảm bảo ổn định tịa tháp, móng tháp cần có kết cấu đủ mạnh để chống lại lực

Nền đất chân tháp từ mặt đất độ sâu 60 m chia thành lớp sau: 1) Lớp đất mặt, 2) Lớp Yurakucho, 3) Lớp sét cổ, 4) Lớp thềm sông cổ, 5) Lớp Tokyo 6) Lớp Kazusa Bên lớp đất mặt lớp Yurakucho có bề dày 25~30 m, bao gồm phần dày khoảng m chủ yếu đất tính cát, rời rạc phần đất tính sét, mềm Đây lớp trầm tích bồi tích hình thành thời kỳ biển tiến, lịng sơng cổ từ kỷ băng hà bị nước biển tràn vào phủ lấp (Lớp Yurakucho có nhiều điểm tương đồng với địa tầng Hải Hưng đất Hà Nội) Tiếp lớp Yurakucho lớp sét cổ có nguồn gốc từ tro núi lửa phân đại Đệ Tứ Các lớp đất yếu, có số búa N thí nghiệm xun tiêu chuẩn chủ yếu nhỏ 10 Do móng tháp đặt lớp sỏi độ sâu 35 m (lớp sỏi hình thành thời kỳ nước biển dâng cao phủ lấp thềm sông cổ) độ sâu 50 m (lớp sỏi địa tầng Tokyo) Đây lớp đất có khả chịu tải tốt với giá trị N nằm khoảng 50~60

Móng tháp thiết kế theo phương pháp tường vây ngầm đất (tường vây đóng vai trị cọc móng) với phần kết cấu chính: Phần tường chân móng có kết cấu liên hợp thép – bê tơng cốt thép (SRC - Steel Reinforced

Concrete) Phần tường nối có kết cấu bê tơng cốt thép (RC - Reinforced Concrete)

Phần kết cấu SRC bao gồm tổ hợp tường vây tạo thành chân móng, cắm sâu xuống đất vị trí tương ứng với chân đế tháp bên Tường dày 1,2 m, gồm nhiều cấu kiện tường có chiều dài khác từ khoảng 3~20 m, chống xuống độ sâu 50 m Tường có tác dụng chịu tải cơng trình chống lại lực đẩy gió to động đất lớn tác động vào tháp Trong kết cấu SRC, bê tông cốt thép bao bọc xung quanh lõi thép Lõi thép gắn kết với kết cấu thép chân đế tháp thành thể thống Nhờ ngoại lực tác động vào thân tháp cao truyền trực tiếp xuống phần móng sâu đất Hơn nữa, độ sâu từ 35 m xuống 50 m, tường vây SRC thiết kế thêm mấu (knuckle) để tăng cường ma sát móng tháp địa tầng sỏi cứng Mỗi chân móng bố trí tổng cộng 40 mấu Khi ngoại lực tác động vào thân tháp theo hướng đẩy móng lên xuống dưới, mấu tì vào phần đất phía phía mấu, chống lại tác động gây chuyển vị móng

Phần kết cấu RC bao gồm tường nối chân móng với thành cấu trúc móng hình tam giác Tường dày 1,2 m, dài khoảng 70 m, chống xuống độ sâu 35 m Tường có tác dụng chịu tải cơng trình ngăn chặn khuyếch đại động đất lớp đất yếu gần mặt đất, qua giảm độ rung lắc tháp xảy động đất

lồng cốt thép dài khoảng 20 m (đối với phần kết cấu RC) lồng cốt thép tích hợp lõi thép bên dài khoảng 40 m (đối với phần kết cấu SRC) lắp trường Khi rãnh đào hoàn tất, khung thép cẩu xuống rãnh ống tremie dùng để đổ bê tông xuống rãnh

Đối với phần tường nối RC, chiều dài tường lên tới khoảng 70 m nên đào toàn lần Tường chia thành 12 đoạn thi công theo đoạn Để ngoại lực tác động theo phương ngang truyền tải nguyên vẹn qua 12 đoạn tường kết cấu thống nhất, mặt tiếp giáp hai đoạn tường liền kề nhau, thép hình lượn sóng gắn vào kết cấu để khớp nối đoạn tường theo phương pháp sử dụng chốt nối CWS (Complete Water Stop joint) Cụ thể, trước đổ bê tơng, nửa thép hình lượn sóng cắm vào vách đoạn tường thi công Khi đổ bê tông, cần che bịt thiết bị chuyên dụng để nửa bên thép không bị phủ lấp bê tông Sau đào đất để thi công đoạn tường tiếp theo, thiết bị che bịt chuyên dụng gỡ ra, lồng thép hạ xuống bê tơng đổ vào, che phủ nốt nửa cịn lại thép Như vậy, nửa thép cắm vào đoạn tường Tấm thép đóng vai trị chốt có tác dụng khớp nối hai đoạn tường lại với

Đối với phần tường chân móng SRC, cấu kiện tường có chiều dài lớn chia thi cơng theo nhiều đoạn Bên cạnh đó, lõi thép tường cố định vào đất xây dựng tường, sau khung thép thân tháp lắp đặt, gắn kết với lõi thép tường SRC Do vậy, cần đảm bảo độ xác khớp nối lõi thép móng với khung thép thân tháp Để đạt điều này, sức chịu tải phận khớp nối thiết kế có độ dơi dư, đủ để gắn kết móng với thân tháp trường hợp tồn lệch lạc nhỏ kết cấu thép hai phận Hơn

nữa, sau cố định toàn lõi thép móng, vị trí lõi thép đo đạc tất sai lệch vị trí thiết kế với vị trí thực tế cập nhật lại vào thiết kế ban đầu khung thép Khung thép thân tháp sau thi cơng theo thiết kế hiệu chỉnh, đảm bảo khớp nối sn sẻ với móng 4 Kết luận

Nhóm tác giả trình bày nét dự án đầu tư xây dựng tháp truyền hình Tokyo SkyTree, Nhật Bản Đồng thời, nhóm tác giả trình bày chi tiết giải pháp thiết kế, thi cơng móng tịa tháp cao giới

Ngày 11 tháng năm 2011, trận động đất lịch sử mạnh độ richter xảy ngồi khơi vùng Đơng Bắc Nhật Bản với hệ sóng thần, hạt nhân gây thiệt hại kỷ lục người cho đất nước Nhật Bản Cách tâm chấn 350 km, khu vực phụ cận tháp Tokyo SkyTree ghi nhận rung chấn với độ địa chấn lớn độ yếu Khi ấy, lõi bê tông chống chấn chưa xây xong, cột ăng ten thu phát sóng nặng 3.000 chuẩn bị cẩu từ độ cao 619 m lên độ cao 625 m chưa cố định vào thân tháp Trong thời gian động đất, đỉnh cột ăng ten dao động với biên độ 4~6 m Tuy nhiên không xảy cố hay thiệt hại tháp, hệ thống cẩu tháp lực lượng nhân làm việc độ cao 600 m Trong đó, trận động đất bẻ cong cột ăng ten đỉnh tháp truyền hình Tokyo Đây minh chứng hùng hồn cho bền vững kết cấu SkyTree

Nhóm tác giả hi vọng qua viết này, kinh nghiệm ngành kiến trúc - xây dựng Nhật Bản thiết kế, thi công tháp truyền hình Tokyo Sky Tree nói chung móng tháp nói riêng giúp ích phần cho bạn sinh viên, kiến trúc sư, kỹ sư xây dựng Việt Nam tham gia thiết kế, thi cơng cơng trình tương tự./

Tài liệu tham khảo

1 Tạp chí điện tử Nikkei Style đường link sau: https://style. nikkei.com/article/DGXBZO32270600V10C11A7W02100/ 2 Ấn phẩm đặc biệt tháng năm 2012 Shinkenchiku “Detail

of TOKYO SKYTREE”, Nhà xuất Shinkenchikusha, 2012 (tiếng Nhật).

3 Trang chủ công ty Nikken Sekkei đường link sau: http://www.nikken.co.jp/ja/skytree/structure/structure_04.php http://www.nikken.jp/ja/archives/history/12_03.html 4 Sato Masahiro, “Kỹ thuật xây dựng Tokyo Sky Tree® Móng

dạng tường có mấu để chống đỡ tịa tháp cao giới”, Hội thảo khoa học lần “Chủ đề: Thành tựu nghiên cứu ứng dụng thực tiễn tiên tiến Kiến trúc, Xây dựng các lĩnh vực có liên quan khác” Viện nghiên cứu Khoa học Công nghệ, Trường đại học Nihon, Tokyo, Nhật Bản, 2010 (tiếng Nhật).

5 Nguyễn Cơng Giang, Nguyễn Hồng Long, Masaaki Katagiri, Kanta Oishi, Takao Sugimoto, Yukihiro Kohata, Nguyễn Quang Long, “Nghiên cứu điều kiện địa chất cơng trình Holocen khu vực trung tâm thành phố Hà Nội”, Hội nghị khoa học “Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội, 45 năm phát triển hội nhập”, 290-300, 2014.

6 Trang chủ công ty Obayashi đường link sau: https://www.obayashi.co.jp/chronicle/technology/c3s1.html https://www.obayashi.co.jp/press/news20031210

7 Takagi Hiroshi, “Xây dựng Tokyo SkyTree Hướng tới chiều cao số giới”, Tạp chí Hội Kỹ thuật Dầu mỏ Nhật Bản, 80, kỳ 4, 260-264, 2015 (tiếng Nhật).

Đánh giá khả hóa lỏng

của đất châu thổ Sông Hồng động đất

phục vụ cho cơng tác thiết kế móng cơng trình

Evaluation of the liquefaction potential of red river delta land by earthquake for foundation design

Trần Thượng Bình

Tóm tắt

Bài báo trình bày chất điều kiện hình thành hóa lỏng đất, phương pháp đánh giá tiềm hóa lỏng, từ bàn luận giải pháp lựa chọn thơng số cho tính tốn móng cơng trình chống động đất châu thổ Sơng Hồng. Từ khóa: Hóa lỏng; động đất

Abstract

This paper presents the nature and conditions of soil formation, methods of assessment for liquefaction potential and discussion about solutions for selection the foundation parameters in calculation of earthquake resistance of foundation in Red River Delta.

Keywords: liquefaction; earthquake

TS Trần Thượng Bình

Khoa Xây dựng,

Trường Đại học Kiến Trúc Hà Nội Email: binhviht@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Đồng châu thổ sơng Hồng thành tạo trầm tích Đệ tứ, trầm tích cát, từ hạt mịn đến thơ phân bố hầu khắp diện tích tồn từ mặt đến độ sâu 30m phân nhịp theo lớp Tại châu thổ, phân bố cát tạo tầng chứa nước Qh Qp phong phú thỏa mãn điều kiện đất rời bão hịa nước để chúng hóa lỏng Tuy nhiên, để chúng hóa lỏng cịn tùy thuộc điều kiện, bao gồm: độ chặt, phân bố thành phần hạt định đến tất chấn động đất nền.Trong đó, chấn động đất nền, không phụ thuộc vào cường động đất đo từ trạm địa chấn mà phụ thuộc chặt chẽ vào mơi trường lan truyền chấn động Trong thời điểm tâm chấn cường độ trần động đất yếu tố bất định khó dự báo, cho dù sai số dự báo thời gian hàng chục năm Vì phụ thuộc vào nhiều yếu tố, đặc biệt yếu tố bất định hậu lớn hóa lỏng đất xảy động đất mà hóa lỏng đất vấn đề quan tâm nhiều lĩnh vực khoa học có nhiều cơng trình nghiên cứu, khoảng vài chục năm trở lại Với cách tiệp cận vấn đề phân biệt nghiên cứu tìm điều kiện thành phần hạt để xảy hóa lỏng, đơn giản E.D Sukina, điều kiện đổi dấu tải trọng tác dụng Gherxevanow nghiên cứu thực tế phức tạp có xét tới độ chặt, thành phần hạt sức cắt động tác dụng kiềm chế hóa lỏng Sibuya, Toky, Iwasaki… Nghiên cứu đánh giá hóa lỏng khu vực châu thổ Sơng Hồng có Phạm Văn Tỵ, Nguyễn Huy Phương Trần Thượng Bình, kết nghiên cứu tổng hợp nhiều phương pháp nghiên cứu phân vùng khả hóa lỏng theo cấp động đất cho vùng Hà Nội, ngồi cịn có nhiều báo cơng trình liên quan cơng bố… Tuy nhiên, hóa lỏng đất động đất phức tạp, kết nghiên cứu chứa đựng yếu tố thực nghiệm, kết nghiên cứu giới tổng kết đất lãnh thổ Việt Nam, cịn Việt nam chưa có điều kiện để kiểm chứng cho việc áp dụng Bởi vậy, đánh giá tiềm hóa lỏng đất động đất phục vụ thiết kế kháng chấn cho cơng trình ln cần có đa chiều để hồn thiện phương pháp áp dụng cho điều kiện Việt Nam

2 Bản chất hóa lỏng phương pháp đánh giá khả hóa lỏng 2.1 Hóa lỏng nhìn từ chất dao động hệ

Cát tập hợp hạt khơng có liên kết, bị chấn động hạt cát dao động Dao động hạt cát theo phương mơ tả phương trình dao động bậc tự có cản chịu tải trọng cưỡng bức:

F(t) = m.a+b.v+C.x (1)

Ở đây:

m.a - lực qn tính, đó: a gia tốc dao động, m khối lượng hạt; b.v - lực cản, với b hệ số cản tỷ lệ với vận tốc dao đông, v vận tốc dao động; C.x - lực đàn hồi, đó: C độ cứng hạt, x biên độ dao động hạt; F(t) - tổng hợp lực tác dụng lên hạt thời điểm khác

chỉ áp lực thấm từ lên lực kéo nửa chu kỳ tác dụng chu kỳ Như vậy, để đưa khối cát gồm tập hợp hạt cát trạng thái bền hay rơi vào thể lỏng phải có tác dụng dịng thấm xảy tượng gọi biến dạng thấm tác dụng động xảy tượng gọi hóa lỏng

Để xảy hóa lỏng, lực pf hay biên độ cực đại chu

kỳ dao động phải đủ lớn để thắng lực quán tính lực cản Trong lực cản sinh công làm tiêu hao lượng kéo theo dao động ln có xu hướng tắt dần Vì thế, thực tế tác dụng động vào đất phổ biến hóa lỏng dẫn đến làm bền cho cát hình thành, trừ cát tồn nước Trong môi trường chất lỏng, lực cản ma sát nhỏ lực quán tính lớn dao động hạt môi trường nước, thời gian bền kéo dài Đặc biệt dao động hạt ngẫu nhiên chi phối quy luật rơi tự Trong hạt nặng rơi xuống hạt nhỏ lên tạo thành dòng thấm sinh áp lực thủy động từ lên mặt thoát làm bền ngày lan phạm vi rộng lớn Như vậy, điều kiện để gây hóa lỏng cho đất cát rời bão hịa tác dụng chu kỳ phải có biên độ đủ lớn tức phụ thuộc vào cường độ chấn động khu vực Trận động đất gây nguồn có cường độ xác định, chuyển động mặt đất khác phụ thuộc vào nhiều yếu tố như, bề dày lớp đất, đặc trưng sóng lớp khoảng cách tới tâm chấn (Boatwright et al, 1991) Vì vậy, thường nghiên cứu khả hóa lỏng động đất với cường độ 6.0, 6.5, 7.0 7.5 độ richter

2.2 Các phương pháp đánh giá khả hóa lỏng

Đánh giá khả hóa lỏng tiếp cận theo phương pháp phân tích định tính tính tốn định lượng Hiện nhiều nước giới áp dụng đánh giá theo số khả hóa lỏng LPI khu vực Trong LPI tính cách lấy tích phân yếu tố hóa lỏng dọc theo chiều sâu cột đất giới hạn Cơ sở đánh giá định lượng thường dựa vào kết thí nghiệm SPT CPT với nội dung chung xác định:

- Chỉ số ứng suất chu kỳ (CSR) đặc trưng cho khả gây hóa lỏng động đất;

- Chỉ số kháng chu kỳ CRR đặc trưng cho kiềm chế hóa lỏng đất nền;

- Hệ số an toàn Fc;

- Chỉ số khả hóa lỏng (LPI)

Dựa kết thí nghiệm SPT thơng số xác định sau:

+ Ứng suất kháng chu kỳ theo Seed Idriss (1967):

max 0.65 vo d ov a CSR r g σ σ = ′ (1) Ở đây:

- (amax /g): tỷ số gia tốc cực đại với gia tốc trọng trường;

- σvo: ứng suất tổng theo phương đứng;

- σ’vo: ứng suất hiệu theo phương đứng;

- rd: yếu tố giảm ứng suất, lấy theo độ sâu (m):

( ) ( )

( ) ( )

( ) ( )

d w

r exp z z M

z 1.012 1.126sin z /11.73 5.133 z 0.106 0.118sin z /11.28 5.142

α β α β =  +  = − − + = + + (2)

mặt đất MSF cho Mw <7.5 xác định theo biểu thức sau:

6.9exp( ) 0.058 1.8 4w

M

MSF= − − ≤

(3)

Kσ - yếu tố hiệu chỉnh tải, xác định theo biểu

thức: ( ) ( ) 60 60 1 1 ln 1.0;

1.89 2.5507 ( )

v a m N E B R S

K C C

p N

N N C C C C C

σ σ σ σ   = −  ≤ = −   = với: (4)

- Pa: áp suất khí Pa = 0.1MPa;

- CN, CE, CB, CR CS hệ số: Lấy xấp xỉ CS = 1.1,

CB = 1.0, CE = 0.6; CR tra theo theo bảng 1; CN xác định theo

công thức sau:

1 60 1.7; 0.784 0.0768 ( )

a N V P C N α α σ   =  ≤ = −

  (5)

Bảng 1: Bảng tra hệ số CR theo d (d đường kính lỗ khoan SPT)

d (m) CR

< 0.75

3–4 0.8

4–6 0.85

6–10 0.95

10–30 1.0

+ Xác định số kháng chu kỳ CRR:

Idriss Boulanger (2006) đưa biểu thức xác định giá trị CRR:

( ) ( ) ( ) ( )

2

1 60 60 60 60

1 60 60 60

2

1 60

( ) ( ) ( ) ( ) 2.8

14.1 126 23.6 25.4

9.7 15.7 exp 1.63

0.1 0.1

cs cs cs cs cs

N N N N

CRR EXP

N N D N

N Fc Fc         =  +  +  +  −            = +     ∆ =  + −   +  +    (6)

Trong Fc hệ số ảnh hưởng hàm lượng hạt bụi tra bảng

theo (N1)60, CSRMW=7.5,σv=1kPa hàm lượng hạt bụi

+ Xác định hệ số an toàn Fs:

Fs hệ số an toàn chống lại khả hóa lỏng, thường dùng đánh giá khả hóa lỏng:

( ) w 7.5

7.5; ( )MwM v

CRR Fs MSF CSR σ = ′ = = = (7)

Cả hai CSR CRR biến đổi theo chiều sâu, khả hóa lỏng đánh giá độ sâu tương ứng

+ Chỉ số khả hóa lỏng (LPI):

Chỉ số khả hóa lỏng đề xuất Iwasaki cộng (1978, 1982) xác định sau:

20

( ) ( )

LPI=∫F z w z dz

Trong đó: F (z) = − FS cho FS < 1.0 F (z) = cho FS ≥ 1.0

w(z) = 10 − 0.5z cho z < 20m w(z) = cho z > 20m

Theo Sonmez (2003) phân loại mức độ nguy cho địa điểm theo tiêu chuẩn:

LPI = 0; < LPI < 2; < LPI < 5;5 < LPI < 15 LPI > 15, tương ứng khả hóa lỏng là: khơng có, thấp, thấp, trung bình, cao cao

+ Nhận xét phương pháp đánh giá:

- Chỉ số ứng suất chu kỳ CSR, ngồi giá trị SPT cịn phụ thuộc vào tỷ số ứng suất tổng với ứng suất hiệu liên quan đến việc xác định mục nước ngầm tầng chứa nước

- Gia tốc cực đại amax trận động đất có cường

độ xác định, khu vực khác vùng lan truyền chấn động, gia tốc amax khác

3 Một số vấn đề đánh giá khả hóa lỏng đất nền châu thổ sông Hồng

3.1 Sơ khả hóa lỏng đất châu thổ sơng Hồng

Theo tài liệu địa chất tỷ lệ 1:200.000 đồng Bắc Bộ, phủ bề mặt khu vực châu thổ thành tạo trầm tích Đệ tứ hình thành qua chu kỳ với nhiều tam giác châu chồng lấn có bề dày biến đổi theo hướng Tây Bắc - Đông Nam từ 10-20m đỉnh đến 80-100m đáy tam giác châu lớn Đệ tứ tam giác châu thổ sông Hồng hình thành với thành tạo theo thứ tự từ lên sau: - Cuội sỏi hệ tầng Hà Nội có giá trị trung bình SPT (N) > 100;

- Cát hạt thô hạt trung hệ tầng Vĩnh Phúc có giá trị trung bình SPT (N) = 30-45;

- Sét, sét pha loang lổ hệ tầng Vĩnh Phúc có giá trị trung bình SPT ( N) = 10-15;

- Bùn, đất hữu hệ thần Hải Hưng có giá trị trung bình SPT (N) = 1-3;

- Sét xám xanh dẻo mềm hệ tầng Hải Hưng có giá trị trung bình SPT (N) = 5-8;

- Sét chảy bùn hệ tầng Thái bình có giá trị trung bình SPT (N) = 2-6;

- Cát mịn cát bụi hệ tầng Thái Bình có giá trị trung bình SPT (N) = 10-25;

- Sét nâu hồng hệ tầng Thái Bình có giá trị trung bình SPT (N) = 7-12

Trong đó:

- Cuội sỏi cát hệ tầng Vĩnh Phúc tầng chứa nước có diện phân bố rộng với tổng chiều dày trung bình 40m nước tầng tồn trạng thái có áp

Nhiều nơi mực áp lực cao cao trình đáy lớp cát mịn hệ tầng Thái Bình Đặc biệt cát hệ tầng Vĩnh Phúc có khơng thấu kính cuội sỏi

- Sét, sét pha hệ tầng Vĩnh Phúc, bùn, đất hữu sét xám xanh hệ tầng Hải Hưng có tổng chiều dày khoảng 15-30m không chỗ dày vài mét Các thành phần tạo thành đáy cách nước cho tầng cát mịn nằm đóng vai trị hạn chế khả hóa lỏng lớp cát mịn - Cát mịn cát bụi hệ tầng Thái Bình phân bố rải rác tập trung phần đáy tam giác châu tầng chứa nước có thành phần hạt trạng thái bão hịa dễ bị hóa lỏng

- Sét, sét pha nâu hồng hệ tầng Thái Bình phân bố bề mặt trạng thái nửa cứng dẻo cứng, với tầng chứa nước đất lấp tải trọng công trình có tác dụng kiềm chế hóa lỏng cho tầng, tầng cát mịn cát bụi Theo tài liệu địa chất khu vực, nơi có lớp sét mỏng lớp cát mịn dày thuộc vùng phía Nam Hà Nội kéo dài từ Văn Điển đến Phú Xuyên, Đồng Văn, Phủ Lý, Nam Định Thái Bình Tại mặt cắt điển hình, sử dụng phương pháp đánh giá khả hóa lỏng theo kết thí nghiệm SPT đánh giá mức độ nguy hóa lỏng theo bảng

Nhận xét: cấp động đất, kết có

khác nguy hai tầng theo xu hướng giảm dần 3.2 Bàn luận khả hóa lỏng đồng châu thổ Sông Hồng động đất

+ Độ tăng thêm cường độ đất khu vực đất Hà Nội:

Tùy thuộc vào đặc điểm thành phần cấu trúc đất đá nằm đá móng mà cường độ động đất bề mặt tăng lên hay giảm so với số liệu ghi động đất trạm địa chấn Số gia cường độ tính theo cơng thức S.V.Medvedev:

2

0.04 1.67lg pg g h ;

p pi i

V E

B e V

V

γ

γ γ

−

∆ = + =

(9) Trong đó:

- Vpg, γg: vận tốc sóng dọc tỷ trọng granit;

- Vpi, γi: vận tốc sóng dọc tỷ trọng cần xác định

độ tăng thêm;

- ΔB: số gia để đánh giá độ mạnh động đất thực tế Để thấy tăng thêm cường độ động đất, đánh giá sơ dựa cấu trúc móng thành tạo trầm tích Đệ tứ, cấu trúc địa hào đứt gẫy sâu sông Hồng lấp đầy trầm tích Neogen đá cát, bột, sét kết chứa than Khi động đất xảy ra, nguồn chấn động xem bề mặt đá móng lan truyền đá Neogen lớp phủ trầm tích Căn vào giá trị trung bình mơ đun đàn hồi khối lương thể tích đá móng cát bột kết neogen lớp phủ trầm tích, kết tính vận

Bảng 2: Kết đánh giá khả hóa lỏng

Tầng cát mịn

Độ Richter 6.5 7.5

LPI = 6w(z).F.H 4.9 5.4 12.2 17.3

Nguy hóa lỏng Thấp Trung bình Cao Nghiêm trọng

Tầng cát thơ

Độ Richter 6.5 7.5

LPI = 6w(z).F.H 0.5 1.5

tốc sóng dọc, thể bảng Với số liệu đó, cường độ động đất thực tế tăng thêm 1.32 độ richter so với kết đo đá móng Granit

Như vậy, việc xem xét khả hóa lỏng khu vực châu thổ khơng thể bỏ qua tăng cường độ động đất khu vực Với trận động đất nhỏ khu vực đồng Bắc Bộ ghi lại năm gần có cường độ cao 3.8 Richter cường động đất khu vực lớn độ Richter có nhiều khả xảy tương lai

Bảng 3: Giá trị thông số động học đất nền

Granit 5.6 km/s 2.7T/m3

Cát kết km/s 3.0T/m3

Đất trềm tích 1,1 km/s 2.7T/m3

+ Sự khác biệt phân bố hạt theo đường kính hình dạng

Cùng với gia tăng cường độ động đất khu vực cịn có số điểm liên quan đến tăng nguy hóa lỏng không xem xét biểu thức tính tốn khả hóa lỏng, là:

- Sự phân bố hạt có kích thước hình dạng khác nhau: đáng ý có mặt cuội sỏi lớp cát hệ tầng Vĩnh Phúc, thấu kính vảy mica lớp cát mịn Khi chấn động xuất rơi tự tạo thành dòng thấm ngược thúc đẩy hóa lỏng phát triển

- Sự có mặt tầng chứa nước có áp: động đất mà tầng cách nước ổn định dịng thấm từ tầng chứa nước bên chảy ngược lên làm lớp đất bên bền diện rộng thúc đẩy phát triển hóa lỏng

Như vậy, nguy hóa lỏng đất động đất khu vực xảy với động đất cấp theo thang MSK tương đương độ Richter Trong động đất châu thổ khuếch đại lớn cấp theo thang MSK khơng có đảm bảo khơng xảy hóa lỏng khu vực tương lai

4 Kết luận kiến nghị Kết luận

Những đánh giá sơ khả hóa lỏng cho thấy nguy hóa lỏng khu vực châu thổ sơng Hồng xảy

với động đất độ richter vị trí khu vực phía Nam, cường độ thấp không xảy hóa lỏng Do đó, xác định móng cho cơng trình chống động đất phải xem xét từ động đất cấp theo thang MSK, vùng khác châu thổ nâng mức độ xem xét lên cấp Kiến nghị giải pháp móng

- Giải pháp móng nơng vùng có khả hóa lỏng nên ưu tiên lựa chọn móng có trọng lượng lớn tương đối so với trọng lượng thân nên chơn sâu để kiềm chế hóa lỏng đáy móng giảm thiểu lún lệch có hóa lỏng

- Móng sâu: Tính tốn giá trị Fc theo chiều sâu để xác định chiều sâu có khả hóa lỏng để làm có sở xem xét thành phần ma sát sức tải theo đất cọc, ưu tiên lựa chọn cọc dài để mũi cọc đặt độ sâu hóa lỏng./

Tài liệu tham khảo

1 Boatwright, J., Seekins, L., Fumal, T E., Liu, H P., and Mueller, C S., Ground motion amplification in the Marina district, Bull Seism Soc Am, 81, 1980–1997, 1991. 2 Idriss, I M and Boulanger, R W., Semi-empirical procedures

for evaluating liquefaction potential during earthquakes, Soil Dynam Earthq Eng., 26, 115–130, 2006.

3 Ishihara, K., Stability of natural deposits during earthquakes, Proceedings of 11th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, San Francisco, CA, 1, 321–376, 1985

4 Iwasaki, T., Tokida, K., Tatsuko, F., and Yasuda, S., A practical method for assessing soil liquefaction potential based on case studies at various sites in Japan, Proceedings of 2nd International Conference on Microzonation, San Francisco, 885–896, 1978

5 Iwasaki, T., Tokida, K., Tatsuoka, F., Watanabe, S., Yasuda, S., and Sato, H., Microzonation for soil liquefaction potential using simplified methods, Proceedings of 2nd International Conference on Microzonation, Seattle, 1319–1330, 1982 6 Nguyễn Huy Phương, Trần Thương Bình, Chuyên đề phân

Lựa chọn mô hình đất tính tốn móng cọc chịu ảnh ưởng tượng hóa lỏng

The choice of foundation model when calculating the pile foundation which is influenced by the liquefaction phenomena

Vương Văn Thành, Hồng Ngọc Phong

Tóm tắt

Bài báo đề cập ảnh hưởng tượng hóa lỏng đến làm việc móng cọc Cụ thể hậu hóa lỏng khi động đất, số phương pháp đánh giá khả hóa lỏng chế phá hủy của cọc đơn nhóm cọc hóa lỏng Từ đề xuất lựa chọn mơ hình đất nền tính tốn móng cọc chịu ảnh hưởng tượng hóa lỏng. Từ khóa: Hóa lỏng, móng cọc

Abstract

This paper discusses the impact of liquefaction to the working of the pile foundation In particular, the consequences of liquefying in the earthquake, several methods of assessing liquidity and destruction mechanism of single pile and pile group when liquefied After that proposes the choice of foundation model when calculating the pile foundation which is influenced by the liquefaction phenomena.

Keywords: Liquefaction, pile foundation

PGS.TS Vương Văn Thành

Khoa Xây dựng

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

ThS Hoàng Ngọc Phong

Khoa Xây dựng

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

1 Khái niệm hóa lỏng ảnh hưởng hóa lỏng tới móng cọc

Sự hóa lỏng xuất cấu trúc cát rời, bão hòa nước bị phá vỡ tải trọng đột ngột tác dụng Vì kết cấu hạt đất bị phá vỡ, hạt đất rời dịch chuyển để tạo nên trạng thái chặt Tuy nhiên, trọng trận động đất khơng có đủ thời gian cho nước lỗ rỗng ngồi cản trở hạt đất di chuyển gần lại Kèm theo gia tăng áp lực nước, dẫn tới giảm áp lực tiếp xúc hạt đất nên lớp đất bị giảm cường độ Khi đó, đất có cường độ bé coi lỏng khối nên chúng có tên “Hóa lỏng”

Khi tượng hóa lỏng xảy làm ảnh hưởng trực tiếp tới ma sát thành cọc làm gãy cọc Điều ta thấy báo cáo nghiên cứu móng cọc trận động đất Niigata 1964, cụ thể:

Tòa nhà NHK tầng trận động đất Niigata 1964: Xây dựng cọc bê tông cốt thép, cọc có đường kính 350 mm dài 11-12 m (Hình 1) Sau trận động đất, 74 cọc nghiên cứu họ thấy tất cọc bị hư hại tương tự Các cọc bị hỏng hai vị trí, 2,5-3,5 m từ đầu cọc 2,0 đến 3,0 m từ đáy cọc thể hình Vị trí mực nước ngầm 1,7 m mặt đất Từ báo cáo điều tra đất, lớp hóa lỏng 11m đầu Do chiều dài cọc đất hóa lỏng 9.3m

Tịa nhà NFCH trận động đất Niigata 1964: Nghiên cứu trường hợp mô tả phá hoại tòa nhà bốn tầng xây dựng cọc bê tơng rỗng Các cọc có đường kính 350 mm độ dày 75mm (Hình 2) Sau trận động đất tòa nhà nghiêng độ Cọc kéo dài 0,5m lớp khơng hố lỏng giả định phía khớp Từ hình ta quan sát thấy mực nước 1,5 m mặt đất cọc qua 7m lớp đất bị hóa lỏng Phần đầu cọc nằm 0,5 m đất khơng hóa lỏng

2 Một số phương pháp đánh giá khả hóa lỏng

Việc khẳng định khả hóa lỏng loại đất bao gồm ba bước công việc sau: (i) Đánh giá ứng suất cắt biến đổi động đất gây độ sâu khác nhau; (ii) Xác định sức kháng mơi trường với q trình hóa lỏng điểm khác nhau; (iii) So sánh hai kết nêu

2.1 Phương pháp đơn giản xác định chu kỳ tương đương

Trên sở số trường hợp cụ thể, Seed Idriss [1] kiến nghị phương pháp đơn giản để xác định biên độ chu kỳ tương đương:

- Với đất khơng sâu q 10 đến 15m ứng suất cắt cực đại τmax đạt

trong trình động đất độ sâu h, xem hàm số h gia tốc cực đại bề mặt amax thể qua biểu thức:

τmax = γ( h / g).a rmax d (1)

Trong đó:

γ - trọng lượng riêng đất, kN/m3

h - độ sâu, m; g – gia tốc trọng trường, m/s2

rd - hàm số phụ thuộc (h) biến dạng mơi trường, xác định theo bảng

Bảng 1: Giá trị trung bình hàm rd [1]

h(m) 10 12 14 16

rd 0,98 0,96 0,93 0,89 0,86 0,84 0,82 0,79

τ =eq 0,65.( h / g).a rγ max d (2)

2.2 Phương pháp kinh nghiệm đánh giá khả hóa lỏng

Nguyên lý phương pháp thành lập tương quan sức kháng, chống lại khả hóa lỏng loại đất, với thơng số đất nền, xác định dễ dàng sức kháng SPT

Giá trị N thể độ chặt Dr áp lực cột đất hữu hiệu σ’v

M - độ lớn động đất dự báo τeq tính theo phương pháp đơn giản

Từ hình ta thấy đất có sức kháng N30 lớn xảy hóa lỏng; đất gần mặt đất tự nhiên(σ’v nhỏ) khả

xảy hóa lỏng cao

2.3 Phương pháp đánh giá khả hóa lỏng theo TCVN9386-2012[2] Đối với thí nghiệm SPT, giá trị đo N30 phải chuẩn hóa với

ứng suất hữu hiệu biểu kiến thân đất (N60) 100kPa với

tỷ số lượng va đập lượng rơi tự lý thuyết 0,6 Với độ sâu nhỏ m, giá trị đo N30 phải giảm 25%

Nguy hóa lỏng bỏ qua α.S<0,15 điều kiện sau phải đảm bảo:

Cát có hàm lượng hạt sét lớn 20% với số dẻo PI >10 ; Cát có hàm lượng hạt bụi lớn 35% số búa SPT sau chuẩn hóa với ảnh hưởng áp lực thân đất với tỷ số lượng N60>20;

Cát sạch, với số búa SPT sau chuẩn hóa với áp lực thân đất với tỷ số lượng N60>30

Đánh giá nguy hóa lỏng đất

Độ an tồn chống hóa lỏng FL xác định theo tỷ số:

L =

R F

L (3)

Trong đó: FL: sức kháng hoá lỏng; L: tỷ ứng suất cắt trình

động đất; R: tỷ sức kháng cắt động

- τcy ứng suất cắt cần thiết để làm hóa lỏng đất trường

trong số lần lặp tương ứng với biên độ động đất tham chiếu; giá trị τcy/ σ’v0 lấy cách tra hình

Trong σ’v0 ứng suất thân lớp đất xét

3 Cơ chế phá hủy cọc hóa lỏng

Các nghiên cứu chế phá hủy cọc hóa lỏng cọc bị phá hủy với chế giống Trong hình 5, cọc đơn chịu tải trọng dọc trục lớn từ kết cấu lớn nằm đất cát bão hịa nước, có khả bị hóa lỏng, lớp đất nằm lớp đá Khi xảy động đất, ứng suất hữu hiệu đất cát giảm áp lực nước lỗ rỗng tăng Trong tình này, cọc đơn bị gãy chiều dài làm việc cọc không đủ độ cứng cọc bê tơng cốt thép lớn nên khơng có tính linh hoạt chịu tác động hóa lỏng Ở đây, khu vực mà cọc bị gãy vị trí tiếp xúc lớp cát lớp đá Điều hợp lý với phân tích phía

Trong hình 6, cọc đơn có xu hướng nghiêng đất bị hóa lỏng Nó chịu tải trọng dọc trục tương đối lớn mũi cọc ngàm vào đá Sau trận động đất, lớp cát di chuyển từ trái qua phải hình 6a, cọc đơn bị gãy

Một loại phá hỏng nghiêm trọng mà có lớp đất khơng hóa lỏng nằm lớp đất hóa lỏng Lớp đất khơng bị hóa lỏng di chuyển nhanh sang ngang, kèm với hình thành màng mỏng nước ranh giới hai lớp đất Đặc biệt lớp đất khơng bị hóa lỏng có tính thấm lớp đất bị hóa lỏng Cọc phải chịu tải trọng bị động lớn từ lớp đất khơng hóa lỏng Trong trường hợp này, cọc phải chịu thêm tải trọng P-δ, dịch chuyển khác lớp đất Mặc dù hình dạng phá hủy cuối cọc nhìn thấy giống với

Hình 1: Cọc tịa nhà NHK

Hình 2: Cọc tòa nhà NFCH

Khi cọc nằm nhiều lớp đất với lớp từ xuống lớp đất khơng hóa lỏng- lớp đất bị hóa lỏng cuối lớp cát chặt sét cứng khơng hóa lỏng Mũi cọc đặt vào lớp đất cát chặt để truyền tải dọc trục đất bị hóa lỏng, cọc bị trượt sâu vào lớp cát chặt Cũng có cọc bị uốn lớp đất khơng bị hóa lỏng bên gây Tuy nhiên, cọc phải chịu đồng thời phá hoại trên hình

4 Mơ hình móng cọc hóa lỏng 4.1 Mơ hình đàn hồi tuyến tính

Mơ hình đàn hồi tuyến tính mơ hình tn theo định luật Hook đàn hồi tuyến tính đẳng hướng Hạn chế mơ hình không mô ứng xử đất giai đoạn chảy dẻo nên mơ hình thường sử dụng chủ yếu mô

phỏng khối kết cấu cứng đất 4.2 Mơ hình Mohr-Coulomb (M-C)

Mơ hình M-C mơ hình dùng để tính toán gần ứng xử giai đoạn đầu đất Đây mơ hình đàn hồi dẻo dựa sở định luật Hook kết hợp với tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb Trong mơ hình này, mối quan hệ ứng suất biến dạng phân tích thành hai phần: phần đàn hồi phần dẻo Tuy nhiên tải trọng tăng lên bắt đầu xuất vùng biến dạng dẻo, ứng suất đạt trạng thái cân giới hạn Quan hệ ứng suất tải trọng khơng cịn tuyến tính mà quan hệ phi tuyến Trong mơ hình M-C mơ tả đất trạng thái đàn hồi, kết thúc trạng thái đàn hồi chuyển ln sang trạng thái phá hoại (hình 8)

Hình 4: Quan hệ tỷ số ứng suất gây hóa lỏng N60 cho cát cát bụi động đất Ms =7,5 [3]

Hình 8: Đồ thị quan hệ giữ ε1 q thí nghiệm

CU [4]

Hình 9: Đồ thị quan hệ giữ ε1 σ1 thí nghiệm

nén trục [4]

Hình 7: Sự phá hủy cọc đơn đất bị hóa lỏng [3]

Hình 5: Mơ hình cọc đơn bị phá hủy động đất [3]

Hình 6: Tải trọng tác dụng vào cọc đơn động đất [3]

Một số vấn đề tồn xây dựng phần ngầm nhà cao tầng Hà Nội

Some issues in construction of high-rise building underground in Hanoi

Nguyễn Ngọc Thanh

Tóm tắt

Bài báo tập trung luận bàn, tìm hiểu một số vấn đề tồn xây dựng phần ngầm nhà cao tầng để từ sơ tìm hiểu, phân tích ngun nhân, tìm cách khắc phục nâng cao chất lượng cho cơng trình.

Từ khóa: Phần ngầm, nhà cao tầng, vấn đề tồn

tại, xây dựng.

Abstract

The paper presents some issues in the underground construction of high-rise buildings Thereof, preliminary investigation, cause analysis, solving way were proposed for enhancement of structure quality. Keywords: Underground section, high-rise

buildings, issue, construction.

TS Nguyễn Ngọc Thanh

Khoa Xây dựng

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

1 Đặt vấn đề

Trong khoảng 20 năm gần đây, cơng trình nhà cao tầng triển khai xây dựng không ngừng Hà Nội Số lượng tầng hầm cơng trình thường thiết kế phổ biến từ tới tầng hầm, lớn lên tới tầng hầm Trong tương lai, dự kiến công trình xây dựng Hà Nội có u cầu bắt buộc số lượng diện tích hầm tối thiểu tùy thuộc loại cơng trình Mặt khác bên cạnh thành công bước đầu việc xây dựng thời gian vừa qua, ta thấy tồn nhiều vấn đề bất cập xây dựng phần ngầm dẫn đến nảy sinh vấn đề khơng mong muốn chí nguyên nhân gây cố đáng tiếc Những vấn đề tồn báo giới thiệu, phân tích đánh giá từ khâu khảo sát, thiết kế, thi công tới việc sử dụng từ để có phương hướng, biện pháp để hạn chế rủi ro cố gặp phải xây dựng phần ngầm cơng trình cao tầng

2 Một số vấn đề tồn xây dựng phần ngầm nhà cao tầng Hà Nội 2.1 Những cố nghiêm trọng

Những cố nghiêm trọng xây dựng phần ngầm mà ta liệt kê như: - Một phận phần ngầm toàn phần ngầm bị phá hoại, ổn định kết cấu móng nền, kết cấu tường vách hay sàn tầng hầm bị hư hại, ổn định

- Có sai sót biện pháp thi cơng cơng trình ngầm gây sụp đổ q trình đổ bê tơng chống đỡ khơng đảm bảo, lắp dựng kết cấu thép không đồng gây sụp đổ, neo giữ không đảm bảo bị tuột, bị đứt, panel tường vây bị xô lệch, mối nối không đảm bảo, đổ cẩu làm hư hỏng cơng trình

- Các vấn đề liên quan đến thương vong người (ngã cao, đổ tường, sạt lở, vùi lấp, sập hầm…)

- Các vấn đề làm làm sập, hư hỏng cơng trình liền kề, lân cận 2.2 Các vấn đề tồn ảnh hưởng đến chất lượng phần ngầm

Từ thống kê vấn đề tồn ảnh hưởng đến chất lượng phần ngầm trình xây dựng Hà Nội ta liệt kê sau:

- Các vấn đề biến dạng, chuyển vị mức: Nền móng, tường tầng hầm bị lún lớn, kết cấu tường, kết cấu móng, sàn, dầm tầng hầm bị nghiêng, vặn, võng khơng thể sử dụng bình thường, tường bị nghiêng mức quy định phí sửa chữa Nền nhà bị biến dạng lún sụt, ổn định, mái dốc nhân tạo bị sạt, ổn định

- Các vấn đề liên quan đến khả chịu tải kết cấu phần ngầm: nguyên nhân bên kết cấu (do tính tốn thiếu, thi cơng đặt thiếu thép, mối nối không …) sử dụng vượt tải (thiếu tải tính tốn, tải thi cơng, tải tải xe cứu hỏa, tải động đất, chấn động ), tính tốn thiếu chưa kể tới ảnh hưởng nước ngầm, nước có áp, khơng tính tốn tới yếu tố ăn mịn theo thời gian, khơng tính đến vấn đề từ biến mỏi trình sử dụng

- Các vấn đề sai lệch vị trí: Cọc, móng, tường tầng hầm, cột vách, đường dốc sai lệch vị trí, sai sót hướng, sai lệch vị trí lớn kết cấu phần ngầm chi tiết đặt sẵn phải sửa chữa thay

- Các vấn đề công sử dụng không đáp ứng yêu cầu sử dụng: chiều cao hầm thấp, gây khó khăn sử dụng khơng sử dụng cách bình thường được, độ dốc đường dốc lớn khiến việc sử dụng không bình thường Tồn tượng thấm dột, cách âm, cách nhiệt, q trình thi cơng khơng đạt u cầu Các yêu cầu thẩm mỹ không đáp ứng yêu cầu gây phản cảm phải sửa chữa thay để nâng cao công sử dụng

- Các vấn đề liên quan đến việc xuất vết nứt tường tầng hầm, nứt dầm sàn tầng hầm, nứt cho khối xây, nứt khối bê tông lớn, nứt sàn đáy, Tài liệu tham khảo

1 Vương Văn Thành nnk Tính tốn thực hành móng cơng trình, NXB Xây Dựng, Hà Nội, 3/2012. 2 Nguyễn Đức Nguôn Cơ sở

thiết kế thi cơng cơng trình ngầm đô thị, NXB Xây dựng, Hà Nội, 1/2013.

- Các vấn đề liên quan vật liệu thi công không đảm bảo yêu cầu kỹ thuật: bê tông cốt thép không đảm bảo yêu cầu kỹ thuật, sai chủng loại thép bê tơng, bê tơng bị rỗ, vị trí cốt thép, khoảng cách lớp bảo vệ không đảm bảo yêu cầu thiết kế tiêu chuẩn kỹ thuật hành, vật liệu thi công không phù hợp với môi trường xung quanh cơng trình cơng trình gần biển bê tơng khơng có khả chống xâm thực

- Các vấn đề liên quan đến ảnh hưởng thi cơng cơng trình tới cơng trình liền kề, lân cận (lún, nứt, phá hoại, sụp đổ …)

- Các vấn đề sử dụng, khai thác khơng thiết kế, sai cơng năng, khơng có biện pháp bảo trì, bảo dưỡng phù hợp

3 Một số nguyên nhân dẫn đến tồn xây dựng phần ngầm Hà Nội

3.1 Khảo sát thiết kế

Công tác khảo sát thiết kế chưa cụ thể rõ ràng tương xứng với việc xây dựng phần ngầm bao gồm công tác lập đề cương khảo sát thường, nhiệm vụ khảo sát khơng khác so với cơng trình xây dựng thông thường, chưa trọng đến thông số liên quan đến trình đào đất (dỡ tải) xét đến yếu tố nở hông, chưa làm rõ ứng xử đất tương xứng với giai đoạn thi cơng sử dụng khai thác, nói khác chưa làm rõ chế thí nghiệm khác cụ thể thí nghiệm khơng cố kết khơng nước, cố kết khơng nước, cố kết nước

Việc khảo sát thí nghiệm trường chưa có hiệu chỉnh cần thiết để kể tới độ sâu đất, yếu tố liên quan đến cong vênh

Các yêu cầu khảo sát nước đất chưa trọng mức, công tác khoan khảo sát thường thực thời gian năm, nên thường chưa làm rõ mực nước đất cao nhất, thấp mực nước tính tốn Các thí nghiệm để xác định hệ số thấm đất chưa trọng mức Trong đó, yếu tố mực nước đất Hà Nội tương đối phức tạp biến thiên theo thời điểm cụ thể năm

Ngồi mật độ, khoảng cách vị trí khoan khảo sát bất cập chưa xét hết yếu tố bất lợi địa tầng khu vực xây dựng

Còn thiếu yếu đánh giá khảo sát cơng trình lân cận, chưa có xem xét ảnh hưởng cơng trình lân cận, liền kề tới cơng trình ngược lại Trong đó, Hà Nội lại nơi mà cơng trình xây chen, liền kề, mật độ xây dựng lớn, việc xây dựng cơng trình thường có ảnh hưởng khơng nhỏ tới cơng trình lân cận

3.2 Thiết kế

Việc thiết kế phần ngầm cho cơng trình nhà cao tầng chủ yếu kỹ sư xây dựng thiết kế mà kỹ sư chuyên ngành địa kỹ thuật có hạn chế định việc đánh giá yếu tố địa kỹ thuật tốn móng phần ngầm nói chung Ta kể tới lỗi thiết kế:

- Chưa làm rõ trụ địa tầng đất phục vụ lựa chọn giải pháp cho trường hợp tính tốn kiểm tra

- Chưa kể tới tính tốn thiếu ảnh hưởng cơng trình lân cận, cơng trình liền kể, cơng trình ngầm lân

cận, phụ tải (của cơng trình lân cận tải trọng cứu hỏa )

- Bỏ qua cơng tác tính lún kiểm tra lún, lún lệch lún lệch tương đối (hoặc dự tính sai)

- Đánh giá sai sức chịu tải cọc, đất: đưa dự báo sức chịu tải cọc sai, thử tải vị trí yêu cầu đạt vị trí khác khơng đạt u cầu, chưa xét tới yếu tố bất lợi địa tầng gặp phải gặp thấu kính bùn, túi khí hay biến thiên khơng đồng địa tầng dẫn đến khả mũi cọc nằm lớp đất yếu, yếu tố chất lượng thi công chưa đáp ứng yêu cầu kỹ thuật người thiết kế Tính tốn thiếu phần kháng chấn cho cọc, phần ngầm (hoặc tính sai) Bố trí thép cọc thép dọc thân cọc nhiều sai sót chưa ý tới phân bố ứng suất thân cọc biểu đồ lực dọc cọc Sai sót tính tốn phản lực đầu cọc kiểm tra khả chịu tải cọc, xem tốn mơ hình vạn sử dụng mà không xem xét kỹ lưỡng thông số đầu vào dẫn đến sai sót mặt kết

- Tính tốn độ bền đài cọc cịn sai sót khơng đầy đủ bao gồm chưa kiểm tra chọc thủng cọc góc, phá hoại đài cọc theo tiết diện nghiêng Cũng nhiều sai sót việc sử dụng mơ hình tính tốn, bố trí thép

- Chưa tính tính tốn sai áp lực nước, áp lực đẩy nổi, áp lực dịng thấm, đẩy bùng, đẩy trồi hay xói, nhiều cơng trình để xảy tượng bể nước ngầm bị đẩy Chưa quan tâm ý đến thiết kế điều kiện khu vực có nước có áp

- Thiết kế phương án móng chưa hợp lý, dùng nhiều loại cọc, nhiều loại chiều dài cọc, nhiều độ cứng khác lại thiếu tính tốn cụ thể đến lún lệch gây lún lệch, làm nứt kết cấu dầm, sàn

- Thiết kế chống thấm sai, thiếu dẫn đến vấn đề thấm dột, ảnh hưởng tới q trình sử dụng cơng trình Khơng quy định, quy định thiếu cụ thể loại đất, độ đầm chặt đất làm gây nứt, thấm sàn đáy

- Thiết kế kích thước panel tường vây, chiều dài cừ, hệ chống đỡ không hợp lý gây cố dịch chuyển tường mức cho phép, ảnh hưởng tới hệ cột vách kết cấu móng Tính tốn áp lực đất lên tường chắn cịn nhiều sai sót;

- Thiết kế biện pháp thi cơng khơng hợp lý sai sót, có nhầm lẫn đáng tiếc điều kiện địa tầng, sử dụng phần mềm tính tốn chưa hiểu hết thơng số đầu vào chưa có đánh giá cụ thể kết tính tốn, chưa kể tới ảnh hưởng cơng trình lân cận, liền kề tác động tương hỗ chúng

3.3 Thi công

Việc thi công chưa đáp ứng yêu cầu kỹ thuật đề ra, đơn vị thi cơng tư vấn giám sát chưa làm trịn nhiệm vụ, lực hạn chế, chưa có biện pháp phòng ngừa cố xảy xây dựng phần ngầm, sai sót gồm:

- Chưa tuân thủ vấn đề đầm lèn yêu cầu cấp phối hạt đất phía sàn, móng Các vấn đề liên quan đến chống thấm chưa làm quy trình;

- Định vị sai vị trí cọc, móng, cột, thép chờ định vị sai, vị trí lỗ mở, vị trí đổ bù vữa đỉnh cột cịn có sai sót

- Thi công cọc chưa đáp ứng yêu cầu bao gồm chưa đáp ứng yêu cầu lực ép đầu cọc, chiều dài cọc, tốc độ ép chưa đảm bảo yêu cầu thiết kế, chất lượng cọc khoan nhồi, cọc ba rét (sập vách, bê tông phân tầng, mũi cọc chưa đảm bảo, khoảng cách thép không đảm bảo) không đảm bảo yêu cầu

- Chưa trọng đến lệch tâm đáng kể cột móng kiến trúc biện pháp thi công chưa tốt dẫn đến có chuyển dịch đáng kể thi công;

- Phân chia khu vực đổ bê tông, mạch ngừng thi công không hợp lý dẫn đến vấn đề nứt, võng khơng đáng có;

- Thi công bê tông khối lớn không tuân thủ quy trình, dẫn kỹ thuật đổ bê tơng khối lớn;

- Chưa trọng đến khảo sát, quan trắc cơng trình lân cận, quan trắc lún nghiêng, chuyển vị ngang xây dựng cơng trình từ giai đoạn thi công phần ngầm;

- Không có biện pháp đề phịng, phịng ngừa rủi ro xây dựng phần ngầm khiến cố xẩy hồn tồn bị động, khơng xử lý kịp thời;

- Các vấn đề liên quan đến an tồn - vệ sinh lao động cịn yếu (sự cố giàn dáo, cố lắp dựng kết cấu thép, cố điện, cố vết nứt, lỗ mở lan can, cảnh báo)

3.4 Trong q trình khai thác sử dụng

Trong trình khai thác sử dụng sai sót, tồn chủ yếu nằm vấn đề:

- Sử dụng sai công mục đích sử dụng, tải trọng tác dụng lên hầm vượt mức cho phép, không phù hợp thiết kế;

- Đục phá, sửa chữa kết cấu mà khơng có tính tốn kiểm tra lại thiết kế, thẩm tra thẩm định u cầu;

- Khơng có phương án bảo trì, giữ gìn vệ sinh an tồn lao động khơng có biện pháp quan trắc trình sử dụng

4 Cách khắc phục biện pháp phòng tránh

Từ nguyên nhân trình bày nêu trên, việc tối quan trọng cấp thiết liên quan đến việc cần phải trước tiên cần phải làm đủ theo yêu cầu quy trình, tiêu chuẩn kỹ thuật hành từ khâu khảo sát, tới thiết kế, thi công sử dụng cách Bên cạnh đó, vấn đề quan trọng có lẽ ta cần: thay đổi quan điểm việc xây dựng phần ngầm giống phần việc thông thường khác mà quên đặc điểm riêng phần ngầm nằm đất, chịu ảnh hưởng trực tiếp đất có tác dụng tương hỗ lên đất Vì vậy, cần có kỹ sư am hiểu có kinh nghiệm địa chất cơng trình, địa chất thủy văn để có đầu đề cương nhiệm vụ khảo sát phù hợp với đặc điểm cơng trình ngầm, trọng đến chất lượng khảo sát trường để từ giúp tư vấn thiết kế có thiết kế phù hợp Để làm điều ấy, việc xác định tính chất lý đất hệ số nở hông, hệ số thấm, hệ số áp

lực ngang đất, mô đun biến dạng mơ đun chống trượt đất ứng với q trình dở tải ta phải tăng cường mật độ khảo sát vị trí khảo sát, tăng cường thí nghiệm trường xuyên tĩnh, ép nước lỗ ngang, thí nghiệm cắt cánh thí nghiệm phịng có kết phản ánh sát thực tế làm việc đất thí nghiệm ba trục Cần làm rõ mực nước mặt, mực nước đất, nước có áp ảnh hưởng chúng tới cơng trình xây dựng Thiết kế cần phải ngồi việc tuân thủ nghiêm ngặt yêu cầu kỹ thuật đặt cịn phải có am hiểu địa kỹ thuật, biết dự trù yếu tố bất lợi thực tiễn (chẳng hạn trụ địa chất cơng trình), xem xét đầy đủ tốn đầy đủ phương diện khả chịu lực, ổn định cơng trình, chuyển vị ngang, lún, nứt kết cấu phần ngầm

Cần có sửa đổi bổ sung quy định pháp luật liên quan đến chủ thể khâu từ khảo sát đến thiết kế, giám sát thi cơng Trong quy định rõ trách nhiệm liên đới cá nhân, đơn vị khảo sát tới thiết kế, thi công tư vấn giám sát phải có chứng hành nghề có am hiểu địa kỹ thuật Công nhân thi công trực tiếp cần phải đào tạo để hiểu biết công việc họ thực cách phòng tránh rủi ro đảm bảo an toàn vệ sinh lao động liên quan đến xây dựng phần ngầm Xem xét bổ sung thêm yêu cầu tăng số lượng khảo sát, thử tải, hệ số an tồn, quan trắc cơng trường, quan trắc cơng trình lân cận, liền kề Tăng cường quy định bắt buộc phương pháp kiểm tra trường với việc áp dụng thiết bị tiên tiến để đảm bảo chất lượng cơng trình (Đo mật độ thép, kiểm tra siêu âm, mối hàn, cường độ bê tông, thép, vữa ) Coi trọng, tăng cường công tác giám sát tác giả, yêu cầu báo cáo vấn đề tồn đơn vị thiết kế, thi cơng giám sát thi cơng Trên sở đó, cần phải thống kê, tập hợp báo cáo đầy đủ vấn đề tồn đọng công trình để từ phân loại cố, vấn đề tồn đọng xây dựng phần ngầm giúp cho việc điều chỉnh quy trình quy phạm cho phù hợp hơn, tránh lỗi lặp cảnh báo trước tìm ngun nhân nhanh chóng Cuối cùng, ta cần phải bổ sung chế tài xử phạt nghiêm minh cá nhân, đơn vị để xảy cố, để xảy nhiều vấn đề tồn

5 Kết luận

Để hạn chế, giảm thiểu tồn rủi ro xây dựng phần ngầm nhà cao tầng ta cần phải ý:

- Thực nghiêm túc quy định từ khâu khảo sát, thiết kế tới thi công, giám sát tới việc sử dụng cách Nâng cao, lực chủ thể tham gia xây dựng phần ngầm, bổ sung yêu cầu kiến thức chuyên môn Địa kỹ thuật

- Cần tăng cường công tác báo cáo trường, giám sát tác giả, kiểm tra đối chứng trường, tăng cường ý thức trách nhiệm an toàn cho đội ngũ kỹ sư, giám sát cơng nhân cơng trường Sự điều chỉnh quy trình quy phạm cho phù hợp điều kiện thực tế Hà Nội Ln trọng quan trắc cơng trình, quan trắc cơng trình lân cận đề cao biện pháp phòng ngừa để hạn chế rủi ro

Qui trình thi cơng cọc khoan nhồi đường kính nhỏ tại khu vực Hà Nội

Construction procedure of small diameter bored pile in Hanoi area

Tường Minh Hồng

Tóm tắt

Trong thời gian gần cọc khoan nhồi đường kính nhỏ coi phương pháp thi công xây dựng hữu ích đặc biệt trong xử lý móng cơng trình dân dụng hay cơng trình ngầm Trên thế giới phương pháp nghiên cứu áp dụng thời gian dài Trong báo này, tác giả phân tích ưu, nhược điểm loại cọc này, khả ứng dụng qui trình thi cơng với cơng trình Hà Nội. Từ khóa: cọc khoan nhồi đường kính nhỏ,

phương pháp thi công, khu vực Hà Nội

Abstract

Recently, the Small Diameter Bored Pile has been utilized as a useful construction method, especially for foundation reinforcement of civil engineering and underground constructions, this method has been studied and applied for a long time in the world In this paper, based on analyzing advantages and disadvantages of Small Diameter Bored Pile, the application ability and construction procedure of this pile in Ha Noi is proposed in detail.

Keywords: the Small Diameter Bored Pile,

construction method, Hanoi area

ThS Tường Minh Hồng

Khoa Xây dựng,

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: minhhong1905@gmail.com

1 Tổng quan

Tại Hà Nội năm gần nhu cầu xây dựng cơng trình có quy mơ từ – 15 tầng với đến tầng hầm điều kiện xây chen phố lớn Việc xây dựng loại cơng trình nói đặt nhiều vấn đề kỹ thuật công nghệ cho nhà thầu kích thước hệ kết cấu móng cơng trình phải nhỏ gọn phải đảm bảo khả chịu tải trọng lớn truyền xuống từ phía trên, biện pháp thi công phải hợp lý điều kiện chật hẹp, biện pháp chắn giữ để bảo vệ thành vách hố đào nói riêng biện pháp thi cơng hạng mục phầm ngầm nói chung phải đảm bảo an toàn kinh tế điều kiện xây chen Cọc khoan nhồi đường kính nhỏ nghiên cứu, ứng dụng từ lâu giới xử lý móng cơng trình dân dụng hay cơng trình ngầm.Trong vài năm trở lại Việt Nam cọc khoan nhồi đường kính nhỏ sử dụng ngày nhiều Nghiên cứu tập trung vào việc đưa qui trình thi cơng cọc khoan nhồi đường kính nhỏ Hà Nội 2 Giới thiệu cọc khoan nhồi đường kính nhỏ

Cọc khoan nhồi cọc bê tơng (tiết diện trịn) đổ chỗ hố sâu tạo phương pháp khoan ống thiết bị, cọc khoan nhồi đường kính nhỏ thường có đường kính từ 300–600 (mm) Chiều sâu khoan cọc lên tới 40m

2.1 Ưu điểm cọc khoan nhồi đường kính nhỏ

• Giá thành hợp lý so với loại móng cọc bê tông cốt thép khác nhờ vào khả chịu tải đầu cọc cao nên số lượng cọc móng giảm

• Thi cơng nhanh, gọn giám sát chặt chẽ, thiết bị thi công đơn giản • Độ an tồn thiết kế thi cơng cao Có thể khoan xun tầng đất cứng Cọc khoan nhồi đường kính nhỏ khoan tới lớp đất chịu lực tốt mà số giải pháp cọc khác khơng làm

• Thi cơng hầu hết điều kiện mặt bằng, địa hình, dễ dàng thay đổi chiều sâu mũi cọc, tiết diện cọc theo yêu cầu

2.2 Nhược điểm

• Dễ gặp cố thi cơng: sập thành vách lỗ khoan, bê tông thân cọc không đặc chắc, bê tơng mũi cọc bị xốp nước hay bùn khoan lắng đọng đáy hố

• Khó kiểm tra xác chất lượng cọc cọc nhỏ không đặt ống siêu âm

• Q trình thi cơng thép, bê tơng khó khăn đường kính cọc nhỏ • Mơi trường thi công

2.3 Phạm vi sử dụng.

• Các cơng trình nhà cao tầng xây chen thành phố, có mặt thi cơng chật hẹp khơng thể đưa máy móc thơng thường vào sử dụng

• Móng cơng trình xây chen, chật hẹp

• Các cơng trình có u cầu đảm bảo an tồn cho cơng trình lân cận, tránh xảy tranh chấp, đền bù trình thi cơng

• Các cơng trình có địa tầng xen kẹp phức tạp, nhiều vật cản lịng đất • Các cơng trình cải tạo, sửa chữa nâng tầng

• Tường chắn đất, tường tầng hầm, chống trượt • Gia cố

3 Quy trình thi cơng cọc khoan nhồi đường kính nhỏ Hà Nội 3.1 Cơng tác chuẩn bị thi công cọc khoan nhồi.

- Chuẩn bị vật liệu:

tông dễ xuống gia tăng áp lực vữa bê tông lên thành lỗ khoan ta lấy cận độ sụt yêu cầu

Kiểm tra dụng cụ đo cấp phối, xác định tỷ lệ trộn kiểm tra chất lượng loại vật liệu theo tiêu chuẩn Lấy mẫu thử để kiểm tra mác bê tông cần thiết

- Chuẩn bị thiết bị thi công:

Thiết bị dùng thi cơng cọc khoan nhồi đường kính nhỏ gồm:

• Máy khoan tạo lỗ • Máy bơm bùn áp lực cao

• Máy nén khí thổi rửa cọc, máy trộn bê tơng • Ống đổ bê tơng

• Các dụng cụ đo, thí nghiệm

Có dạng máy khoan tạo lỗ bản: Cần khoan tháo lắp cho mặt chật hẹp cần khoan gắn thiết bị tự hành bánh xích

3.2 Cơng tác định vị tim cọc.

+ Chọn trục vẽ vuông góc tạo thành hệ tọa độ khống chế, mốc gửi đến chỗ không bị ảnh hưởng q trình thi cơng Từ hệ trục xác định vị trí tim cọc xách định lại, đo kiểm tra tim cọc trước tiến hành khoan

+ Sai số định vị tim cọc không vượt 5cm

+ Hố khoan tim cọc định vị trình hạ ống vách Tim cọc xác định tim mốc kiểm tra A B vng góc với cách tim cọc khoảng

3.3 Hạ ống vách.

Ống vách dùng cho cọc khoan nhồi đường kính nhỏ không ngắn 2m dùng để bảo vệ thành hố khoan phần đầu cọc, tránh tượng sập lở đất bề mặt đồng thời tạo điều kiện thuận lợi cho q trình thi cơng, ống vách đặt thẳng đứng phải kiểm tra Ống vách thường hạ trực tiếp máy khoan cọc sau tháo bỏ cần khoan

3.4 Khoan tạo lỗ, kiểm tra độ sâu hố khoan. a Khoan tạo lỗ

Trước khoan tạo lỗ phải kiểm tra độ thẳng đứng theo dây dọi (hoặc dựa vào mực thủy chuẩn) tháp hướng dẫn cần khoan để đảm bảo lỗ khoan không bị lệch nghiêng

Trong trình khoan tạo lỗ dung dịch khoan tuần hoàn từ đáy giếng khoan trồi lên hố lắng mang theo phần mùn khoan nhỏ lên Nếu trình khoan gặp địa tầng thấm lớn dung dịch khoan bị thấm nhanh, phải nhanh chóng điều chỉnh tỉ trọng dung dịch Trong trường hợp ngừng thi công thời tiết nghỉ qua đêm cầm kiểm tra chắn hố khoan đầy Hình Thiết bị khoan cọc nhồi – Cần khoan tháo lắp, Cần khoan tự hành

b Kiểm tra độ sâu hố khoan

Dựa số lượng cần khoan đo cần khoan cuối để xác định chiều sâu hố khoan Kiểm tra lại cách dùng thước dây có treo dọi thẳng xuông đáy hố khoan sau lấy hết mùn khoan (Hình 3)

3.5 Cơng tác lấy mùn khoan.

Một phần mùn khoan đưa lên theo dòng dung dịch, nhiên sau khoan phải dùng mũi vét đặc biệt (mũi lapel) để vét hết đất lại đáy, mũi vét điều kiện địa tầng khác phải dùng loại gầu vét khác nhau, điều kiện mũi cọc nằm tầng đất rời >2m dùng lapel thổi rửa, điều kiện đất dính dùng lapel gầu vét- thổi rửa Cấu tạo gầu vét giống với gầu vét sử dụng cơng nghệ cọc khoan nhồi đường kính lớn Sau vét phôi khoan đáy hố tiến hành bước thả lồng sắt ống đổ bê tơng xuống tận đáy hố Trong q trình lấy phơi vét đất lên khỏi lịng lỗ khoan, dung dịch ln ln bơm xuống phần phía bên lỗ khoan để tạo áp nhằm đẩy khối đất nằm bên gầu vét lapel, hỗ trợ lực tời máy khoan

3.6 Công tác cốt thép lắp ống đổ.

Căn vào vẽ thiết kế để gia cơng cốt thép Đường kính cốt thép, loại thép, đường kính cốt đai, thép dọc hai bên nghiệm thu trước hạ vào lòng hố khoan

Lớp bảo vệ bê tông thường quy định sau: -Cọc D300 lớp bảo vệ cm

-Cọc D400 lớp bảo vệ 7cm

Kiểm tra kê bảo vệ, thả đoạn lồng sắt vào hố khoan, nối hàn 15d, nối buộc >30d Định vị chắn lồng thép miệng ống Casting tránh bị tụt đổ bê tông

Sau hạ lồng sắt tiến hành lắp ống đổ bê tông, cần làm bùn đất, vữa bê tơng cịn dính vách trong, vách ngồi ống sau đổ bê tông, lúc bảo quản di chuyển

3.7 Công tác thổi rửa đáy hố khoan.

Đây công tác quan trọng q trình thi cơng cọc khoan nhồi Sau vét phơi khoan mũi lapel cịn lượng mùn khoan lắng đọng trở lại hố khoan mà q trình vét khơng đưa lên khỏi hố khoan Vì sau hạ lồng thép ống đổ bê tông cần phải vệ sinh đáy hố khoan

a.Phương pháp dùng khí nén (Thổi rửa tuần hồn nghịch)

Dùng ống PVC chun dụng có đường kính lịng từ 10 đến 20mm đưa vào lòng ống đổ bê tông đầu ống cách đáy hố khoảng đảm bảo dung dịch tuần hồn khơng để mực dung dịch hố bị tụt thấp (từ 1m đến 1,5m) Dùng khí nén áp suất khoảng 4-5kg/cm2, bơm

vào ống PVC, dung dịch khoan lịng ống đổ hịa lẫn với khơng khí nên giảm tỷ trọng chênh áp ngồi theo miệng ống đổ, tạo thành dịng dung dịch chảy ngược mạnh từ đáy hố khoan lên miệng ống đổ ngoài, theo cặn lắng mùn cịn sót lại đáy hố khoan Trong q trình thổi rửa tuần hồn nghịch, dung dịch khoan bơm liên tục vào miệng hố khoan để đảm bảo mực dung dịch lỗ khoan luôn đầy

Quá trình thổi rửa liên tục xoay ống đổ để đảm bảo dòng dung dịch chảy theo phương mũi cọc, rút ngắn thời gian thổi rửa, tăng hiệu suất thổi rửa

b.Phương pháp dùng bơm cao áp lưu lượng lớn (thổi rửa tuần hoàn thuận)

Đối với địa tầng có tính bở rời, dễ bị sạt lở địa tầng cát, cát, bùn lỏng… ta phải dùng bơm ép ngược trình vệ sinh hố khoan

Dùng bơm cao áp bơm dung dịch khoan vào lòng ống đổ, với lưu lượng dung dịch bơm vào đạt tới 50m3/h

dung dịch theo ống đổ xuống đến đáy hố khoan trào ngược miệng lỗ khoan theo vành khuyên thành ống đổ lỗ khoan, trình vận động dung dịch lòng hố khoan từ đáy hố lên miệng hố, dung dịch mang theo mùn cặn lắng ngồi lơ lửng lịng hố khoan

Ưu điểm lớn phương pháp thổi rửa thi cơng cọc khoan nhồi đường kính nhỏ mực dung dịch lịng hố khoan khơng bị tụt xuống, dung dịch đáy hố trước lúc đổ bê tơng có thơng số tương đương dung dịch bơm vào hố, thích hợp với địa tầng chất bở rời để thổi rửa trì chống cặn lắng sau thổi đáy lỗ hố khoan máy nén khí Sau thổi xong đổ bê tơng thời gian không chậm phút công tác chuẩn bị đầy đủ

Tùy theo địa chất đường kính cọc áp dụng biện pháp thổi rửa kết hợp hai phương pháp thổi trình thi cơng

3.8 Quy trình đổ bê tơng.

Bê tông đổ sau kết thúc công tác vệ sinh

hố khoan khoảng thời gian không phút Thời gian đổ bê tông cọc không để đảm bảo độ liên tục chất lượng bê tông cọc Trước đổ bê tông cần kiểm tra van ngăn cách đảm bảo cho dung dịch không trở lại xâm nhập bê tông đổ mẻ bê tông đầu tiên, bảo đảm giữ cho mẻ bê tông liên tục xuống tới đáy để choán chỗ đáy hố khoan (chỉ ngừng thổi đổ bê tông máng trộn có khối lượng vữa bê tơng lớn dung tích ống đổ dung tích 0,8m cọc)

3.9 Rút ống Vách.

Sau kết thúc đổ bê tông 15- 20 phút, ta tiến hành rút ống Vách lên

3.10 Kiểm tra chất lượng cọc

Với mặt thi công cho phép thể kiểm tra sức chịu tải cọc thí nghiệm nén tĩnh (tải thí nghiệm lấy 1,5÷3 lần tải thiết kế) Với cọc D400 trở lên đặt hai ống siêu âm dùng đầu đo siêu âm kiểm tra chất lượng cọc thử PlT

Kết luận

Cọc nhồi đường kính nhỏ (300÷600) sử dụng thi cơng xử lý móng nhiều cơng trình Việt Nam thể ưu điểm định tạo độ tin cậy cho người sử dụng

Với phương pháp tính theo TCVN 10304:2014, sức chịu tải cọc thực tế lớn đáng kể so với tính tốn thiết kế ban đầu đảm bảo yêu cầu thiết kế sức chịu tải

Thiết bị thi công cấu tạo đơn giản, thiết bị rẻ, dễ vận hành chế tạo

Cũng cọc nhồi đường kính lớn, q trình thi cơng cọc nhồi đường kính nhỏ địi hỏi kinh nghiệm kĩ sư

thi công, công tác quản lý kiểm tra phải thực nghiêm ngặt (trước, sau thi công) nhằm đảm bảo chất lượng cọc Trong q trình thi cơng cọc nhồi đường kính nhỏ, ảnh hưởng đến cơng trình lân cận khơng đáng kể, dó giảm chi phí phát sinh đền bù, sửa chữa cơng trình lân cận, đẩy nhanh tiến độ thi công tổng thể tồn cơng trình

Tuy nhiên, chưa có tiêu chuẩn, dẫn cụ thể qui trình thi cơng, giám sát cho cọc khoan nhồi đường kính nhỏ Do cần thiết phải có nghiên cứu tổng kết phạm vi nước sớm ban hành tiêu chuẩn thi cơng cọc nhồi đường kính nhỏ làm cho công tác quản lý chất lượng thi cơng./

Hình Sơ đồ hệ thơng thổi rửa hố khoan Hình Đổ bê tơng cọc nhồi

Tài liệu tham khảo

1 TCVN 10304:2014: Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế. 2 TCVN 9395 - 2012: Cọc khoan nhồi – Thi công nghiệm

thu.

3 TCVN 9396 - 2012: Cọc khoan nhồi – Xác định tính đồng của bê tông - Phương pháp xung siêu âm.

4 Đỗ Đình Đức, Lê Kiều, Kỹ thuật thi cơng tập 1, Nhà xuất xây dựng, 2004

5 Nguyễn Đình Thám, Trần Hồng Hải, Cao Thế Lực, Kỹ thuật thi công xây dựng Tập I - Công tác đất, cọc thi công bê tông chỗ, Nhà xuất khoa học kỹ thuật, 2013 6 Cấn Ngọc Lĩnh (2010), Cọc nhồi đường kính nhỏ đô thị

Việt Nam – Luận văn thạc sỹ (Đại học Kiến Trúc Hà Nội). 7 Phạm Đức Mạnh (2011), Ứng dụng cọc khoan nhồi đường

So sánh công nghệ xây dựng sàn 3D-VRO với công nghệ xây dựng sàn truyền thống

Comparison of the construction technology between the 3d- vro slab and the traditional flat floor

Lê Văn Nam, Lê Huy Sinh

Tóm tắt

Lựa chọn giải pháp kết cấu sàn cho công trình xây dựng quan trọng Bởi nó định đến giá thành, chất lượng, tiến độ xây dựng công sử dụng của cơng trình Thường có hai giải pháp kết cấu sàn truyền thống sử dụng cho cơng trình Sàn sườn Sàn phẳng Trong sàn phẳng thông thường không thể vượt nhịp lớn Hiện nay, có nhiều phương án sàn phẳng không dầm như: sàn bê tông cốt thép ứng lực trước, sàn bóng, sàn U-Boot Beton®, sàn lỗ rỗng ( 3D-VRO)…đều có nhiều ưu điểm so với sàn phẳng truyền thống Trong báo này, nhóm tác giả sâu nghiên cứu, so sánh tính hiệu phương án sàn phẳng 3D- VRO công nghệ thi công loại sàn này so với loại sàn phẳng truyền thống. Từ khóa: Hiệu quả, sàn 3D-VRO, sàn truyền

thống

Abstract

Choosing a floor structure solution for a building is very important which determines the cost, quality, construction progress and performance of the building There are two popular traditional floor structure solutions used for the building are beam- and- slab floor and flat slab floor In which flat slab floor is not possible to have large span Currently, there are many flat slab alternatives without beams such as pre-stressed reinforced concrete floor, bubble deck slab, U-Boot Beton® floor, voided slabs (3D-VRO) all of them which have many advantages comparing to flat slab floor In this article, the authors have studied, compared the efficiency of 3D-VRO slabs and the construction technology of this floor with the traditional flat floor.

Keywords: Efficiency, 3D-VRO floor, flat slab

floor

ThS Lê Văn Nam

Khoa Xây dựng,

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: <Ksnam29@gmail.com>

ThS Lê Huy Sinh,

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: <Sinh.cpm@gmail.com>

1 Đặt vấn đề

Kết cấu bê tông bê tông cốt thép sử dụng rộng rãi nhờ ưu điểm sau:

- Giá thành thấp: bê tông chế tạo chủ yếu từ vật liệu sẵn có đá, sỏi, cát;

- Khả chịu lực lớn: khả chịu lực bê tông cốt thép lớn nhiều so với dạng vật liệu khác gạch, đá, gỗ ;

- Độ bền cao: bê tông loại đá nhân tạo có khả chịu ăn mịn, xâm thực từ mơi trường cao vật liệu thép, gỗ Chi phí bảo dưỡng thấp hơn;

- Khả tạo hình khối dễ dàng: trước đơng cứng bê tơng dạng hỗn hợp lỏng dẻo nên có khả tạo hình khối phù hợp yêu cầu kiến trúc nhờ vào hệ thống ván khuôn;

- Khả chống cháy tốt: ngưỡng 400 °C cường độ bê tơng khơng bị suy giảm đáng kể;

- Khả hấp thụ lượng tốt: kết cấu làm bê tông cốt thép thường có khối lượng lớn nên có khả hấp thụ lực xung kích tốt

Tuy nhiên sàn phẳng truyền thống có nhược điểm lớn sau:

- Nặng nề: kết cấu xây dựng làm từ bê tơng cốt thép thường có nhịp tương đối nhỏ Chiều dày lớn gây tải trọng thân lớn, ảnh hưởng đến kết cấu cột;

- Thời gian thi công kéo dài: bê tông cần thời gian để đông cứng, thời gian chất lượng bê tông chịu nhiều ảnh hưởng thời tiết, môi trường ;

- Khả tái sử dụng thấp: việc tháo dỡ, vận chuyển tái sử dụng bê tông sau sử dụng tốn tiêu hao nhiều công sức;

- Giá thành cơng trình cao, đặc biệt với cơng trình nhiều tầng chi phí bê tơng, chi phí cốt thép, nhân cơng máy móc, thiết bị sàn lớn [2]

Để khắc phục nhược điểm nêu sàn phẳng truyền thống Hiện đơn vị nghiên cứu ứng dụng sử dụng phương án sàn phẳng 3D-VRO 2 Ưu nhược điểm sàn 3D-VRO

2.1 Ưu điểm

Qua trình nghiên cứu đánh giá thực tế sử dụng sàn 3D-VRO có ưu điểm:

- Khả chịu lực cắt tốt hệ dầm đủ kích thước cấu tạo có đủ cốt thép chịu cắt dạng đai dạng ziczac hình sin;

- Khối rỗng làm từ vật liệu EPS không cháy nên không lo vấn đề cháy nổ thi công sử dụng;

- Kích thước khối xốp linh hoạt cắt gọt thi công nên đảm bảo linh hoạt chiều dài ô nhịp sàn hay bề dày sàn thay đổi;

- Khối rỗng xốp khối đặc EPS đặc chịu lực nén tốt, không vỡ, không thấm nước, nên đảm bảo việc đầm thoải mái để đảm bảo độ đặc bê tông lớp lớp đầm, đảm bảo độ đồng lớp bê tông thiết kế, đảm bảo lượng bê tông chuẩn thiết kế không bị hao hụt;

- Giảm khối lượng bê tông đến 65%, giảm 40% trọng lượng thân giảm 15% lượng cốt thép so với sàn bê tông cốt thép truyền thống;

- Giảm chi phí ván khn ghép phẳng đáy thành sàn;

- Ưu điểm không gian kiến trúc: Nếu chiều cao sử dụng chiều cao sàn 3D-VRO giảm 10% so với chiều cao sàn bê tông cốt thép truyền thống;

dầm chạy qua khơng gian phịng Tiết kiệm dễ bố trí nội thất phù hợp với nhu cầu sử dụng Cách âm cách nhiệt tốt sàn có xốp;

- Lợi ích điện: Sử dụng sàn 3D-VRO tiết kiệm vật liệu, dễ thi công đảm bảo yêu cầu kỹ thuật (độ dốc đường ống điện, nước, cứu hỏa …);

- Lợi ích hồn thiện: Sử dụng sàn 3D-VRO giảm diện tích trát trần, tạo không gian phẳng lớn không lộ dầm [1], [3]

2.2 Nhược điểm

- Khó khăn việc định vị, q trình thi cơng đổ đầm bê tông xốp dễ bị dịch chuyển không tạo hệ kết cấu chịu lực giống ý đồ thiết kế;

- Nhiều vị trí cốt thép chịu lực tì trực tiếp vào xốp không bao bọc bê tông làm cho khả làm việc thép bê tông không tốt;

- Lớp phủ bê tông chỗ dày mỏng khác xốp lên chiếm chỗ dễ gây vỡ trình sử dụng

3 Cấu tạo sàn 3D-VRO 3.1 Khung thép sàn

Các chi tiết hàn liên kết định hình lại với tạo

lực đa phương Gồm loại thép sau:

- Thép lưới hàn chập mặt: gia công, lắp dựng kéo căng gần ứng lực trước hàn định vị đạt độ xác tuyệt đối;

- Thép liên kết zic zak: uốn định hình đường sin xác tối ưu hóa khả chịu lực; sử dụng phương phương khơng cân với sàn lõi xốp hình lăng trụ phương với lõi xốp vuông;

- Thép gia cố: gia cố vị trí xung yếu để tăng khả chịu lực;

- Thép liên kết: gia cơng theo nhiều hình dạng khác liên kết gữa sàn với tường, sàn với trụ, dầm, cầu thang [1], [3]

3.2 Xốp sàn

Sử dụng xốp cường độ cao Xốp đóng vai trị làm ván khn trong, nhằm loại bỏ phần bê tông không tham gia chịu lực Mặt khác tạo kết cấu sàn hệ thống dầm chữ I trực giao Mặt khác xốp cịn có tác dụng cách âm, cách nhiệt cấu tạo đặc biệt [1], [3]

4 Quy trình lắp dựng sàn 3D-VRO Bao gồm bước sau [1]: Hình 2.1 So sánh khơng gian kiến trúc

Hình 3.1 Cấu tạo sàn 3D-VRO

Hình 5.2: Biểu đồ so sánh khối lượng thép 1m2

sàn xây dựng

Hình 5.3: Biểu đồ so sánh diện tích cốp pha 1m2

sàn xây dựng

Hình 5.4: Biểu đồ so sánh tổng hợp tiêu cùng nhịp sàn điển hình (L=12m)

Hình 4.1 Lắp dựng cốp pha, cốt thép sàn

Hình 5.1: Biểu đồ so sánh khối lượng bê tông 1m2 sàn xây dựng

Bảng 1: So sánh khối lượng bê tông 1m2 sàn xây dựng (m3)

Nhịp (m) 6.00 7.00 8.00 9.00 10.00 11.00 12.00

Sàn truyền thống 0.193 0.208 0.225 0.272 0.289 0.339 0.374

Sàn hộp 3D-VRO 0.162 0.185 0.202 0.216 0.240 0.268 0.297

Bảng 2: So sánh trọng lượng thép 1m2 sàn xây dựng (tấn)

Nhịp (m) 6.00 7.00 8.00 9.00 10.00 11.00 12.00

Sàn truyền thống 31.387 35.124 44.467 49.539 62.663 74.797 87.013

Sàn hộp 3D-VRO 23.390 25.358 31.356 37.407 44.462 50.952 57.063

Bảng 3: So sánh diện tích cốp pha 1m2 sàn xây dựng gồm dầm (m2)

Nhịp (m) 6.00 7.00 8.00 9.00 10.00 11.00 12.00

Sàn truyền thống 1.541 1.545 1.542 1.568 1.538 1.531 1.582

Sàn hộp 3D-VRO 1.067 1.071 1.069 1.072 1.070 1.169 1.163

Bảng 4: Bảng dự tốn hạng mục cơng trình theo phương án sàn truyền thống

Stt MS CV Tên công việc ĐV Tính lượngKhối

Đơn giá Thành tiền (Vnđ)

Vật liệu Nhân công & Máy Vật liệu Nhân công & Máy

HM SÀN TẦNG ĐIỂN HÌNH

1 SB.21325 Bê tông sàn mái, đá 1x2, mác 300 m3 605.42 1.266.720 697.270 766.891.350 422.136.59

Sàn: 84*31,6*0,2 = 530,88 Dầm trục 1-10:

10*26,4*1,4*0,15 = 55,44 Dầm trục A: 86,8*1,0*0,22 = 19,096

2 SB.21951 Sản xuất lắp đặt cốt thép dầm, giằng, d <=10mm 100kG 50.00 1.673.720 974.450 83.685.900 48.722.500

5000/100 = 50

3 SB.21953 Sản xuất lắp đặt cốt thép dầm, giằng, d >18mm 100kG 140.00 1.722.520 412.370 241.153.360 57.73.,520

14000/100 = 140

4 SB.21972 Sản xuất lắp đặt cốt thép sàn mái, d >10mm 100kG 180.00 1.722.520 558.710 310.054.32 100.567.440

18000/100 = 180

5 SB.23710

Gia công, lắp dựng, tháo dỡ ván khuôn cho bê tông đổ chỗ, ván khuôn gỗ gia cố, sàn, mái

m2 2,907.2 39.530 73.871 114.921.62 214.757.770

Sàn: 84*31,6 = 2.654,4 Dầm trục 1-10: 10*26,4*0,15*2 = 79,2

Dầm trục A: 86,8*1,0*2 = 173,6

Bảng 5: Bảng dự tốn hạng mục cơng trình theo phương án sàn 3D-VRO

STT Tên công tác Đơn vị lượngKhối Thành tiền (Vnđ)

Vật tư Nhân công & máy Tổng

I Phần vật tư xây dựng nề 1.133.559.380 358.699.847 1.492.259.227

1

Bê tông sản xuất thương phẩm, đổ bơm cần, bê tông đổ dầm sàn phẳng 3D, bê tông đá 1x2, mác 450#

m3 549,6 601.806.780 109.919.046 711.725.827

2 Công tác lắp dựng cốt thép bê tông chỗ, cốt thép sàn, nấm mũ cột,

dầm bo sàn Tấn 36.18 416,070,000 90,450,000 506,520,000

3 Nhân công lắp đặt sàn S-VRO + phụ kiện VRO m2 1.441 0, 21.615.000 21.615.000

4 Ván khuôn cho bê tông đổ chỗ, ván khuôn sàn phẳng, dầm 100 m2 21,03 115.682.600 136.715.800 252.398.400

II Phần vật tư lưới thép VRO cung cấp (tính theo khối lượng sản phẩm giao nhận bóc tách riêng xốp thép)

m2 659.829.582 29.406.684 689.236.266

5

Tấm S-VRO dày khoảng cách lưới thép hai mặt 32.0cm

Lưới thép lớp panel fi3@130x(130&80)

Lưới thép lớp panel fi5.5@130x(130&80), ziczac 2phương fi4@235x(390&80) Xốp khơng bắt lửa kích thước 370x370x290 tỷ trọng 10 kg/m3

m2 1.441

Ghi chú:

- Tấm S-VRO bao gồm phần: Thép lưới hộp xốp phân tích khối lượng mục 5.1 5.2 phía

- Diện tích S-VRO vùng sàn có đặt xốp khơng bao gồm lỗ mở cầu thang bộ, thang máy, ô thông tầng, dầm, mũ cột

5.1

Lưới thép lớp panel fi3@130x(130&80), lưới thép lớp panel fi5.5@130x(130&80), ziczac hai phương fi4@235x(390&80), lưới nối đầu panel (bao gồm nhân công sản xuất thành panel)

kG 9.012 148.123.719 148.123.719

5.2 Xốp không bắt lửa kích thước 370x370x290 tỷ trọng 10 kg/m3 hộp 6.528 412.938.762 412.938.762

6

Khung lược chống cắt tăng cường nấm mũ cột fi 12.3, L=900mm, chiều dài 340mm (Chủ đầu tư tự cung cấp)

- Bước 2: Lắp đặt thép dầm biên có đai;

- Bước 3: Lắp đặt thép dầm (khơng đai) khóa đầu cột; - Bước 4: Lắp đặt khung U chống cắt vào vị trí dầm khóa đầu cột;

- Bước 5: Lắp đặt mơ đun 3D-VRO Panel theo vị trí thiết kế;

- Bước 6: Buộc định vị thép dầm đầu cột với khung thép U;

- Bước 7: Lắp đặt khung U chỗng cắt mũ cột; - Bước 8: Lắp đặt lưới thép mũ cột;

- Bước 9: Lắp đặt khung lược chống cắt; - Bước 10: Lắp vít chống đổ bê tơng

5 So sánh số tiêu công nghệ xây dựng sàn 3D-VRO công nghệ xây dựng sàn truyền thống

Tiến hành so sánh mức nhịp sàn, chịu tải trọng có chuyển vị (độ võng sàn) tương đương Đánh giá tiêu sau: khối lượng bê tông, trọng lượng cốt thép, diện tích cốp pha (tính 1m2 sàn xây dựng) tổng hợp tiêu nhịp sàn điển hình Ví dụ cụ thể so sánh chi phí cho sàn cơng trình thực tế theo hai phương án sàn

5.1 So sánh khối lượng bê tông (bảng 1) 5.2 So sánh trọng lượng cốt thép (bảng 2)

Hình 5.2: Biểu đồ so sánh khối lượng thép 1m2 sàn

xây dựng

5.3 So sánh diện tích cốp pha (bảng 3)

Hình 5.3: Biểu đồ so sánh diện tích cốp pha 1m2 sàn

xây dựng

5.4 So sánh tổng hợp tiêu nhịp sàn điển hình (L=12m) (Hình 5.4)

5.5 Ví dụ thực tế:

So sánh phương án sàn điển hình theo phương án truyền thống theo phương án sàn 3D-VRO cơng trình “Trung tâm thương mại - chợ Trương Định” Địa điểm: Số 461 đường Trương Định – phường Tân Mai – quận Hoàng Mai – Hà Nội Chủ đầu tư: Công ty TNHH trung tâm thương mại Trương Định (bảng bảng 5)

6 Kết luận

Sàn 3D-VRO Việt Nam coi giải pháp kết cấu công nghệ mang lại hiệu cao như: thi công nhanh, vượt nhịp lớn, không gian tối ưu cho kiến trúc, tăng khả chịu lực kết cấu, tăng khả chống cháy, giảm chi phí xây dựng dẫn đến giảm giá thành sản phẩm

Để việc ứng dụng cơng nghệ sàn 3D- VRO rộng rãi cần phải có đội ngũ chuyên gia giỏi, nhiều kinh nghiệm đội ngũ công nhân chuyên nghiệp Mặt khác nhà nước cần có sách khuyến khích chủ đầu tư mạnh dạn ứng dụng công nghệ xây dựng tiên tiến có cơng nghệ sàn 3D- VRO để rút ngắn thời gian thi cơng, giảm chi phí đầu tư dựng cơng trình…/

7

Vận chuyển S-VRO phụ kiện khung thép chống cắt mũ cột, lưới thép bổ sung lớp mặt sàn đến cơng trình, xe thùng xe 2.4x9.2x2.4m

Xe 10,35 29.406.684 29.406.684

8

Gói phụ kiện kèm theo miễn phí gồm: Con kê thép sàn lớp dưới, ty chống nổi, móc chống bềnh

Trọn gói

TỔNG CỘNG CHI PHÍ TRỰC TIẾP 1.793.388.963 388.106.531 2.181.495.494

CỘNG HẠNG MỤC (LÀM TRÒN) 2.181.000.000

Tài liệu tham khảo

1 Công ty Cổ phần VRO, Hồ sơ lực, Hà Nội, 2016, 15-40. 2 Phan Quang Minh, Ngơ Thế Phong Nguyễn Đình Cống,

Kết cấu bê tông cốt thép phần cấu kiện bản, Nhà xuất Khoa học kỹ thuật, Hà Nội, 2006, 2-8.

Quy trình thi cơng sàn U-boot Beton Việt Nam

Construction procedure of Beton U-boot slab in Vietnam

Nguyễn Hồi Nam

Tóm tắt

Sàn UbootBeton giải pháp sàn nhẹ hai phương toàn khối sử dụng hộp nhựa rỗng tái chế U-Boot để tạo thành hệ dầm chìm chữ I đan xen theo hai phương vng góc U-Boot Beton ứng dụng trong sàn phẳng không dầm vượt nhịp cũng chịu tải trọng lớn Với trọng lượng nhẹ, tính động mơ đun đa dạng, người thiết kế thay đổi thông số kỹ thuật cần trường hợp để phù hợp với yêu cầu kiến trúc Tuy nhiên, chưa có quy trình thi công, nghiệm thu hay quản lý chất lượng cụ thể dạng sàn U boot, báo đưa quy trình thi cơng dạng sàn kể trên. Từ khóa: Xây dựng cơng trình, quy trình thi cơng,

sàn uboot beton

Abstract

Beton U-Boot slab is light crossed monolithic slab solution of which crossed interlace I beam is made by using recycled hollow porypropylen boxes Beton U-Boot is used for flat floor without beam crossing large span and under heavy load Due to the light weight, flexibility and various module of Beton U-Boot slab, the designer easily changes the specifications to adapt to other architectural requirements However, the construction procedure, acceptance and quality management of Beton U-Boot slab has not been specified in detail This article proposes construction procedure for this type of slab.

Keywords: Construction, construction process,

Beton U-Boot Slab

TS Nguyễn Hoài Nam

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: <hoainam1507@gmail.com>

1 Tổng quan

Công nghệ sàn Uboot Beton so với sàn truyền thống khác có nhiều ưu việt trội nhiều mặt loại kết cấu sàn sử dụng vật liệu hiệu cao, phần bê tơng khơng tham gia chịu lực thay hộp nhựa Uboot rỗng làm giảm trọng lượng thân kết cấu

- Ưu điểm:

• Khả vượt nhịp chịu tải cao nhiều lần so với sàn BTCT thông thường với chiều dày

• Giảm khối lượng trọng lượng bê tơng 30% • Giảm khối lượng Thép sử dụng từ 15-20% • Cải thiện khả cách âm, cách nhiệt

• Giảm lượng CO2 thải ra, thân thiện với mơi trường - Hạn chế:

• Giảm độ cứng chống uốn (-15%) • Giảm sức chịu cắt mặt sàn

2 Công nghệ sàn U-Boot Beton Việt nam

Hệ sàn U-Boot Beton chuyển giao vào Việt Nam từ năm 2012 ( công ty TNHH xây dựng Lâm Phạm ký hợp đồng độc quyền chuyển giao công nghệ) với công nghệ hệ sàn U-Boot Beton:

+ Công nghệ sàn đổ chỗ: Ghép ván khuôn, đặt thép lưới lớp dưới, lắp hộp Uboot, đặt thép lưới lớp trên, đặt thép nối, thép gia cường, thép chịu cắt đổ bê tông hai lần công trường

+ Công nghệ sàn bán lắp ghép: Chế tạo sẵn cấu kiện gồm lưới thép, thép gia cường đúc bê tông 6cm xưởng Vận chuyển tới công trường, lắp dựng vào vị trí, đặt hộp U-Boot Beton, lắp dựng lớp thép đổ bê tông lần

Tuy nhiên, cơng nghệ sàn bán lắp ghép sử dụng

Đã có nhiều cơng trình thành phố lớn Hà Nội, Thành phố Hồ Chí Minh số địa phương khác áp dụng công nghệ như:

+ Trường mầm non quốc tế - Phường Dịch Vọng, quận Cầu Giấy, TP, Hà Nội (Hình 1.6 e)

+ Cao ốc văn phòng 14 tầng ,Châu Tấn + Khách sạn Kiều Dung, tỉnh Quảng Bình

+ Chung cu 25 tầng Lô G1, Khu đô thị lán bè, cột phường Hồng Hà, thành phố Hạ Long

+ Khách sạn Glory Home số 771 Trần Xuân Soạn, quận 7, Thành phố Hồ Chí Minh

3 Trình tự thi cơng loại sàn U-Boot Beton

3.1 Trình tự thi cơng sàn bê tơng khơng dầm U-Boot Beton đổ chỗ

Trình tự thi cơng phải đề xuất biện pháp thi cơng nhà thầu thơng thường trình tự thi công sàn U-Boot Beton thực theo bước thứ tự sau: Lắp dựng hệ ván khuôn ► Công tác cốt thép đặt hộp ► Neo sàn ► Đổ bê tông sàn ► Tháo hệ ván khn

Trình tự cụ thể bước sau:

Bước Lắp dựng hệ ván khuôn, đà giáo, cột chống (hình 5) Bước Cơng tác cốt thép đặt hộp nhựa (hình 6)

Hình Chung cư Glory Palace Khối 15, phường Tràng Thi, Thành phố Vinh, Nghệ An

Hình Tịa Nhà 25 tầng – Hà Long, CĐT: UBND Tỉnh Quảng Ninh

Hình Cơng ty Cổ phần DEVYT, Cầu Giấy, Hà Nội

Hình Trụ sở tổng công ty 36 Nam Đồng, Hà Nội

Công tác tác thi công lắp đặt hộp U-boot theo trình tự sau:

• Lấy hộp U-boot làm chuẩn, xếp vng góc hộp theo phương, hộp xếp theo chiều mũi tên hướng dập mặt hộp Các hộp định vị với nối

• Tiến hành rải hộp theo hàng U-boot định vị sẵn

• Lắp đặt nối theo kích thước hộp theo thiết kế, đảm bảo hộp thẳng hàng, khoảng cách

• Lắp đặt loại thép gia cường, kê thép kê để đảm bảo khoảng cách lớp thép đảm bảo chiều dày bê tơng lớp

• Lắp đặt lớp thép thi công công việc (hình 7)

Nghiệm thu lắp đặt hộp U-boot:

• Các hộp phải lắp thẳng hàng, có đầy đủ neo (nối), khơng để hộp bị vỡ nứt trước lắp đặt thép lớp Nếu có hộp vỡ nứt phải thay (Hình 8)

• Kiểm tra lại tồn số lượng hộp, khoảng cách định vị nối U-boot theo vẽ thiết kế

thép gia cường

• Có biện pháp neo/cố định lớp thép với để chống tượng đẩy đổ bê tơng (Hình 9)

• Chú ý: việc thi cơng gây việc xơ lệch vị trí hộp, người thi công yêu cầu cần hạn chế việc đứng bề mặt hộp chưa lắp đặt thép lớp Khi tháo nối để tiện cho việc lắp thép, cần lắp lại ban đầu sau cơng tác lắp dựng thép hồn thành

Bước Đổ bê tông sàn

Bê tông đổ tối thiểu lần:

Lần đảm bảo kín chân hộp đến ½ chiều cao hộp, tiến hành đầm kỹ, đầm xung quanh hộp, đảm bảo bê tơng chèn kín - đủ phần đáy hộp

Lần 2: Việc đổ bê tông lần hai phải tuân thủ hướng dẫn kỹ sư công trường, phải chờ thời gian để bề mặt bê tông lớp se lại, thời gian se bề mặt bê tông phụ thuộc vào yếu tố thời tiết cấp phối bê tông Sau cho phép kỹ sư trường với tiếp tục đổ đảm bảo theo chiều dày thiết kế Bê tơng sàn Uboot đổ hồn thành ta tiến hành đổ bê tơng vị trí tiếp giáp với sàn Uboot

Hình Lắp dựng hệ cột chống, đà giáo ván khuôn cho sàn U-Boot Beton

Hình Lắp đặt hộp nhựa cho sàn U-Boot Beton

Hình 10 Đổ bê tơng lần 1 Hình 11 Đổ bê tơng lần 2

Hình Lưới thép cho sàn U-Boot Beton

Hình Kiểm tra hộp uboot Hình Neo cố định thép lớp

và dưới

• Khơng nhún nhảy hộp q trình thi cơng • Tn thủ tuyệt đối quy cách đổ kỹ sư LPC yêu cầu

• Nếu xảy trường hợp đẩy làm bềnh hộp U-boot, đầm bình thường, sau đầm xong dùng vật nhọn búa tạo bề mặt U-boot lỗ thủng nhỏ, khí nén hộp xì để cân áp suất với bên ngoài, sau dùng chân ép hộp U-boot xuống tiến hành đổ bê tông lần

Bảo dưỡng tháo dỡ ván khn sàn U-boot

Qui trình bảo dưỡng tháo dỡ ván khuôn sàn U-boot giống sàn bê tơng cốt thép thơng thường

• Nếu đổ bê tơng sàn thời tiết nắng – nóng, độ ẩm thấp: Cần có biện pháp che đậy sau hoàn thành bề mặt sàn Đồng thời tiến hành tưới nước bảo dưỡng định kỳ sau bê tông sàn đơng cứng

• Nếu đổ bê tơng sàn vào buổi tối thời tiết mát, độ ẩm cao, tiến hành tưới nước bảo dưỡng định kỳ sau bê tơng sàn đơng cứng

3.2 Trình tự thi công sàn bê tông không dầm Uboot Beton đổ chỗ ứng dụng trong thi cơng móng bè (Móng bè nhẹ với Uboot Beton).

Việc ứng dụng thi cơng sàn Uboot beton vào móng bè ưu điểm trội sàn điều kiện nước ta có nhiều khu vực đất yếu

Trình tự bước thi cơng sàn Uboot Beton ứng dụng móng bè tương tự thi công Uboot Beton sàn, khác cơng tác sau:

• Thay cơng tác làm ván khn đáy, chống tiến hành làm phẳng mặt đất tự nhiên đổ bê tông lớp theo thiết kế

• Cơng tác ván khuôn biên lắp sau tiến hành đặt hộp Uboot cơng tác thép khác

Trình tự sơ đồ hóa hình 12:

3.3 Trình tự thi cơng sàn Uboot Beton bán lắp ghép

Trình tự thi cơng loại sàn sơ đồ hóa hình 13

KẾT ḶN VÀ KIẾN NGHỊ Kết luận

U-Boot Beton công nghệ thi cơng sàn bê tơng cốt thép mang tính cách mạng xây dựng sử dụng hộp nhựa tái chế để thay phần bê tông không tham gia chịu lực thớ sàn, làm giảm đáng kể trọng lượng thân kết cấu vượt nhịp lớn Bản sàn U-Boot Beton phẳng, không dầm, liên kết trực tiếp với hệ cột, vách chịu lực, có nhiều ưu điểm mặt kỹ thuật kinh tế Tuy nhiên với điều kiện Việt Nam, hạ tầng kỹ thuật xã hội chưa cao, trình áp dụng cơng nghệ thi cơng sàn U-Boot Beton chưa hiểu rõ quy trình cơng nghệ, quy trình thi cơng chưa tốt nên chưa áp dụng rộng rãi

Tác giả tiến hành tìm hiểu công nghệ sàn U-Boot Beton, công tác thi công sàn U-Boot Beton thực tế, để từ đề xuất quy trình thi cơng sàn U-Boot Beton đảm bảo chất lượng phù hợp với điều kiện Việt Nam

Kiến nghị

Hình 12 Trình tự thi cơng móng bè nhẹ sử dụng hộp

Uboot Beton Hình 13 Trình tự thi cơng sàn Uboot Beton bán lắp ghép

Beton ngày hiệu hơn, cần phải có nhiều nghiên cứu, khảo sát, đánh giá hiệu ưu nhược điểm công nghệ sàn U-Boot Beton, nghiên cứu kỹ cố gặp phải q trình thi cơng sàn U-Boot Beton áp dụng công nghệ Việt Nam

Hiện công nghệ sàn U-Boot Beton ngày nhiều chủ đầu tư sử dụng cho cơng trình mình, nhiên cơng nghệ nên cơng tác quản lý chất lượng, quản lý thi công sàn hầu hết đơn vị tự lập tự thực

Kiến nghị quan chức sớm xây dựng ban hành tiêu chuẩn, hướng dẫn kỹ thuật chung để có quy trình thi cơng, nghiệm thu sàn U-Boot Beton thống lĩnh vực xây dựng áp dụng công nghệ này./

Tài liệu tham khảo

1 Công ty TNHH Xây dựng Lâm Phạm – Tài liệu kỹ thuật 2012; 2 Nguyễn Văn Hùng: Phân tích thực nghiệm mô ứng

xử sàn Uboot chịu tác dụng tải trọng tĩnh - Luận văn thạc sỹ chuyên ngày kỹ thuật xây dựng dân dụng công nghiệp, 2014;

3 Tiêu chuẩn sở TCCS 002:2011 Sàn bê tong khơng dầm có lỗ rồng – Tiêu chuẩn thiết kế, chế tạo lắp ráp, 2011; 4 QTTC&NT 01-2015/PLC-DALIFROM: Quy trình thi cơng

nghiệm thu sàn Uboot Beton; 2015.

4.3 Mơ hình Hardening Soil (H-S)

Mơ hình H-S mơ hình đàn dẻo loại Hyperbolic Đây mơ hình đất tiên tiến sử dụng lý thuyết dẻo thay lý thuyết đàn hồi, có xét đến đặc tính chảy đất biên phá hoại Mơ hình mô tăng bền ứng suất tiếp ứng suất pháp Khi chịu tác dụng ứng suất lệch sơ cấp, đất giảm độ cứng đồng thời phát triển biến dạng dẻo Quan hệ biến dạng dọc trục ứng suất lệch mơ tả đường Hyperbol Mơ hình khắc phục nhược điểm mơ hình M-C mô tả ứng xử đất làm việc chịu tải – dỡ tải - gia tải lại

Trong hình 8, ta nhận thấy mơ hình H-S mô ứng xử làm việc phi tuyến đất tốt mơ hình M-C Ngồi mơ hình H-S lưu lại ứng suất tiền cố kết;

Trong hình 9, mối quan hệ ứng suất biến dạng dọc trục mơ hình M-C có đường nén nở trùng nên biến dạng dư q trình thí nghiệm mơ hình H-S

5 Kết luận

Báo cáo phân tích ảnh hưởng tượng hóa

đó báo khái quát lại số phương pháp đánh giá khả hóa lỏng, chế phá hủy cọc đơn nhóm cọc hóa lỏng

Khi xem xét mơ hình đất nền, ta nhận thấy mơ hình tái bền Hardening Soil phản ánh ứng xử đất hóa lỏng phù hợp với thực tế mơ hình khác Do đó, mơ hình tính tốn móng cọc điều kiện có khả xảy hóa lỏng ta nên ưu tiên lựa chọn mơ hình đất H-S để khảo sát./

Tài liệu tham khảo

1 Trần Văn Việt (2008), Cẩm nang dùng cho Kỹ sư địa kỹ thuật, Nhà xuất xây dựng.

2 TCVN 9386-2:2012 – Thiết kế cơng trình chịu động đất, phần 2 – móng, tường chắn vấn đề địa kỹ thuật. 3 Gopal Madabhushi, Jonathan Knappett, Stuart Haigh, Design

of pile foundations in liquefiable soils, World Scientific Publishing Co Pte.Ltd, 2009.

4 Plaxis 3D Foundation Manual 2012.

Lựa chọn mơ hình đất tính tốn móng cọc

Phân tích phương pháp đánh giá chất lượng trong kiểm định cơng trình bê tơng cốt thép

Analysis of quality assessment methods in reinforced concrete building inspection

Vũ Hồng Hiệp

Tóm tắt

Bài báo giới thiệu phương pháp đánh giá chất lượng cơng trình sử dụng trong cơng tác kiểm định Dựa những phân tích, so sánh ví dụ áp dụng phương pháp, rút phạm vi áp dụng phương pháp đánh giá để kiểm định cơng trình bê tơng cốt thép. Từ khóa: Kiểm định cơng trình, phương pháp

tổng hợp, kiểm tra khả chịu lực.

Abstract

This article introduces quality assessment methods of buildings using in inspection work Based on analyses, comparisons and examples of application methods, the scope of application is concluded for the reinforced concrete structure inspection.

Keywords: Building inspection, synthesis

method, check load capacity.

TS Vũ Hoàng Hiệp

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: vhhiep91@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Kiểm định công trình xây dựng hoạt động khảo sát, kiểm tra, đo đạc, thí nghiệm, định lượng hay nhiều tính chất sản phẩm kết cấu cơng trình Trên sở vào mục tiêu kiểm định, tiến hành phân tích, so sánh, tổng hợp, đánh giá rút nhứng kết luận cơng trình theo quy định thiết kế tiêu chuẩn xây dựng hành áp dụng

Hiện nay, công trình xây dựng chuyển đổi mục đích sử dụng, cơng trình gặp cố cơng trình xuống cấp có nhu cầu cải tạo nâng cấp chiếm số lượng không nhỏ Việc kiểm định đánh giá chất lượng cơng trình cũ sở để chủ đầu tư định phương án sửa chữa, cải tạo hay phải tháo dỡ cơng trình nhằm đảm bảo an tồn sử dụng Kết đánh giá cịn phục vụ cho cơng tác thiết kế cải tạo cơng trình Vì vậy, cơng tác kiểm định đánh giá chất lượng cơng trình khơng cơng việc quan kiểm định, giám định chất lượng mà kể chủ đầu tư tư vấn thiết kế cần hiểu với mức độ phù hợp Bài báo đề cập đến bước quan trọng quy trình kiểm định bước đánh giá chất lượng kết cấu cơng trình

2 Giới thiệu phương pháp đánh giá chất lượng kết cấu cơng trình theo quy trình kiểm định

2.1 Đánh giá theo số độ tin cậy

Trong học công trình, chẩn đốn kỹ thuật cơng trình hay đánh giá cơng trình hữu lĩnh vực quan trọng Bài tốn chẩn đốn kỹ thuật cơng trình toán dự báo, đánh giá khả chịu lực, mức độ an tồn cơng trình hữu theo số liệu đo đạc trường ý kiến chuyên gia Về chất toán tính tốn độ tin cậy cơng trình hữu Khi có đủ số liệu vật lý, hình học tải trọng, tìm kỳ vọng phương sai tham số chẩn đốn áp dụng phương pháp chẩn đốn cách tính tốn lại điều kiện thông tin ngẫu nhiên Từ giá trị số độ tin cậy cơng trình (β) xếp hạng an tồn cơng trình vào loại [1]:

- Chất lượng tốt; - Đủ an toàn;

- Cần gia cố sửa chữa, cho sử dụng; - Cần đình để sửa chữa;

- Đình sử dụng, phá bỏ

Trên giới có tiêu chuẩn quy định phân loại an tồn theo số độ tin cậy cơng trình β [3, 5]

2.2 Đánh giá theo phương pháp tổng hợp

Trình tự tiến hành kiểm định chất lượng, xác định mức độ nguy hiểm cơng trình theo Tiêu chuẩn TCVN 9381:2012 [2] gồm bước: Khảo sát sơ bộ, khảo sát chi tiết, phân tích đánh giá lập báo cáo

Phương pháp đánh giá tổng hợp tiến hành theo bước sau:

- Bước 1: Xác định tổng số cấu kiện nguy hiểm (Theo quy định tiêu chuẩn đánh giá tiêu chuẩn thiết kế liên quan)

- Bước 2: Tính tỷ số phần trăm cấu kiện nguy hiểm phận cơng trình (nền móng, kết cấu chịu lực, kết cấu bao che) - ký hiệu ρ

- Bước 3: Xác định hàm phụ thuộc phận nhà theo cấp a, b, c, d - ký hiệu µa, µb, µc, µd

- Bước 4: Xác định hàm phụ thuộc nhà theo cấp A, B, C, D - ký hiệu µA, µB, µC, µD

theo cấp quy định:

Cấp A (khả chịu lực kết cấu thoả mãn yêu cầu sử dụng bình thường, kết cấu nhà an tồn);

Cấp B (cá biệt có cấu kiện nguy hiểm, khả chịu lực kết cấu đáp ứng yêu cầu sử dụng);

Cấp C (xuất tình trạng nguy hiểm cục bộ) Cấp D (nhà xuất tình trạng nguy hiểm tổng thể) 2.3 Đánh giá theo tính tốn kiểm tra kết cấu

Phương pháp đánh giá dựa theo tính tốn, kiểm tra khả chịu lực kết cấu, cấu kiện quy định tiêu chuẩn Liên bang Nga SP 13-102 [7]

Theo tiêu chuẩn này, sau bước khảo sát bước đánh giá chất lượng cơng trình tiến hành dựa q trình tính tốn kiểm tra kết cấu cấu kiện, quy định sau:

- Việc tính tốn cơng trình xác định nội lực cấu kiện tải trọng sử dụng tiến hành sở phương pháp học kết cấu sức bền vật liệu Các tính tốn thực phương pháp kỹ thuật máy tính với phần mềm chuyên dụng Đồng thời tính tốn tiến hành sở có kể đến thơng số khảo sát thực tế được:

+ Các thông số hình học nhà phận nó: nhịp, chiều cao, kích thước tiết diện tính tốn kết cấu chịu lực;

+ Các gối tựa liên kết thực tế kết cấu chịu lực, sơ đồ tính tốn thực tế chúng;

+ Cường độ tính tốn vật liệu làm kết cấu;

+ Các khuyết tật hư hỏng ảnh hưởng đến khả chịu lực kết cấu;

+ Tải trọng tác động thực tế điều kiện sử dụng nhà cơng trình

- Sơ đồ tính tốn thực tế xác định theo kết khảo sát Khi xác định sơ đồ tính tốn thực tế làm việc kết cấu BTCT, với thơng số hình học chúng, phải kể đến cách đặt cốt thép thực tế cách liên kết chúng với

- Tính tốn khả chịu lực kết cấu bê tông cốt thép tiến hành phù hợp với tiêu chuẩn thiết kế tương ứng Việc so sánh đại lượng mức độ chịu tải thực tế kết cấu so với khả chịu lực

- Trên sở khảo sát kết cấu chịu lực, tính tốn kiểm tra phân tích kết chúng, đưa kết luận tình trạng kỹ thuật kết cấu đưa định việc sử dụng hay không Trong trường hợp nội lực kết cấu vượt khả chịu lực nó, tình trạng kết cấu xếp vào loại tình trạng khơng chấp nhận tình trạng nguy hiểm

3 Phân tích phương pháp đánh giá chất lượng cơng trình bê tơng cốt thép kiểm định

Phương pháp đánh giá chất lượng cơng trình theo số độ tin cậy khó khăn cho thực hành, lý khó có đầy đủ số liệu mà tốn tính tốn độ tin cậy yêu cầu Do vậy, phương pháp thích hợp nghiên cứu trường hợp điển hình

Hai phương pháp đánh giá theo tiêu chuẩn kiểm định hành Việt Nam Liên bang Nga, rõ ràng có tính thực hành cao hơn, áp dụng thực tế Do phần phân tích tập trung so sánh ưu, nhược điểm

cơng trình bê tơng cốt thép

Đánh giá theo phương pháp tổng hợp có ưu điểm lớn hoàn toàn sử dụng hàm phụ thuộc đơn giản có thơng số đầu vào tình trạng nguy hiểm cấu kiện - vốn dễ dàng xác định dựa theo quan sát, đo đạc đặc trưng hình học, độ nghiêng, võng, lún, vết nứt… so sánh với quy định tiêu chuẩn kiểm định TCVN 9381:2012 Các chủng loại cấu kiện khác có trọng số thay đổi hàm phụ thuộc Ví dụ: Trọng số 2,4 cho cột vách; 1,9 cho dầm kèo; 1,4 cho dầm phụ; cho sàn

Nhược điểm phương pháp đánh giá tổng hợp nhóm cấu kiện dùng chung trọng số, ảnh hưởng cấu kiện đến khả chịu lực hệ kết cấu khác Ví dụ : Cột khung vai trò chịu lực khác cột hành lang trang trí, cột tầng vai trị chịu lực khác cột tầng mái… Đặc điểm hệ kết cấu không xem xét theo phương pháp

Phương pháp đánh giá dựa tính tốn kiểm tra khả chịu lực kết cấu khắc phục nhược điểm phương pháp tổng hợp Nếu hiểu cơng trình thiết kế có khả chịu lực tính tốn dựa thơng số giả định, cơng trình hữu đánh giá chất lượng việc tính tốn khả chịu lực dựa vào thông số thu thập từ trường so sánh với nội lực thực tế tính tốn

Tuy vậy, việc khảo sát, thu thập đầy đủ số liệu phục vụ tính tốn kiểm tra kết cấu khơng đơn giản Với cơng trình bê tông cốt thép, cấu kiện bị che khuất, ngầm khó khảo sát Ngay thân cấu kiện lộ thiên mà kích thước lớn, đặt nhiều lớp cốt thép kỹ thuật đại thí nghiệm phá hủy khơng phá hủy khó xác minh Độ xác kết thí nghiệm khơng phá hủy ngồi trường làm cho thơng số đầu vào tính tốn gặp sai số

Chưa cần so sánh kết đánh giá, so sánh kết khảo sát cấu kiện phục vụ q trình đánh giá thấy khó khăn phương pháp tính tốn: Một đài móng cọc, đánh giá theo phương pháp tổng hợp cần đánh giá tính ngun vẹn mặt ngồi, đài khơng bị trôi trượt, nghiêng lệch vượt giới hạn quy định tiêu chuẩn kiểm định kết luận cấu kiện không nguy hiểm; đài cọc muốn tính tốn kiểm tra cần phải xác định loại cọc, đặc trưng vật liệu, chiều dài cọc, tính chất đất nền, tính chất học vật liệu bê tơng cọc, đài, chủng loại cấu tạo, bố trí cốt thép… không dễ dàng xác định

Để so sánh cụ thể phương pháp đánh giá theo kết tổng hợp kết tính tốn, mục trình bày ví dụ số

4 Ví dụ áp dụng

Ví dụ 1: Cho cơng trình nhà ống BTCT có khung nhịp, bước khung Giả định chất lượng bê tông xốp rỗng, nứt chân cột A tầng (Hình 1)

Yêu cầu đánh giá chất lượng kết cấu theo phương pháp tổng hợp theo tính tốn kiểm tra kết cấu

- Đánh giá theo phương pháp tổng hợp:

Tỷ số phần trăm cấu kiện nguy hiểm kết cấu chịu lực: ρsdm= 5,83%

Khả chịu lực kết cấu đáp ứng yêu cầu sử dụng bình thường, cá biệt có cấu kiện trạng thái nguy hiểm không ảnh hưởng đến kết cấu chịu lực, cơng trình đáp ứng u cầu sử dụng bình thường

- Đánh giá theo tính tốn kiểm tra kết cấu: Nội lực cột tầng không bị hư hỏng bê tông: Bảng So sánh nội lực cột B tầng 1

Nội lực

(kN, kNm) Trước hư hỏng cột A Sau hư hỏng cột A

Mô men 46,0 63,0

Lực dọc 206,3 202,6

Lực cắt 21,0 33,5

Khả chịu lực cột B không đảm bảo nội lực tăng, cấu tiếp tục thay đổi dẫn đến kết cấu bị phá hoại, tình trạng nguy hiểm tồn hệ

Ví dụ 2: Cho cơng trình Giả định tồn cột nghiêng 1% Yêu cầu đánh giá chất lượng kết cấu theo phương pháp tổng hợp theo tính tốn kiểm tra kết cấu

- Đánh giá theo phương pháp tổng hợp:

Tỷ số phần trăm cấu kiện nguy hiểm kết cấu chịu lực: ρsdm= 58,2%

Cấp nguy hiểm cơng trình: Cấp C (Cơng trình có phận nguy hiểm)

Khả chịu lực số phận kết cấu đáp ứng yêu cầu sử dụng bình thường, xuất tình trạng nguy hiểm cục

- Đánh giá theo tính tốn kiểm tra kết cấu:

Chuyển vị ngang đỉnh khung vượt giới hạn tiêu chuẩn thiết kế cho phép, khung không đảm bảo yêu cầu sử dụng

Nhận xét thấy, đối tượng kiểm định sử dụng phương pháp đánh giá cho kết chất lượng cơng trình khác Để đạt hiệu cao công tác kiểm định, mang lại kết luận xác chất lượng cơng trình, kiến nghị đánh giá song song phương pháp, chọn mức thấp kết để kết luận tình trạng kỹ thuật cơng trình Tùy thực tế đặc điểm cơng trình kết hợp phương pháp đánh giá cho phận kết cấu Đối với phần ngầm, khơng có đủ số liệu tính tốn kiểm tra dùng cách đánh giá tổng hợp để kết luận tình trạng kỹ thuật Nếu phần thân kết cấu có đủ số liệu, giả định phần móng đạt u cầu an tồn, tính toán kiểm tra hệ kết cấu 5 Kết luận

Việc lựa chọn phương pháp đánh giá định nhiều đến kết luận tình trạng kỹ thuật, chất lượng cơng trình kiểm định

Đối với cơng trình bê tơng cốt thép, khơng dễ khảo sát đầy đủ số liệu để tính tốn kiểm tra kết cấu, nên kết hợp với phương pháp tổng hợp để đánh giá chất lượng cơng trình

Đánh giá theo phương pháp tổng hợp có nhiều ý nghĩa triển khai hoạt động kiểm định, nhiên, cần cẩn trọng áp dụng có phân tích khoa học tùy đặc điểm cơng trình thực tế, tránh máy móc, làm sai lệch kết luận kiểm định Trường hợp số lượng cấu kiện nguy hiểm nhóm có trọng số cao chiếm tỷ lệ lớn, thiết phải phân tích, kiểm tra so sánh thêm với kết theo phương pháp tổng hợp./

Tài liệu tham khảo

1 Nguyễn Văn Phó, Lê Ngọc Thạch, Trần Văn Liên, Bài tốn chẩn đốn kỹ thuật cơng trình điều kiện thông tin mờ, Tuyển tập công trình Hội nghị khoa học Tồn quốc Cơ học vật rắn biến dạng lần thứ 8, tr 618-627, 2006.

2 Tiêu chuẩn Việt Nam, Chỉ dẫn đánh giá mức độ nguy hiểm của kết cấu nhà, TCVN 9381:2012, 2012.

3 Tiêu chuẩn Nhà nước CHND Trung Hoa, Tiêu chuẩn thống nhất để thiết kế công trình theo độ tin cậy, JB 50153-12, 2012.

4 Trung tâm Thí nghiệm Kiểm định chất lượng cơng trình, Báo cáo kiểm định chất lượng cơng trình, Đại học Kiến trúc Hà Nội, 2008 - 2014.

5 ISO, General principles on reliability for structures, ISO 2394, 1998.

6 СП 13-102-2003, Правила обследования несущих строительных конструкций зданий и сооружений, Своды правил по проектированию и строительству, 2003.

Hình Biến dạng khung ngang

1.2T/m 1.2T/m 1.2T/m 1.2T/m

C25x25

D20x30 D20x30 D20x30 D20x30

C25x25

C25x25

C25x25

C25x25

C25x25

C25x25

C25x25 400

0

400

0

400

0

4000

4000

A B

2000

C25x25 C25x25

D20x30

Đánh giá an toàn kết cấu

nhà lắp ghép lớn hữu

Safety assessment of preassembled large-size block building

Nguyễn Võ Thông, Đỗ Văn Mạnh

Tóm tắt

Thực Chỉ thị 05/CT-TTg ngày 15/2/2016 Thủ tướng Chính phủ việc kiểm tra, rà sốt, đánh giá an tồn chịu lực nhà cơng trình cơng cộng cũ, nguy hiểm đô thị, Bộ Xây dựng đã ban hành Quy trình đánh giá an tồn kết cấu nhà cơng trình cơng cộng kèm theo Quyết định số 488/QĐ-BXD ngày 25/5/2016 Bài báo trình bày nội dung đánh giá an tồn kết cấu cho một cơng trình nhà lắp ghép lớn hiện hữu đề xuất kiến nghị sau khi đánh giá theo Quy trình ban hành. Từ khóa: Chung cư cũ, biệt thự cổ, an toàn kết

cấu, quy trình kiểm định, nhà lắp ghép lớn

Abstract

This paper presents the safety assessment of preassembled large-size block building and some recommendations after assessment according to the promulgated process were proposed.

Keywords: Old apartment, old villa, safety

structure, inspection process, preassembled large-size block building

PGS.TS Nguyễn Võ Thông

Viện Khoa học Công nghệ Xây dựng Email: thongnguyenvo@gmail.com

ThS Đỗ Văn Mạnh

Viện Khoa học Công nghệ Xây dựng Email: domanh.tstu@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Hiện nay, thành phố lớn Hà Nội, TP Hồ Chí Minh nhiều nhà xây dựng từ lâu, niên hạn 60 năm, đặc biệt nhà ở, nhà cơng sở, cơng trình cơng cộng xây dựng trước năm 1954, nhà chung cư xây dựng trước năm 1994 Nhìn chung, chất lượng cơng trình bị xuống cấp Nhiều cơng trình hết niên hạn sử dụng, bị hư hỏng, tiềm ẩn nguy xảy cố, sập đổ Vì vậy, việc đánh giá an toàn kết cấu đối tượng vấn đề cần phải giải cấp bách

Trước trạng đó, ngày 15/2/2016, Thủ tướng Chính phủ ban hành Chỉ thị 05/ CT-TTg việc kiểm tra, rà sốt, đánh giá an tồn chịu lực nhà cơng trình cơng cộng cũ, nguy hiểm đô thị [1] Tuy nhiên với số lượng nhà cơng trình cơng cộng, đặc biệt nhà chung cư biệt thự cũ lên đến hàng nghìn, việc rà sốt, đánh giá thời gian, kinh phí nhân lực Vì vậy, để thực cơng tác đánh giá an tồn kết cấu nhà cơng trình cơng cộng, cần phải đưa quy trình cụ thể, thống nhất, dễ áp dụng Trước tình hình đó, ngày 25/5/2016, Bộ Xây dựng ban hành kèm theo Quyết định số 488/QĐ-BXD Quy trình đánh giá an tồn kết cấu nhà cơng trình cơng cộng Viện Khoa học Cơng nghệ Xây dựng biên soạn [2]

Hiện nay, công tác đánh giá an tồn kết cấu nhà cơng trình cơng cộng thực tỉnh thành nước Nhà lắp ghép lớn dạng nhà xây dựng phổ biến khoảng thời gian năm 1960 – 1980 Qua trình sử dụng, cơng trình nhà lắp ghép lớn có dấu hiệu xuống cấp, có nhiều nhà xuống cấp nghiêm trọng nghiêng, lún, nứt tách, mối nối liên kết hư hỏng…, gây ảnh hưởng tới an tồn cho kết cấu cơng trình người q trình khai thác, sử dụng Nội dung trình bày số kết đánh giá an toàn kết cấu cơng trình cụ thể, nhà lắp ghép lớn đề xuất số kiến nghị 2 Kết đánh giá an toàn chịu lực nhà lắp ghép lớn

2.1 Kết khảo sát, đánh giá sơ (Giai đoạn 1) 2.1.1 Kết thu thập thơng tin cơng trình

Đối tượng khảo sát cơng trình nhà tập thể Hà Nội, xây dựng vào năm 1984 Qua thời gian sử dụng, khơng cịn lưu trữ hồ sơ liên quan Qua khảo sát sơ bộ, quy mơ cơng trình gồm 05 tầng cao 15,5 m, mặt kích thước 48,3x9,8 m Kết cấu chịu lực cơng trình bao gồm: móng bè BTCT tồn khối, tường chịu lực BTCT lắp ghép lớn, panel sàn, mái BTCT liên kết với mối nối hàn chèn vữa bê tông Kết cấu thang BTCT lớn kê lên dầm chiếu nghỉ dầm chiếu tới Dầm thang gối hai đầu lên tường chịu lực Hệ thống lan can hành lang cấu tạo từ BTCT liên kết vào tường ngang mối nối hàn

2.1.2 Kết khảo sát trường

thực với khuyết tật loại cấu kiện giá trị hư hỏng lớn tương ứng (theo Bảng Quy trình [2]) thống kê Bảng

Các hư hỏng, khuyết tật khác hình ảnh, kết đo vẽ hình thái hư hỏng phải ghi chép, đưa vào báo cáo kết khảo sát

2.1.3 Kết phân tích, đánh giá

Từ kết khảo sát trường khuyết tật lớn Bảng 1, sử dụng công thức (1) để xác định giá trị hư hỏng tổng thể cơng trình:

1 2

ck ck i cki

tt

i

α ε α ε α ε

ε

α α α

+ + +

=

+ + + (1)

Đối với đối tượng cơng trình khảo sát εtt=0,34 Đối chiếu với Bảng Quy trình [2], cơng trình có tình trạng kỹ thuật thuộc mức 2: chưa đáp ứng yêu cầu sử dụng, tồn khuyết tật, hư hỏng làm giảm khả chịu lực, ảnh hưởng đến khả khai thác, cần tiến hành khảo sát chi tiết

2.2 Kết khảo sát, đánh giá chi tiết (Giai đoạn 2)

Đối tượng cơng trình khảo sát có tình trạng kỹ thuật thuộc mức 2, tiến hành khảo sát, đánh giá chi tiết Trước thực công tác khảo sát, đánh giá chi tiết, nhóm khảo sát tiến hành lập đề cương chi tiết, xác định khối lượng khảo sát Đối với nhà lắp ghép lớn, cần phân chia cấu kiện để khảo sát (xem mục 3.1) Nguyên tắc đánh giá tình trạng kỹ thuật (cấp nguy hiểm) thực theo hướng dẫn TCVN 9381: 2012 [3] với số lưu ý sau:

- Đối với mối nối có khuyết tật gỉ sét, dịch chuyển, liên kết, cấu kiện panel tường, panel sàn (mái), lan can, dầm cầu thang liên kết mối nối tính cấu kiện nguy hiểm;

- Việc thí nghiệm, lấy mẫu xác định đặc trưng vật liệu, bố trí cốt thép thực tất loại cấu kiện: móng, tường ngang, tường dọc, sàn, mái, lan can, cầu thang ;

- Nếu kết đo độ nghiêng cơng trình cho thấy cơng trình có dấu hiệu nghiêng, lún móng cơng trình, cần phải tiến hành quan trắc, theo dõi tình trạng nghiêng lún cơng trình sau khảo sát, đánh giá, nhằm có biện pháp xử lý kịp thời;

- Do có nhiều cấu kiện bị lấp kín khơng khảo sát được,

khi đánh giá tình trạng kỹ thuật (cấp nguy hiểm) theo TCVN 9381: 2012 [3], tổng số cấu kiện tính tổng số cấu kiện tiến hành khảo sát (khơng tính tổng số cấu kiện tồn cơng trình)

Kết khảo sát, đánh giá chi tiết cơng trình nhà lắp ghép lớn nhóm tác giả thực trình bày đây:

2.2.1 Kết đo đạc, kiểm tra trường

Các nội dung đo đạc, kiểm tra trường bao gồm: đo đạc trục định vị, nhịp, bước, kích thước hình học kết cấu chịu lực; đào lộ hố mỏng, kiểm tra kết cấu móng; xác định, đo vẽ khuyết tật, hư hỏng cơng trình; đo độ nghiêng tường

Do hồ sơ liên quan đến cơng trình khơng lưu trữ nên tiến hành đo đạc tồn kết cấu cơng trình nhằm xác định xác tất kích thước hình học kết cấu Kết đo đạc thể vẽ mặt bằng, mắt đứng, mặt cắt chi tiết Nhóm khảo sát tiến hành đào kiểm tra 06 vị trí cơng trình Kết khảo sát cho thấy móng cơng trình kết cấu móng bè bê tơng cốt thép, chiều dày móng 50 cm, chiều sâu đáy móng -1,95 m Khơng phát thấy có khuyết tật, hư hỏng vị trí móng đào lộ

Phần thân cơng trình kết cấu lắp ghép lớn, mối nối, đường hàn liên kết cốt thép liên kết hàn bị han gỉ mạnh gây ảnh hưởng đến ổn định tổng thể cơng trình, đặc biệt chịu tải trọng ngang bất thường Kết cấu cầu thang trạng thái nguy hiểm, phải chống đỡ tạm hệ khung thép Hầu hết lan can bị bong lớp bê tông bảo vệ làm lộ cốt thép chịu lực, liên kết lan can với tường ngang bị han gỉ nặng, tiềm ẩn nguy an toàn cao Toàn tường BTCT thu hồi mái bị nghiêng lệch giới hạn cho phép Nhiều vị trí lớp bê tông bảo vệ bong làm lộ cốt thép chịu lực Các BTCT tạo dốc hầu hết bị xê dịch khỏi vị trí ban đầu tường BTCT thu hồi mái bị nghiêng Liên kết BTCT tạo dốc với tường thu hồi mái bị han rỉ Các bê tơng xỉ chống nóng hầu hết bị mục nát, lớp vữa liên kết bị lão hóa nghiêm trọng, tiềm ẩn nguy bị rơi xuống gây nguy hiểm Kết đo độ nghiêng cho thấy nhiều tường dọc tường ngang chịu lực có độ nghiêng %, cá biệt có tường có độ nghiêng đo lên tới 2,11 %

Bảng Thống kê hư hỏng lớn loại cấu kiện

TT Loại cấu kiện Khuyết tật lớn Vị trí Giá trị hư hỏng, ε

cki

Hệ số tầm quan trọng, αi

1 Tấm panel tường ngang chịu lực Vết nứt xuyên qua tường có chiều rộng 0,6 mm Panel tường hành lang tầng trục C-2,3 0,35

2 Tấm panel tường dọc chịu lực Mối nối bị han gỉ, dịch chuyển Panel tường tầng trục A, B- 5,6 0,35

3 Sàn Bong tách lớp bê tơng bảo vệ làm lộ cốt thép bị ăn mịn Ô sàn tầng trục 7-8 0,25

4 Mái Mối nối bị dịch chuyển Panel mái panel tường trục D, E – 3, 4 0,35

5 Cầu thang Dầm thang bị bong tách lớp bê tơng bảo vệ làm lộ tồn

đường kính cốt thép bị ăn mòn Cầu thang tầng 0,35

2.2.2 Kết xác định đặc trưng vật liệu

Nhóm khảo sát tiến hành thí nghiệm trường, lấy mẫu thí nghiệm phịng, kết sau: cường độ bê tơng theo phương pháp siêu âm kết hợp súng bật nảy 60 cấu kiện dao động từ 18,7 N/mm2 đến 42,1 N/mm2; cường độ

bê tông 12 tổ mẫu khoan dao động từ 32,5 N/mm2 đến 44,5

N/mm2; siêu âm xác định chiều dày lớp bê tông bảo vệ, vị trí

và bố trí cốt thép cấu kiện chịu lực; cường độ chịu nén 09 tổ mẫu gạch dao động từ 12,9 N/mm2 đến 17,9 N/

mm2; cường độ chịu nén 09 tổ mẫu vữa dao động từ 9,6

N/mm2 đến 11,1 N/mm2

2.2.3 Kết xác định tải trọng thực tế

Các tải trọng thực tế bao gồm: Tĩnh tải: gây kết cấu BTCT phần mềm tự động tính tốn, gây vật liệu hoàn thiện xác định đục tẩy lớp vật liệu hoàn thiện để đo đạc, gây tường ngăn chia cải tạo, gây phần cơi nới, bể nước mái Hoạt tải xác định theo TCVN 2737: 1995 [4] theo công sử dụng thực tế khu vực (bao gồm các khu vực cơi nới) Tải trọng gió xác định thuộc vùng II, dạng địa hình B, áp lực gió tiêu chuẩn W0 = 0,95 kN/m2 Tải trọng động đất

không xét tới q trình tính tốn

2.2.4 Kết tính tốn kiểm tra khả chịu lực Sử dụng phần mềm chuyên dụng máy tính để tính toán khả chịu lực cấu kiện Quá trình tính tốn, nhóm thực sử dụng số liệu xác định qua bước đây: thông số kích thước hình học, đặc trưng vật liệu, tải trọng thực tế Kết tính tốn cho thấy: cấu kiện móng, tường, sàn đảm bảo khả chịu lực theo điều kiện thực tế Các mối nối thực tế khó tính tốn, kiểm tra

mối nối bị hư hỏng, dẫn tới sàn, tường liên kết xem cấu kiện nguy hiểm

2.2.5 Kết tính đánh giá tình trạng kỹ thuật cơng trình

Nhóm thực tiến hành đánh giá tình trạng kỹ thuật cơng trình dựa hướng dẫn TCVN 9381: 2012 [3], thực theo nguyên tắc đánh giá chất lượng cơng trình chi tiết (cấu kiện) đến phận cơng trình (Kết cấu móng, kết cấu chịu lực, kết cấu bao che) cuối đánh giá chất lượng tồn cơng trình Sử dụng kết khảo sát, đo đạc, thí nghiệm, tính toán để xác định cấu kiện nguy hiểm số cấu kiện khảo sát Đặc trưng để xác định cấu kiện xem nguy hiểm trình bày chi tiết TCVN 9381: 2012 [3] Kết đánh giá cấu kiện nguy hiểm trình bày Bảng

Dựa thống kê cấu kiện nguy hiểm Bảng 2, sử dụng công thức tính tốn TCVN 9381: 2012 [3], xác định tình trạng kỹ thuật (mức độ nguy hiểm) cơng trình, cụ thể sau:

Tỷ số phần trăm cấu kiện nguy hiểm trong: móng %; kết cấu chịu lực là:76,7 %; kết cấu bao che 68,9 %

Cấp a: µaf = 1; µas = 0; µaes =

Cấp b: µbf = 1; µbs = 0; µbes =

Cấp c: µcf = 0; µcs = 0,33; µces = 0,44

Cấp d: µdf = 0; µds = 0,67; µdes = 0,55

Hàm phụ thuộc nhà theo cấp A, B, C, D xác định công thức:

µA = max[min(0,3; 1); min(0,6; 0); min(0,1; 0)] = max(0,3;

0; 0) = 0,3 Bảng Kết đánh giá cấu kiện nguy hiểm

TT Cấu kiện kiểm tra Số lượng cấu kiện khảo sát Số lượng cấu kiện nguy hiểm Đặc trưng nguy hiểm

1 Nền móng

2

Tường nhà

Tường dọc chịu lực 150 120 Độ nghiêng %

Tường ngang chịu lực 80 70 Độ nghiêng %

Tường bao che 20 15 Độ nghiêng %

Tường bao che (tấm

lan can hành lang) 65 43

Lớp bê tông bảo vệ bị bong làm lộ cốt thép chịu lực; vết nứt; thay đổi kích thước hình học cơi nới tầng

Tường thu hồi mái 32 32 Lớp bê tông bảo vệ bị bong làm lộ cốt thép chịu lực; vết nứt; độ nghiêng %

3

Sàn nhà

Tấm sàn chịu lực 70 10 Vết nứt; lớp bê tông bảo vệ bị bong làm lộ cốt thép chịu lực

Tấm BT mái tạo dốc 71 71 Chuyển dịch gối tựa; lớp bê tông bảo vệ; bong lộ cốt thép chịu lực

Bản, sàn cầu thang 20 10 Chuyển dịch gối tựa; vết nứt; lớp bê tông bảo vệ bị bong làm lộ cốt thép chịu lực

4 Dầm (cầu thang) 14 14 Chuyển dịch gối tựa; vết nứt

5 Seno thoát nước mái 1 Vết nứt; lộ cốt thép chịu lực

Nghiên cứu quy trình bảo trì cột tháp viễn thơng

Research in the telecommunications maintenance process

Vũ Quốc Anh , Nguyễn Hải Quang

Tóm tắt

Báo cáo trình bày sở pháp luật quy phạm kỹ thuật liên quan đến công tác bảo trì cơng trình xây dựng Việt Nam quy phạm kỹ thuật bảo trì tháp viễn thơng giới để từ xây dựng quy trình bảo trì tháp viễn thơng cho phù hợp với điều kiện Việt Nam.

Từ khóa: Bảo trì, tháp viễn thơng

Abstract

The report presents the legal basis and the technical rules relating to the maintenance of construction works in Vietnam and normative technical maintenance of telecommunications towers in the world From that, the construction process protection maintenance of telecommunication towers to suit the conditions in Vietnam is esblished.

Keywords: Maintenance, telecommunications

tower

PGS.TS Vũ Quốc Anh

Khoa Xây dựng

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

TS Nguyễn Hải Quang

Khoa Xây dựng

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội Email: quangnh@epu.edu.vn

1 Một số vấn đề bảo trì cơng trình dạng tháp

Ở Việt Nam cơng trình xây dựng nói chung cơng trình viễn thơng nói riêng ngày phát triển, trụ tháp xây dựng cao ngày cao xây dựng ngày nhiều

Để cơng trình xây dựng sử dụng theo u cầu thiết kế phải có chế độ bảo trì thích hợp Trên giới có nghiên cứu vấn đề bảo trì tháp viễn thơng từ đưa khuyến cáo quy trình bảo trì nội dung cơng việc cần thực [8, 9, 10]

Ở Việt Nam, năm gần vấn đề bảo trì cơng trình xây dựng nói chung nhà nước quan tâm đưa vào luật, nghị định thông tư [1, 2, 3, 4, 5] với mong muốn cơng trình xây dựng phải có chế độ bảo trì thích hợp để sử dụng lâu dài theo quy định thiết kế

Đặc điểm tháp viễn thơng thiết bị thường tiếp xúc trực tiếp với mơi trường, có đặc điểm khác biệt so với cơng trình xây dựng khác Đó là, cơng trình thường bị tác động nhiều mơi trường, ăn mịn theo thời gian, lẽ mà vấn đề bảo trì cơng trình tháp viễn thơng phải quan tâm nhiều

Hiện nay, nước ta chưa có văn pháp lý tiêu chuẩn bảo trì riêng cho tháp viễn thơng, kiến thức chun sâu vấn đề chưa tổng hợp, nghiên cứu phổ biến rộng rãi Việc vận hành kỹ thuật bảo trì tháp viễn thơng cịn nhiều bất cập Do đó, nghiên cứu đề xuất qui trình bảo trì mơ hình tổ chức thực bảo trì tháp viễn thơng phù hợp với điều kiện Việt Nam cần thiết có ý nghĩa thực tiễn

2 Bảo trì cột tháp viễn thông

2.1 Các quy định pháp luật cơng tác bảo trì [2]

Bảo trì cơng trình xây dựng tập hợp công việc nhằm bảo đảm trì làm việc bình thường, an tồn cơng trình theo quy định thiết kế trình khai thác sử dụng Nội dung bảo trì cơng trình xây dựng bao gồm một, số tồn cơng việc sau: Kiểm tra, quan trắc, kiểm định chất lượng, bảo dưỡng sửa chữa cơng trình khơng bao gồm hoạt động làm thay đổi cơng năng, quy mơ cơng trình

Nội dung quy trình bảo trì cơng trình bao gồm: Các thơng số kỹ thuật, cơng nghệ cơng trình, phận cơng trình thiết bị cơng trình; Quy định đối tượng, phương pháp tần suất kiểm tra cơng trình; Quy định nội dung dẫn thực bảo dưỡng cơng trình phù hợp với phận cơng trình, loại cơng trình thiết bị lắp đặt vào cơng trình; Quy định thời điểm dẫn thay định kỳ thiết bị lắp đặt vào cơng trình; Chỉ dẫn phương pháp sửa chữa hư hỏng cơng trình, xử lý trường hợp cơng trình bị xuống cấp; Quy định thời gian sử dụng cơng trình; Quy định nội dung, thời gian đánh giá định kỳ cơng trình phải đánh giá an tồn q trình khai thác sử dụng theo quy định pháp luật có liên quan; Xác định thời điểm, đối tượng nội dung cần kiểm định định kỳ; Quy định thời điểm, phương pháp, chu kỳ quan trắc công trình có u cầu thực quan trắc; Các dẫn khác liên quan đến bảo trì cơng trình xây dựng quy định điều kiện nhằm bảo đảm an tồn lao động, vệ sinh mơi trường q trình thực bảo trì cơng trình xây dựng

Trường hợp nhà thầu thiết kế xây dựng cơng trình, nhà thầu cung ứng thiết bị khơng lập quy trình bảo trì, chủ đầu tư thuê đơn vị tư vấn khác có đủ điều kiện lực để lập quy trình, bảo trì cho đối tượng nêu Điểm a, Điểm b Khoản có trách nhiệm chi trả chi phí tư vấn

Chủ đầu tư tổ chức lập phê duyệt quy trình bảo trì theo quy định Điểm b Khoản Điều 126 Luật Xây dựng Chủ đầu tư, chủ sở hữu người quản lý, sử dụng cơng trình th đơn vị tư vấn có đủ điều kiện lực để thẩm tra phần tồn quy trình bảo trì cơng trình xây dựng nhà thầu thiết kế lập làm sở cho việc phê duyệt

Đối với cơng trình xây dựng đưa vào khai thác, sử dụng chưa có quy trình bảo trì chủ sở hữu người quản lý, sử dụng cơng trình tổ chức lập phê duyệt quy trình bảo trì cơng trình xây dựng, tổ chức kiểm định chất lượng cơng trình xây dựng làm sở để lập quy trình bảo trì cơng trình xây dựng cần thiết Trong quy trình bảo trì phải xác định rõ thời gian sử dụng cịn lại cơng trình

2.2 Quy phạm kỹ thuật cơng tác bảo trì 2.2.1 Quy định công tác kiểm tra

Việc kiểm tra cơng trình thực theo hình thức: Kiểm tra ban đầu; kiểm tra định kỳ; Kiểm tra bất thường; Kiểm tra chi tiết Việc kiểm tra định kỳ, kiểm tra bất thường kiểm tra chi tiết có Người sử dụng tự thực thuê đơn vị có lực phù hợp để thực

Kiểm tra ban đầu thực sau tháng kể từ thời điểm nghiệm thu cơng trình đưa vào sử dụng Đối với cơng trình sửa chữa gia cường kiểm tra ban đầu thực sau sửa chữa gia cường xong Kiểm tra ban đầu tiến hành toàn kết cấu cơng trình cơng trình Phương pháp kiểm tra chủ yếu trực quan, kết

sơ thi cơng (nhật ký cơng trình, biên kiểm tra có)

Kiểm tra định kỳ tiến hành kết cấu thuộc cơng trình Kiểm tra định kỳ nhằm phát kịp thời dấu hiệu hư hỏng kết cấu trình sử dụng mà việc kiểm tra ban đầu, bất thường không nhận biết Từ có biện pháp xử lý sớm nhằm trì tuổi thọ cơng trình Chủ cơng trình tự kiểm tra thuê đơn vị có chun mơn phù hợp để thực việc kiểm tra định kỳ Đầu tiên cơng trình khảo sát trực quan nhìn gõ nghe Khi nghi ngờ có hư hỏng suy giảm chất lượng sử dụng phương pháp kiểm tra không phá hủy mẫu để kiểm tra

Kiểm tra bất thường tiến hành cơng trình có dấu hiệu hư hỏng tác động đột ngột yếu tố bão, lốc, lũ lụt, động đất, trượt lở đất, va chạm với tàu xe, cháy, nổ, …Yêu cầu kiểm tra bất thường nắm bắt trạng, đưa kết luận yêu cầu xử lý, thực sửa chữa, khắc phục

Kiểm tra chi tiết thực sau qua kiểm tra ban đầu, kiểm tra định kỳ, kiểm tra bất thường thấy có yêu cầu cần phải kiểm tra kỹ kết cấu để đánh giá mức độ xuống cấp đề giải pháp sửa chữa Kiểm tra chi tiết thực chi tiết không quan sát (thép ống thân cột anten) sau lần kiểm tra định kỳ mà không phát dấu hiệu xuống cấp

Kiểm tra phần thân tháp bao gồm: Kiểm tra cấu trúc thép thân cột (thanh thép chủ, giằng, vách xiên, thang cáp, thang leo, sàn cơng tác, sàn nghỉ): Đo đạc kích thước, đánh giá tình trạng hoen rỉ, kiểm tra mối hàn liên kết hệ bu lông liên kết cấu trúc cột; Dây co có bị trùng, có bố trí nhầm tầng, nhầm vị trí khơng; Cột nghiêng, khơng thẳng, vặn xoắn không; Bu lông tầng tháp trụ không siết chặt; Các móng neo khơng tạo thành góc cân đối; Tăng tăng hết, khơng cịn khoảng hở để sử dụng cho lần tăng sau; Hệ thống khóa cáp lỏng; Các phụ kiện: tăng đơ, ma ní, bu lông nối đốt … chưa bôi mỡ chống rỉ ; Hệ thống cầu cáp, thang cáp, thang leo han rỉ, yếu, võng, sập; Kiểm tra độ chặt bulông: phần cùng, phần phần cuối tháp kiểm tra Các bulông phải xiết đủ độ chặt theo yêu cầu để bulông chịu lực kéo, không bị cắt, mặt làm việc mặt ma sát mối ghép liên kết; Kiểm tra 10% số bu lông, khơng đạt tiến hành xiết kiểm tra lại tồn 100% số bu lơng cột; Kiểm tra khe hở lắp ráp mã sau xiết bulông (tiêu chuẩn kỹ thuật khe hở ≤ 0,3mm); Kiểm tra độ nghiêng lún cột

Kiểm tra độ thẳng đứng thân cột phải thực hai phương vng góc với lệch tiêu chuẩn cho phép Thiết bị sử dụng máy kinh vĩ máy toàn đạc điện tử

Mọi diễn biến công tác kiểm tra ghi chép đầy đủ dạng biên bản, sổ nhật ký, vẽ, ảnh chụp để lưu giữ lâu dài đơn vị quản lý sử dụng cơng trình

của thiết kế tiến hành kiểm tra chi tiết Sau kiểm tra chi tiết đưa kết luận có cần kiểm định khơng hay cần sửa chữa Sau kiểm định (nếu cần) đưa kết luận có sửa chữa hay kết thúc sử dụng cơng trình

Đối với q trình kiểm tra định kỳ, khơng có thấy yếu tố không đảm bảo theo yêu cầu thiết kế tiến hành bảo dưỡng định kỳ lưu trữ hồ sơ để phục vụ kiểm tra

Đối với trình kiểm tra bất thường kiểm tra ban đầu không thấy yếu tố không đảm bảo theo yêu cầu thiết kế tiến hành lưu trữ hồ sơ để phục vụ kiểm tra

2.2.2 Quy định công tác bảo dưỡng cột tháp

Trong trình vận hành khai thác, tác động điều kiện tự nhiên ô nhiễm, nắng, gió, mưa, … chi tiết kết cấu cột anten, nhà trạm, cầu cáp, tiếp đất, … bị ăn mịn, lão hóa, bong rộp, … theo thời gian, kể trường hợp có biện pháp phịng tránh cho kết cấu Do đó, cần phải có kế hoạch bảo dưỡng định kỳ để trì cơng trình trạng thái khai thác, sử dụng bình thường hạn chế phát sinh hư hỏng công trình Bảo dưỡng kết hợp sau kiểm tra định kỳ để tiết giảm chi phí, thời gian

Thời gian bảo dưỡng vùng ven biển không 24 tháng/lần Các vùng cịn lại khơng q 30 tháng/lần

Nội dung bảo dưỡng cột tháp bao gồm: Lập phương án; Chuẩn bị dụng cụ, vật tư, vật liệu; Dọn dẹp, phát quang cỏ, rác, dây leo bám xung quanh cột tháp; Xiết lại bu lông bôi dầu mỡ cho bu lông nối đốt; Xiết lại bu lông, khe hở >0,3mm;

Kiểm tra, xiết lại bu lơng tồn thân cột theo ngun tắc từ lên trên, với bu lông rỉ nặng cần thay trước làm công việc tiếp theo; việc thay cần tiến hành

Nếu phát chi tiết kim loại han rỉ nặng (thanh giằng, mã, ống,… ) phải báo cáo người quản lý sử dụng để sớm lập phương án thay

Căn chỉnh độ thẳng đứng cột (trong trường hợp cột nghiêng không lớn sai lệch ít) Bơi mỡ tồn tăng đơ,

má ní, ốc xiết cáp Tẩy bỏ, trát lại với vị trí bong, rộp móng cột, móng neo theo yêu cầu kỹ thuật Lập hồ sơ kỹ thuật sau bảo dưỡng

Đề xuất, kiến nghị sau bảo dưỡng

Lập biên nghiệm thu chỗ có xác nhận đơn vị sử dụng

3 Kết luận

Bảo trì cơng trình xây dựng tập hợp công việc nhằm bảo đảm trì làm việc bình thường, an tồn, thiết kế phận, hệ thống toàn cơng trình suốt q trình khai thác sử dụng phục vụ người Chất lượng bảo trì ảnh hưởng lớn đến công sử dụng, tuổi thọ giá trị tài sản cơng trình xây dựng

Qui trình bảo tháp viễn thơng Việt Nam phải lập nhà thiết kế giai đoạn thiết kế cơng trình, nội dung phải làm rõ vấn đề tất giai đoạn thực dự án, bao gồm: thiết kế đảm bảo khả bảo trì; phương tiện thiết bị bảo trì; phận, chi tiết phục vụ bảo trì; chế độ kiểm tra, kiểm định; kế hoạch bảo trì, nhà thầu hợp đồng bảo trì, kinh phí bảo trì, phương thức tổ chức thực bảo trì Nội dung thực bảo trì tháp viễn thơng Việt Nam thể công tác bản: kiểm tra; vệ sinh, bảo dưỡng; sửa chữa thay

Qua mơ hình quản lý thực bảo trì đề xuất áp dụng Việt Nam, Cơng ty có lực phù hợp với việc bảo trì có thay mặt chủ sở hữu chịu trách nhiệm bảo trì hệ kết cấu cơng trình Chức quản lý bảo trì Phòng vận hành khai thác phụ trách Tổ quản lý bảo trì chủ động phối hợp với phận khác trực dõi giám sát trình thực bảo trì Nội dung bảo trì thực công ty chuyên nghiệp nước thông qua hợp đồng kinh tế với đơn vị quản lý sử dụng

Kiến nghị với người định đầu tư cần cấp kinh phí bảo trì định đầu tư bàn giao cho Chủ sở hữu cơng trình cơng trình đưa vào sử dụng

Tài liệu tham khảo

1 Quốc hội (2014) Luật xây dựng số: 50/2014/QH13

2 Chính phủ (2015) Nghị định quản lý chất lượng bảo trì cơng trình xây dựng số: 46/2015/NĐ-CP.

3 Bộ Xây dựng (2016) Thông tư quy định số nội dung quản lý chất lượng bảo trì cơng trình dân dụng số: 26/2016/TT-BXD.

4 Bộ Xây dựng (2017) Thông tư hướng xác định chi phí bảo trì cơng trình xây dựng số:03/2017/TT-BXD

5 Bộ Xây dựng (2017) Quyết định số 55/QĐ-BXD việc phê duyệt Quy trình kiểm định Quy trình bảo trì cơng trình tháp thu phát sóng viễn thơng, truyền thanh, truyền hình Ngày 25/1/2017

6 Bộ Thông tin Truyền thông (2014) Thông tư ban hành định mức kinh tế - kỹ thuật bảo trì thiết bị tần số vơ tuyến điện , Số: 29/2014/TT – BTTTT

7 Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia việc tiếp đất cho trạm viễn thông QCVN 9: 2010/BTTTT

8 “GUYED TOWER INSPECTION and MAINTENANCE” Electronics Research, Inc

9 “SELF SUPPORTING TOWER INSPECTION and MAINTENANCE” Electronics Research, Inc.

10 “ANNEX E: TOWER MAINTENANCE AND INSPECTION PROCEDURES”

11 “Structural Standard for Antenna Supporting Structures and Antennas – Addendum2” TIA STANDARD TIA -222-G-2 12 “Structural Standards for Steel Antenna Towers and Antenna

Supporting Structures” TIA/EIA STANDARD, TIA/EIA – 222 – F 13 “Tower test procedures the Torque Test and Paint Test” HTC/

Đề xuất giải pháp kiểm định quan trắc kết cấu bê tông cốt thép sử dụng

phương pháp sóng âm

Propose procedure inspections of reinfoced structures using the acoustic emission method

Lương Minh Chính

Tóm tắt

Bài báo đề xuất giải pháp áp dụng phương pháp khơng phá hoại dựa sóng âm thanh (acoustic emission) để đánh giá trạng thái kết cấu công trình cầu nhằm kéo dài thời gian khai thác cơng trình cầu, tiết kiệm kinh phí đồng thời cho phép vận hành cơng trình cách hiệu quả, không ảnh hưởng đến giao thông chung tuyến Trong tác giả giới thiệu giải pháp kiểm định quan trắc cơng trình cầu bê tông cốt thép phương pháp IADP (Identification of Active Damage Processes - Xác định trình phá hoại chủ động) dựa phân tích tín hiệu sóng âm (Acoustic Emission – AE) được tạo q trình phá hoại tác động tải trọng khai thác Ngoài tác giả đề xuất bước triển khai kiểm định quan trắc cầu bê tông cốt thép (cầu yếu) phục vụ công tác quản lý khai thác hiệu sở hạ tầng giao thông Việt Nam. Từ khóa: kiểm định cơng trình, quan trắc, cầu

bê tơng cốt thép, sóng âm thanh, xác định hư hỏng, nứt

Abstract

The paper presents the method for diagnosis and monitoring of concrete structures IADP (Identification of Active Damage Processes) based on the analysis of acoustic emission signals (AE) generated during the service load The procedure for the diagnosis and monitoring of reinforced concrete structures is proposed, which can be the part of standard diagnosis procedure on the construction diagnosis in Vietnam.

Keywords: diagnostis and monitoring, concrete

bridge, damage process, acoustic emission

TS Lương Minh Chính

Khoa Cơng trình Trường Đại học Thủy Lợi Email: chinhlm@tlu.edu.vn

1 Mở đầu

Trong lĩnh vực xây dựng sở hạ tầng giao thông, đặc biệt cơng trình cầu kết cấu bê tơng cốt thép loại kết cấu phổ biến, áp dụng rộng rãi từ hàng chục năm Cũng mà nhiều cơng trình có tuổi xuống cấp Để đảm bảo bảo an toàn khai thác cơng trình nêu trên, hàng loạt cơng tác kiểm định, sửa chữa gia cố cần triển khai thực

Dưới tác động liên tục thay đổi điều kiện khai thác, điều kiện khí hậu thời tiết suốt trình khai thác cơng trình, cơng trình cầu bê tơng cốt thép ngày xuống cấp, việc triển khai công tác kiểm định quan trắc theo chu kỳ cơng trình cầu yếu q trình khai thác cần thiết Một hợp phần quan trọng quan trắc theo chu kỳ công tác kiểm tra định kỹ sư có kinh nghiệm [1] Các cơng tác kiểm tra cần hỗ trợ phương pháp kiểm định không phá hủy, cho phép đánh giá trạng thái làm việc kết cấu cơng trình, đặc biệt vị trí khó tiếp cận mắt thường

Việc xác định sớm xác hư hỏng xảy bên kết cấu trình khai thác cho phép đưa định hợp lý khai thác, sửa chữa bảo trì cơng trình, cho phép khai thác cơng trình liên tục khơng bị gián đoạn Đối với cơng trình cầu việc quan trọng phát triển hệ thống sở hạ tầng giao thông phụ thuộc nhiều vào chúng Việc phải đóng cầu suy giảm trạng thái cơng trình dẫn đến nhiều thiệt hại kinh tế Vì việc phát triển áp dụng giải pháp kiểm định, quan trắc bảo trì cơng trình cầu yếu cần thiết Hệ thống quan trắc loại cần phải tập trung vào hai yếu tố [2]:

• Các thay đổi tải trọng trình khai thác • Sự tích lũy hư hỏng bên kết cấu

Việc quan trắc kiểm định hợp lý cơng trình cầu hỗ trợ quan chức quản lý khai thác cơng trình hợp lý hơn, kéo dài tuổi thọ cơng trình, tối ưu hóa cơng tác tu bảo dưỡng sửa chữa, sử dụng nguồn vốn bảo trì cách hợp lý

Theo số liệu quản lý thống kê Tổng cục Đường đến thời điểm năm 2014 tuyến quốc lộ nước tồn 343 vị trí cầu yếu tổng số 4239 vị trí cầu Hầu hết cầu xây dựng trước năm 1975, kết cấu phần phần bị xuống cấp, rung lắc mạnh độ võng lớn; số cầu không đáp ứng nhu cầu thoát lũ, khổ cầu hẹp Một số cầu đầu tư sau năm 1975 nhiên có tải trọng thiết kế thấp bắt đầu có dấu hiệu xuống cấp khơng đảm bảo lũ diễn biến bất thường khí hậu Các vị trí cầu có tải trọng khai thác khơng đồng với tuyến [3]

Từ yếu tố việc phát triển phương pháp kiểm định quan trắc với kết cấu bê tông cốt thép có nhiều ý nghĩa thiết thực để nâng cao chất lượng quản lý khai thác sở hạ tầng giao thơng, mà:

• Tải trọng khai thác cầu phần lớn vượt tải trọng thiết kế • Nhiều cơng trình cầu có tuổi thọ cao, có nhiều hư hỏng xuất tích lũy

Các quy trình kiểm tra kiểm định có tính chủ quan, phương pháp kiểm định mang tính chất cục khơng bao qt tổng thể cơng trình

• Phát xác định xác vị trí phát triển hư hỏng

• Quan trắc q trình phát triển hư hỏng theo thời gian • Phản ánh trình hư hỏng ảnh hưởng yếu tố tác động khác

• Quan trắc điều kiện trường phức tạp, khơng ảnh hưởng đến khai thác

• Đánh giá ảnh hưởng tổ hợp tải trọng khai thác yếu tố môi trường lên hư hỏng

• Loại bỏ hay hạn chế tối đa yếu tố chủ quan trình đánh giá trạng thái kết cấu cơng trình đưa định

• Cung cấp sở liệu để dự báo tuổi thọ phần cơng trình cầu

Những u cầu đạt nhờ ứng dụng phương pháp quan trắc sóng âm (AE), cách phân tích so sánh tín hiệu sóng âm thu thập trình nghiên cứu kiểm định cơng trình với sở liệu mẫu xây dựng suốt trình phát triển phương pháp này, cho phép phát xác định xác vị trí phân loại yếu tố dẫn đến hư hỏng kết cấu Phương pháp áp dụng cho kết cấu bê tông cốt thép (IADP – Identification Active Destructive Process [4] kết cấu dự ứng lực (RPD – [5]), chí kết cấu thép [6], cho phép quan trắc cục tổng thể kết cấu hay cơng trình nhằm phát phát triển hư hỏng bên kết cấu tác động tổ hợp tải trọng khai thác thực tế

2 Phương pháp IADP sóng âm AE kiểm định quan trắc

Sóng âm (Acoustic Emission – AE) loại sóng đàn hồi dần, hình thành tượng giải phóng đột ngột lượng dồn ứ vật liệu quy tụ phát triển hư hỏng siêu nhỏ vật liệu Cịn việc dần sóng tượng hấp thụ - chuyển đổi từ công sang nhiệt vật liệu Vì việc xuất tín hiệu sóng âm AE dấu hiệu xuống cấp vật liệu so với lúc trước xuất tín hiệu Hiện tượng sóng âm AE thể hư hỏng vật liệu đồng thời thể xuống cấp kết cấu làm từ vật liệu (hình 2)

Việc giải lượng đột ngột tín hiệu sóng âm (AE) thu nhận cảm biến âm lắp kết cấu (hình 1), sau phân tích phần mềm chun dụng Thơng thường cảm biến áp điện (piezoelectric) hoạt động biên độ 0.1 – 2.0 MHz Trong phương pháp sóng âm phân tích sở 12 tính chất: số lượng đỉnh sóng, số lượng đỉnh sóng đạt tần số cao nhất, thời gian tín hiệu, thời gian

Hình Cách tạo tín hiệu sóng âm hư hỏng cách thu tín hiệu

Hình Sóng âm hình thành hư hỏng kết cấu

Hình Biểu đồ sóng âm AE

tăng âm tín hiệu sóng, tần số sóng (amplitude) – thể mV dB, nượng sóng, cơng suất sóng, điện áp trung bình có hiệu sóng, lượng tuyệt đối sóng, tần số trung bình sóng, tần số tiếng vang tần số ban đầu (hình 3) [7]

Cơ sở phương pháp IADP phân tích tín hiệu sóng âm tạo hư hỏng (nứt) kết cấu tác động tổ hợp tải trọng khai thác (trong thời gian thực) Các tín hiệu sóng âm thu thập từ kết cấu so sánh với sở liệu mẫu tạo từ trước loại hư hỏng Bằng cách hư hỏng phát sau xác định xác vị trí từ việc phân tích độ chênh lệch thời gian đến cảm biến AE tín hiệu sóng âm Phát xác định hư hại kết cấu cho phép đánh giá trạng làm việc kết cấu cơng trình, phương pháp chương trình nghiên cứu châu Âu COST 521, COST 534 (COST – European Cooperation In Science & Technology) công nhận phương pháp hiệu không phá hủy việc quan trắc kiểm định cơng trình Ưu điểm phương pháp (IADP) cho phép ta lắp đặt cảm biến cho vùng đo đạc bao phủ tồn cơng trình tiến hành đo đạc, quan trắc thời gian thực tác động tổ hợp tải trọng khai thác [9]

Việc phát hiện tượng trình dẫn đến hư hỏng kết cấu bê tông cốt thép xác định mức độ hư hỏng cần phải phân tích so sánh với sở liệu mẫu [4] Cơ sở liệu mẫu thiết lập suốt trình nghiên cứu thí nghiệm phận kết cấu, đồng thời hiệu chỉnh yếu tố xuất loại hư hỏng nhóm hư hỏng với tính chất sóng âm thu nhận qua cảm biến Nếu dầm bê tông xuất vết nứt đủ lớn để phá hủy dầm quan sát trình xuất phát triển vết nứt, quan sát tượng tạo sóng âm khác như: bám dính bê tơng cốt thép, chuyển dịch cốt thép hay chảy dẻo cốt thép, chí phá hủy bê tơng vùng chịu nén cuối đứt cốt thép

Cơ sở liệu mẫu thiết lập nhiều thí nghiệm mẫu dầm bê tơng cốt thép khác nhau, mẫu bê tông khác với tải trọng tổ hợp tải trọng khác nhau, ví dụ tải trọng lặp lặp lại mô tác động hoạt tải xe chạy Cơ sở liệu mẫu áp dụng thử nghiệm cơng trình thực tế [2] Cơ sở liệu mẫu phân loại sở 12 tính chất đặc trưng sóng âm thanh, kết cấu bê tơng cốt thép phân loại sau:

Hình Các vùng quan trắc bao phủ toàn chiều dài dầm

Hình Xác định nguồn âm AE mặt phẳng

Hình Quy trình triển khai đo đạc quan trắc phương pháp sóng âm thanh

• Nhóm – Xuất nứt ranh giới bê tông hạt cốt liệu

• Nhóm – Xuất vết nứt siêu nhỏ • Nhóm – vết nứt phát triển

Các nghiên cứu [6] triển khai 26 dầm đơn giản 14 dầm liên tục hệ siêu tĩnh rằng, tín hiệu tạo tượng: phá hủy bê tông nén, dịch chuyển cốt thép đứt cốt thép xuất trước kết cấu bị phá hủy gần lúc, phân loại thuộc Nhóm tổng hợp hư hỏng nêu

Trên sở nghiên cứu thực nghiệm trình phát triển vết nứt kết cấu bê tông cốt thép tác động tải trọng lặp lặp lại, người ta [6] đề xuất nhóm phân loại tương ứng nhằm đánh giá trạng thái kết cấu cơng trình dựa phân loại trình phát triển hư hỏng

• Nhóm – kết cấu làm việc bình thường, ổn định • Nhóm – Cần cảnh báo

• Nhóm - Ảnh hưởng đến tuổi thọ cơng trình • Nhóm - Ảnh hưởng đến khả chịu tải cơng trình

• Nhóm – Mất ổn định, an tồn

3 Xác định q trình hư hỏng Sóng âm AE giải phóng q trình xuất hư hỏng thu nhận cảm biến lắp kết cấu, miền đo đạc cảm biến xác định vỏ hình cầu có đường kính “a” (hình 4), đường kính “a” phụ thuộc vào độ nhậy cảm biến, cường độ âm phát Có thể giả thuyết rằng, đường kính “a” ứng với chiều dài suy giảm tín hiệu âm (ví dụ 10 dB) xác định thí nghiệm [7]

Có nhiều biện pháp để xác định vị trí phát tín hiệu AE, sử dụng hai biện pháp đơn giản (chủ yếu áp dụng cho kết cấu dầm) để xác định vị trí hư hỏng: theo phân vùng quan trắc, theo mặt phẳng 3.1 Xác định theo vùng quan trắc

Hình trình bày sơ đồ lắp đặt cảm biến âm AE bên dầm bê tông cốt thép, tín hiệu từ điểm miền đo đạc cảm biến số đến cảm biến số nhanh so với cảm biến số số (trong thực tế, cảm biến số thu nhận tín hiệu đo đạc thiết bị tự động ngắt cảm biến 1, 2, 5) ta dễ dàng xác nhận vị trí hư hỏng nằm miền đo đạc cảm biến Kích thước miền đo đạc phụ thuộc vào khoảng cách cảm biến “d” đường kính “a” [8]

3.2 Xác định theo mặt phẳng

Vị trí nguồn tín hiệu âm AE nằm mặt phẳng vng góc với đường thẳng 2-3 nối cảm biến với khoảng cách “a” (hình 6) xác định sở chênh lệch thời gian ∆t thu nhận tín hiệu cảm biến Khi ta biết vị trí khoảng cách xác cảm biến 3, tốc độ sóng âm V chênh lệch thời gian ∆t ta xác định xác vị trí nguồn âm AE [8]

4 Đề xuất quy trình đo đạc kiểm định quan trắc Để áp dụng cách có hiệu phương pháp IADP vào kiểm định quan trắc thực tế cần có quy trình cho phép đo đạc đánh giá cách khách quan hư hỏng diễn kết cấu, đặc biệt tác động tải trọng khai thác Sơ đồ quy trình đo đạc cho kết cấu bê tông cốt thép đề xuất hình Sau q trình phân tích kết đo đạc kết cấu bê tông cốt thép cho thấy cần thiết phải lắp đặt cảm biến âm AE cho dầm liên tục vị trí chịu uốn – áp dụng phương pháp xác định theo mặt phẳng, trái lại vị trí gối – áp dụng phương pháp xác định theo vùng quan trắc, để phân tích vùng chịu ảnh hưởng moment âm xem xét ảnh hưởng vùng chịu cắt

Trên sở áp dụng biện pháp đo đạc quan trắc phân tích trạng thái kết cấu cơng trình phương pháp IADP kết hợp với quy trình kiểm tra, kiểm định Việt Nam, đề xuất vài thay đổi để song song triển khai công tác kiểm định phương pháp truyền thống Đồng thời tích hợp cơng tác kiểm định quan trắc IADP (hình 8)

5 Kết luận

Đo đạc quan trắc phương pháp IADP sử dụng sóng âm AE kết cấu bê tông cốt thép cho phép nhận dạng xác định trình hư hỏng xuất bên kết cấu tác động tổ hợp tải trọng khai thác Đồng thời phương pháp áp

dụng phương pháp không phá hủy công tác kiểm định đánh giá trạng thái công trình cầu, đặc biệt cầu yếu nêu mà không cần phải hạn chế lưu thông cầu, khơng ảnh hưởng đến q trình khai thác cơng trình

Những tiêu chí số dẫn đến hư hỏng cơng trình xác định qua cơng tác đo đạc, nghiên cứu phân tích IADP cho phép hỗ trợ quan chức việc quản lý khai thác cơng trình cầu hạ tầng giao thông cách hiệu

Sơ đồ quy trình đo đạc nghiên cứu IADP dành cho cơng trình cầu nêu áp dụng công tác kiểm định chất lượng cơng trình cầu, phù hợp với điều kiện tiêu chuẩn Việt Nam./

Tài liệu tham khảo

1 Lương Minh Chính, 2014 “Long term structural health monitoring system for cable stayed bridge in Vietnam” - Tạp chí Khoa học kỹ thuật thủy lợi Môi trường, số 43 năm 2014. 2 Lương Minh Chính, Goszczyńska B., Świt G 2015 „Application

of the acoustic emission method of identification and location of destructive processes to the monitoring of the technical state of pre-stressed concrete bridges” Hội nghị khoa học Công nghệ Giao thông vận tải lần thứ III, năm 2015.

3 Báo cáo, 2012 Báo cáo Thủ tướng Chính phủ chủ trương đầu tư cầu yếu hệ thống quốc lộ Bộ GTVT Tháng 5 năm 2012.

4 Hoła J., Schabowicz K., 2010 “State-of-the-art non-destructive methods for diagnostics testing of building structures – anticipated development trends”, Archives of Civil and Mechanical Engineering, 10 (3), s 5–18, 2010. 5 Goszczyńska B., 2014 “Analysis of the process of crack

initiation and evolution in concrete with acoustic emission

testing”, Archives of Civil and Mechanical Engineering 14, 2, s 134–143, 2014.

6 Świt G., 2011 “Analiza procesów destrukcyjnych w obiektach mostowych z belek strunobetonowych z wykorzystaniem zjawiska emisji akustycznej”, Monografia, Politechnika Świętokrzyska, Kielce, 2011.

7 Goszczyńska B., Świt G., Trąmpczyński W., 2013 „Monitoring of Active Destructive Processes as a Diagnostic Tool for the Structure Technical State Evaluation”, Bulletin of the Polish Academy of Sciences, Technical Sciences, ISSN 0239–7528, 61 (1), s 97–108, 2013.

8 Gołaski L., Goszczyńska B., Świt G., Trąmpczyński W., 2012 „System for the global monitoring and evaluation of damage processes developing within concrete structures under service loads”, The Baltic Journal of Road and Bridge Engineering (4) s 273–245, 2012.

9 Świt G “Metoda emisji akustycznej w analizie uszkodzeń konstrukcji betonowych wstępnie sprężonych” Wydawnictwo Politechniki Świętokrzyskiej w Kielcach Kielce 2008.

µB = max[min(0,3; 1); min(0,6; 0); min(0,1; 0)] = max(0;

0,4; 0,1) = 0,3

µC = max[min(0,3; 0); min(0,6;0,33); min(0,1;0,44)] =

max(0; 0,33; 0,1) =0,33

µD = max[min(0,3; 0); min(0,6; 0,67); min(0,1; 0,55)] =

max(0; 0,6; 0,1) = 0,6

Đánh giá mức độ nguy hiểm tồn nhà cơng thức:

max[µA, µB, µC, µD] = max(0,3; 0,3; 0,33; 0,06) = 0,6 = µD

Kết tính tốn cho thấy tình trạng kỹ thuật cơng trình thuộc Cấp D: khả chịu lực kết cấu không đáp ứng điều kiện sử dụng, nhà xuất tình trạng nguy hiểm tổng thể, cần tiến hành khoanh vùng nguy hiểm, có biện pháp chống đỡ kịp thời phục vụ công tác sửa chữa, gia cường phá dỡ cần thiết

3 Kết luận

Hiện nay, đối tượng thuộc phạm vi điều chỉnh Chỉ thị 05/CT-TTg lớn, nhiên, thời gian thực khảo sát, đánh giá hạn hẹp, lực lượng chuyên gia am hiểu lĩnh vực mỏng Do vậy, việc ban hành Quy trình đánh giá an tồn kết cấu nhà cơng trình cơng cộng cần thiết, giúp cho tổ chức chuyên môn giao nhiệm vụ

Nội dung báo đưa kết áp dụng Quy trình cơng trình cụ thể, cơng trình nhà lắp ghép lớn Đối với cơng trình nhà lắp ghép lớn, hư hỏng điển hình tập trung mối nối nghiêng lún Việc khảo sát, đánh giá cơng trình nhà lắp ghép lớn cần tiến hành kỹ để ghi nhận cấu kiện nguy hiểm số cấu kiện khảo sát Đối với cơng trình xuất nguy hiểm tổng thể (tình trạng kỹ thuật cấp D), cần tiến hành khoanh vùng nguy hiểm, có biện pháp chống đỡ kịp thời phục vụ công tác sửa chữa, gia cường (hoặc phá dỡ cần thiết), đồng thời tiến hành tiến hành quan trắc theo dõi nghiêng, lún cơng trình nhằm có biện pháp xử lý kịp thời./

Tài liệu tham khảo

1 Chỉ thị 05/CT-TTg ngày 15/2/2016 Thủ tướng Chính phủ về việc Kiểm tra, rà sốt, đánh giá an tồn chịu lực nhà cơng trình cơng cộng cũ, nguy hiểm đô thị.

2 Quyết định số 488/QĐ-BXD ngày 25/5/2016 Bộ Xây dựng việc ban hành Quy trình đánh giá an tồn kết cấu nhà cơng trình cơng cộng.

3 TCVN 9381: 2012 Hướng dẫn đánh giá mức độ nguy hiểm của kết cấu nhà.

4 TCVN 2737: 1995 Tải trọng tác động – Tiêu chuẩn thiết

Đánh giá an toàn kết cấu

Kiểm tra sai số khép lưới GPS áp dụng cho

các mạng lưới GPS cạnh ngắn trắc địa cơng trình

Check GPS network closing errors applied for short GPS baselines network in construction surveying

Lê Văn Hùng, Nguyễn Xn Hồng

Tóm tắt

Hiện công tác đo xử lý số liệu GPS, hầu hết cán thực công việc này bỏ qua việc kiểm tra chất lượng trị đo trước bình sai, họ thường sử dụng kỹ thuật can thiệp nâng cao để gị, ép số liệu Vì vậy, dẫn đến tọa độ sau bình sai khơng đảm bảo độ xác theo yêu cầu của trắc địa cơng trình Vì cần thiết phải kiểm tra chất lượng trị đo ΔX, ΔY, ΔZ trước bình sai mạng lưới GPS nhằm loại bỏ sai số thô cách xác định sai số khép giới hạn Bài báo hồn thiện hệ thống cơng thức tính sai số khép đưa ra bảng xác định sai số khép giới hạn từng vịng khép GPS phục vụ cơng tác kiểm tra chất lượng trị đo.

Abstract

Currently, in the activity of measuring and processing GPS data, most of the staff performing this task has ignored the measured value quality checking before adjustment They often use intervention techniques to correct the data, which leads to the coordinates not guarantee the accuracy request of geodetic works after adjustment So it is necessary to check the quality of measured value ΔX, ΔY, ΔZ before adjustment of the GPS network to eliminate crude errors by determining self-limited error The articles aims at finalizing the

system of formula for calculating self-limited errors and providing a table of identifying self-limited errors of each of the GPS closed loop for quality control.

Keywords: Global positionting system (GPS)

TS Lê Văn Hùng

Viện KHCN Xây dựng Email: Hungleibst@gmail.com

KS Nguyễn Xuân Hoàng

Cơng ty CP Địa Hà Nội Email: Xuanhoang0276@gmail.com

1 Đặt vấn đề

Các mạng lưới GPS trắc địa cơng trình mạng lưới GPS cạnh ngắn, có độ xác cao thường xây dựng diện tích, quy mơ nhỏ Do để có kết tính tốn xác hợp lý, công tác kiểm tra chất lượng trị đo nhằm loại boe sai số thô trước tiến hành tính tốn bình sai cần thiết Mạng lưới GPS tạo thành từ nhiều vectơ cạnh Nếu tất cạnh đạt tiêu chất lượng cạnh riêng rẽ thơng thường tồn lưới đạt yêu cầu Trong mạng lưới GPS, vectơ cạnh thường đo khép kín (có thể vectơ ca đo, khác ca đo) Dựa vào đặc điểm kết cấu hình học kiểm tra chất lượng đo vectơ cạnh mạng lưới nhờ tính tốn sai số khép hình

2 Cơ sở lý thuyết

Khi bình sai lưới GPS theo phương pháp điều kiện, lưới GPS có hai dạng phương trình điều kiện [3]:

- Phương trình điều kiện lập cho véc tơ cạnh hình khép kín

- Phương trình điều kiện lập cho véc tơ cạnh kết nối từ điểm gốc đến điểm gốc khác

Sau ta xét cách tính sai số khép giới hạn cho phương trình điều kiện lập theo hình khép kín tạo cạnh độc lập

Sai số khép (W) phương trình điều kiện hình khép kín tính:

1 1 n X i i n Y i i n Z i i W X W Y W Z = = =  = ∆    = ∆    = ∆   ∑ ∑ ∑ (1)

Trong đó: ∆Xi,∆Yi,∆Zi gia số tọa độ khơng gian véc tơ cạnh i tham gia hình khép kín;

n số lượng véc tơ cạnh hình khép kín Từ (1), cơng thức tính sai số trung phương (m) tương ứng là:

2 2 2 X i Y i Z i n W X i n W Y i n W Z i m m m m m m ∆ = ∆ = ∆ =  =    =    =   ∑ ∑ ∑ (2)

Nếu lấy sai số khép giới hạn lần sai số trung phương, từ (2) có cơng thức tính sai số khép giới hạn (Wgh) theo trục tương ứng là:

2 2 2 i i i n X gh x

i n Y gh Y

i n Z gh Z

Vấn đề trước bình sai, xác định sai số trung phương gia số tọa độ véc tơ cạnh (mD) nào?

Đây vấn đề khơng đơn giản, nhiên dựa vào tham số kỹ thuật máy thu GPS để ước lượng cách gần theo công thức:

2 ( )2

D

m =a + b D (4)

trong công thức D chiều dài véc tơ cạnh tính đơn vị km

trong hệ tọa độ địa diện chân trời khu đo, ta viết [4]:

2 2

D N E

m =m∆ +m∆ (5)

trong mΔN mΔE sai số trung phương gia

số tọa độ mặt ΔN (theo hướng Bắc) ΔE (theo hướng Đông)

Thơng thường, độ xác hiệu độ cao trắc địa độ xác chiều dài D khoảng lần, tức là:

2

H D

m∆ = m hay m∆2H =4.mD2 (6)

trong mΔH:Sai số trung phương hiệu độ cao

Sai số vị trí tương hỗ hệ khơng gian địa diện là:

2 2 5.

N E H D

m∆ +m∆ +m∆ = m (7) Do tính chất trực giao ma trận xoay (R) [4] (dùng để tính chuyển yếu tố véc tơ cạnh GPS từ hệ địa tâm sang hệ địa diện) sai số tương hỗ hệ địa tâm hệ địa diện nhau, viết:

2 2 2 5.

X Y Z N E H D

m∆ +m∆ +m∆ =m∆ +m∆ +m∆ = m (8)

Theo nguyên tắc đồng ảnh hưởng, coi sai số gia số tọa độ ( ) theo trục hệ vng góc không gian địa tâm nhau, tức là:

2 2

X Y Z

m∆ =m∆ =m∆ =m∆ (9)

Như vậy, biểu thức (8) viết:

2 2

3.m∆=5.mD =5[a +( ) ]b D (10) Từ suy cơng thức:

2 5[ ( ) ]2

m∆= a + b D

(11)

Thay (11) vào (3) ta được:

2

2 n

X gh Y gh Z gh i

W W W m∆

=

= = = ∑

(12)

Hoặc viết dạng:

2

1

5

2 [ ( ) ]

3

n

X gh Y gh Z gh i i

W W W a b D

=

= = = ∑ +

(13) Sau biến đổi, ta được:

2 2

5

2 ( ) [ ]

3

X gh Y gh Z gh

W =W =W = n a + b D

(14)

Như sai số khép giới hạn vòng khép GPS phụ thuộc vào tham số a, b máy, số lượng véc tơ cạnh (n) tổng chiều dài véc tơ cạnh [D] vòng khép

Trong trường hợp cạnh xấp xỉ D, ta có cơng thức:

2

5

2 n ( )

W =W =W = a + b D

Từ cơng thức (14), cơng thức tính sai số khép tương đối giới hạn tổng hợp 1/TGH sau:

2

, , 20.[ ( ) ]

[ ]

X Y Z

GH GH

W a b D

D n D T

+  

= =

 

  (16)

3 Tính tốn thực nghiệm

3.1 Tính sai số khép sai số khép tương đối giới hạn Từ công thức (14) (16), tính cho số trường hợp với tham số độ xác máy thu GPS a = 5mm, b = mm/km áp dụng cho mạng lưới GPS cạnh ngắn (chiều dài cạnh D khoảng từ 0,1 km đến km) dạng lưới GPS thường gặp cơng tác trắc địa cơng trình (bảng bảng 2)

Bảng Sai số khép giới hạn vịng khép GPS (đơn vị tính mm)

n D 0,1 km km0,2 km0,5 1,0 km 2,0 km 3,0 km 4,0 km 5,0 km

3 22,4 22,4 22,5 22,8 24,1 26,1 28,6 31,6

4 25,8 25,8 25,9 26,3 27,8 30,1 33,1 36,5

5 28,9 28,9 29,0 29,4 31,1 33,7 37,0 40,8

6 31,6 31,6 31,8 32,2 34,1 36,9 40,5 44,7

Trong bảng trên:

D chiều dài trung bình cạnh hình n số cạnh hình khép

3.2 Số liệu thực nghiệm

Đây mạng lưới GPS cạnh ngắn, với chiều dài cạnh trung bình từ 0,2 ÷ 0,3Km

Kết tính sai số khép trình bày bảng Tổng số tam giác: 12

- Sai số khép tương đối tam giác lớn nhất: (GPSB HNC1 HNC4) = 1/96226

4 Kết luận

Dựa vào tính tốn thực nghiệm ta rút số nhận xét sau :

Kết kiểm tra sai số khép hình mạng lưới GPS tuyến đường sắt Depo, đoạn Nhổn - ga Hà Nội cho thấy:

Với sai số khép tương đối tam giác lớn tính 1/96226 chiều dài cạnh mạng lưới từ 0,2 ÷ 0,3Km, so sánh với sai số khép tương đối giới hạn trình bày (trong bảng 2) kết kiểm tra chất lượng trị đo mạng lưới hoàn toàn đạt yêu cầu tiếp tục tiến hành bước bình sai mạng lưới

(Trong trường hợp: sau kiểm tra sai số khép hình mạng lưới GPS mà thấy sai số khép tương đối tam giác không đạt yêu cầu cần kiểm tra lại tham số đầu vào số liệu… tiến hành lại bước kiểm tra sai số khép hình mạng lưới GPS)

Cơng tác kiểm tra chất lượng trị đo lưới GPS, mà cụ thể kiểm tra sai số khép hình trước tiến hành tính tốn bình

sai cần thiết nhằm loại bỏ sai số thô đảm bảo độ xác cho mạng lưới trắc địa cơng trình

Cần lưu ý: Sai số khép tam giác ca đo phát nhầm lẫn đo chiều cao anten cấu trúc mạng lưới có vịng khép kín nhỏ tạo thành từ hai nhiều ca đo, hình khép có ý nghĩa công tác kiểm tra sai số thô

Khi chọn mơ hình xử lý vectơ cạnh (với lưới GPS cạnh ngắn), mơ hình giải cạnh ca đo sai số khép sai số khép tương đối chiều dài cạnh tam giác không vượt quy định nêu bảng 1, bảng 2./

Bảng Sai số khép tương đối giới hạn (1/TGH) D

n 0,1 km 0,2 km 0,5 km 1,0 km 2,0 km 3,0 km 4,0 km 5,0 km

3 1:7744 1:15480 1:38538 1:75955 1:143839 1:199263 1:241943 1:273861

4 1:8942 1:17874 1:44499 1:87706 1:166091 1:230089 1:279372 1:316228

5 1:9998 1:19984 1:49752 1:98058 1:185695 1:257248 1:312348 1:353553

6 1:10952 1:21891 1:54500 1:107417 1:203419 1:281801 1:342160 1:387298

Bảng Sai số khép giới hạn vòng khép lưới GPS Depo, đoạn Nhổn - ga Hà Nội Số

TT

Tên đỉnh tam giác

WX (m) WY (m) WZ (m) WX,Y,Z (m) [D] (m) D (km) WX,Y,Z /[D]

Đỉnh Đỉnh Đỉnh

1 GPSA GPSB HNC4 0.000 0.001 0.002 0.003 774.6 0.3 1/305957

2 GPSA GPSB HNC5 0.002 0.002 0.003 0.004 723.0 0.2 1/174292

3 GPSA HNC4 HNC5 0.002 0.004 0.002 0.005 888.3 0.3 1/171295

4 GPSB HCN2 HNC1 0.001 0.002 0.001 0.002 540.7 0.2 1/256027

5 GPSB HCN2 HNC4 0.003 -0.003 -0.002 0.005 660.8 0.2 1/138235

6 GPSB HCN3 HNC6 -0.002 -0.004 0.000 0.004 836.0 0.3 1/187923

7 GPSB HCN3 HNC5 -0.001 0.000 0.001 0.001 658.1 0.2 1/701546

8 GPSB HNC1 HNC4 0.003 -0.004 -0.003 0.006 582.7 0.2 1/96226

9 GPSB HNC4 HNC5 0.000 0.003 0.002 0.004 457.6 0.2 1/126870

10 GPSB HNC5 HNC6 -0.001 -0.002 0.000 0.002 805.9 0.3 1/407052

11 HCN2 HNC1 HNC4 0.001 0.001 0.000 0.001 692.4 0.2 1/573069

12 HCN3 HNC6 HNC5 0.000 -0.002 -0.001 0.002 954.9 0.3 1/466491

Tài liệu tham khảo

1 Đặng Nam Chinh, Hệ quy chiếu trắc địa , Bài giảng cao học, Trường Đại học Mỏ - Địa chất, Hà Nội, 2009.

2 Hoàng Ngọc Hà, Bình sai tính tốn lưới trắc địa GPS, NXB Khoa học kỹ thuật, 2006.

3 Đặng Nam Chinh, Bùi Thị Hồng Thắm, Xử lý số liệu trắc địa, Giáo trình, Trường Đại học Tài nguyên Môi trường, Hà Nội, 2012.

4 Lê Văn Hùng, luận án tiến sỹ kỹ thuật, Hà Nội, 2014 5 Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9401: 2012, Kỹ thuật đo xử lý

Khảo sát phương pháp tam giác không gian trong kiểm tra độ nghiêng cơng trình

Investigation of spatial triangular method in the tilt monitoring of construction

Lê Thị Nhung, Nguyễn Thái Chinh, Ngô Thị Mến Thương

Tóm tắt

Trong xây dựng cơng trình nhà cao tầng siêu cao tầng như: tháp truyền hình, ống khói nhà máy, bồn chứa nhiên liệu, cơng tác chuyển trục lên sàn tầng xây dựng địi hỏi u cầu độ xác cao Yêu cầu này nhằm đảm bảo tính bền vững ổn định của kết cấu, đồng thời đảm bảo độ chính xác cho việc lắp đặt cấu kiện thiết bị giai đoạn Qua khảo sát khả năng ứng dụng phương pháp tam giác không gian kiểm tra độ thẳng đứng cơng trình nhà cao tầng cho thấy, phương pháp đạt độ xác tương đối cao, áp dụng trong công tác thi công quan trắc độ nghiêng cơng trình nhà cao tầng. Từ khóa: Phương pháp tam giác không gian, quan

trắc độ nghiêng

Abstract

In building and skyscraper construction (television towers, chimneys of factories, fuel tanks), the setting out axes to the floors of the building demands very high precision This requirement ensures the durability and stability of the structures and accuracy installation of equipment in next period The investigation of application of the spatial triangular method in the construction tilt monitoring shows that this method reachs high accuracy, so it can be applied in the construction as well as tilt monitoring.

Keywords: Spatial triangular method, tilt monitoring

ThS Lê Thị Nhung

Khoa Trắc địa – Bản đồ

Trường ĐH Tài nguyên Môi trường Hà Nội Email: lenhung.hunre@gmail.com

ThS Nguyễn Thái Chinh

Khoa Trắc địa đồ Quản lý đất đai Trường ĐH Mỏ - Địa Chất Hà Nội Email: nguyenthaichinh.tdcc15@gmail.com

ThS Ngô Thị Mến Thương

Khoa Trắc địa – Bản đồ

Trường ĐH Tài nguyên Môi trường Hà Nội

1 Cơ sở lý thuyết

Sự tiến khoa học kỹ thuật phát triển kinh tế quốc dân tăng nhanh tiến trình xây dựng cơng trình, quy mơ, hình dáng, độ khó việc xây dựng cơng trình đại đề yêu cầu cao, đồng thời vai trị cơng tác trắc địa thêm quan trọng Hiện nay, ngày có nhiều thuật tốn, phương pháp ứng dụng cơng tác bố trí cơng trình ln thu hút quan tâm nghiên cứu nhiều chuyên gia, cán kỹ thuật ngành Trắc địa

Ở nước ta, việc chuyển trục công trình lên sàn tầng xây dựng xây dựng nhà cao tầng có ý nghĩa quan trọng Vì lựa chọn phương pháp chuyển trục có ảnh hưởng lớn đến chất lượng cơng việc tồn công tác trắc địa xây dựng nhà cao tầng Hiện thường sử dụng phương pháp sau để chuyển trục cơng trình lên cao: Phương pháp dùng dọi xác, phương pháp sử dụng mặt phẳng ngắm máy kinh vỹ, phương pháp sử dụng máy toàn đạc điện tử, phương pháp chiếu đứng quang học

Khi chuyển trục cơng trình lên sàn tầng phương pháp có tồn số nguồn sai số dẫn đến hệ thống trục bị lệch so với thiết kế Bên cạnh cơng tác thi cơng xây dựng tồn nguồn sai số đáng kể, cơng trình xây dựng lên cao xảy tình trạng bị nghiêng, cong, vênh, vặn xoắn

Độ nghiêng cơng trình đặc trưng véc tơ độ lệch tổng hợp e Véc tơ e hợp hai thành phần vng góc với nhau: thành phần theo trục X (ký hiệu ex) thành phần theo trục Y (ký hiệu ey) Độ nghiêng cơng trình

thể góc nghiêng ε hướng nghiêng α Góc nghiêng ε góc hợp trục đứng lý tưởng (đường dây dọi) trục đứng thực tế cơng trình xác định theo công thức sau [1]:

e h ε =

(1)

Trong đó: h chiều cao cơng trình

Hướng nghiêng α góc định hướng véc tơ e, góc hợp hướng dương trục Y hình chiếu véc tơ e mặt phẳng nằm ngang Hướng nghiêng xác định theo công thức [1]:

y x

e arctg

e  

α =  

 

(2)

Việc quan sát độ nghiêng phải thực máy móc, thiết bị phù hợp với phương pháp độ xác yêu cầu Trước đưa vào sử dụng máy móc thiết bị phải kiểm nghiệm hiệu chỉnh theo qui định tiêu chuẩn qui phạm chuyên ngành Trong giai đoạn thi công xây dựng độ nghiêng công trình xuất lỗi người thi cơng, cần phải phát kịp thời để bên thi cơng có biện pháp chỉnh sửa Độ nghiêng cơng trình giai đoạn khai thác sử dụng xuất nhiều nguyên nhân: Do tác động tải trọng, tác động gió, ảnh hưởng độ lún khơng vv… Vì việc xác định độ nghiêng cơng trình giai đoạn cần phải thực lặp lặp lại theo chu kỳ để theo dõi đánh giá chuyển dịch theo thời gian

Nội dung phương pháp kiểm tra độ nghiêng cơng trình tiến hành qua bước sau:

vận hành sử dụng Trên thân cơng trình, mặt bên chọn điểm kiểm tra chân đỉnh cơng trình

- Sử dụng máy tồn đạc điện tử đặt điểm khống chế sở mặt đất chọn trước đó, tiến hành đo góc βi khoảng cách ngang Si từ điểm đặt máy đến điểm kiểm tra (hình 1)

- Sau đó, tiến hành bình sai lưới tam giác không gian tạo điểm khống chế mặt đất điểm kiểm tra thân công trình để thu tọa độ thực tế điểm kiểm tra thân cơng trình

- Dựa vào tọa độ sau bình sai điểm kiểm tra, xác định tham số đặc trưng cho độ nghiêng cơng trình khơng gian theo thời gian

2 Tính tốn thực nghiệm

Địa điểm đo đạc thực nghiệm tòa nhà XP-Homes – Đường 32 - huyện Đan Phượng - thành phố Hà Nội Tòa nhà gồm tòa tháp (A, B) cao 25 tầng, đó, có 25 tầng tầng hầm

Tại địa điểm thực nghiệm tác giả tiến hành lập lưới khống chế trắc địa đo góc – cạnh không gian mặt bên tịa nhà (hình 2) Bao gồm điểm A, B thuộc lưới khống chế mặt đất điểm cột chịu lực tòa nhà Thời gian đo đạc từ 15 30 phút đến 17 ngày 08 tháng năm 2015 (tính thời gian lựa chọn điểm khống chế mặt đất thân cơng trình) Việc đo đạc tiến hành máy toàn đạc điện tử TOPCON – GPT3100N

2.1 Số liệu thu thập được

Tiến hành đo đạc thực nghiệm với trị số lượng trị đo 08 gồm: góc cạnh Tại trạm, đo theo phương pháp khép vòng số lượng vòng đo; cạnh lưới đo lần: đo đo Lấy trung bình lần đo, thu bảng kết đo bảng Tọa độ điểm khống chế sở cho bảng

Bảng Số liệu đo góc – cạnh

N Góc đo N Cạnh đo (m)

Độ Phút Giây

β1 69 22 08 S1 108.360

β2 69 22 10 S2 108.388

β’1 86 22 23 S’1 101.616

β'2 86 22 37 S’2 101.636

Bảng Tọa độ điểm khống chế sở

Tên điểm Tọa độ gốc

X (m) Y (m)

A 1000.000 2000.000

B 1000.000 2044.602

Với số liệu đo đạc thực tế, tiến hành tính tốn khái lược để lọc số liệu đầu vào cho thấy đảm bảo yêu cầu độ xác cơng tác phục vụ bố trí cơng trình

2.2 Xử lý kết đo

Bảng Tọa độ sau bình sai điểm lưới khống chế Tên

điểm

Tọa độ sau bình sai Sai số trung phương vị trí điểm (mm)

X (m) Y (m)

I 1101.406 2038.173 5.3

II 1101.432 2038.182 5.3

Tọa độ điểm quan trắc sau bình sai I, II: XBS = X0 + ∆X Tọa độ

là sở để tính tốn yếu tố phản ánh độ thẳng đứng công trình

Hình Phương pháp tam giác khơng gian xác định độ nghiêng cơng trình

Hình Vị trí kiểm tra độ nghiêng tịa nhà

KHOA HC & CôNG NGHê

[ ]

0

PVV

m 6.8"

n t

= = ±

−

Trong đó: P trọng số; V véc tơ số hiệu chỉnh dãy trị đo; n tổng số trị đo lưới; t số lượng trị đo cần thiết

2.3 Tính độ nghiêng cơng trình - Chiều cao cơng trình: 75m - Độ lệch theo hướng trục X

ex = xII – xI = 1101.432m - 1101.406m = +0.026m

- Độ lệch theo hướng trục Y

ey = yII - yI = 2038.182m - 2038.173m = +0.009m

- Véc tơ độ lệch tổng hợp so với điểm chân công trình:

( 2 )

X Y

e= e +e =0.028 m

- Hướng nghiêng điểm kiểm tra (là góc hợp hướng dương trục Y hình chiếu véc tơ e mặt phẳng nằm ngang):

0 '

arctg Y 18 28 51"

X

e e

α = =

- Góc nghiêng cơng trình (góc hợp với phương dây dọi): e 01 34o ' "

h

ε= =

2.4 Đánh giá kết kiểm tra độ nghiêng theo phương pháp

2.4.1 Phương pháp đo khoảng cách ngang máy toàn đạc điện tử

Đối với phương pháp mặt bên tòa nhà xác định độ nghiêng theo phương X Y khơng gian Do đó, mặt bên cơng trình (các điểm gắn mặt bên cột chịu lực) xác định thơng số hướng nghiêng (α), góc nghiêng cơng trình (ε) độ lệch tổng hợp (e)

2.4.2 Phương pháp giao hội cạnh

Phương pháp xác định thơng số hướng nghiêng (α), góc nghiêng cơng trình (ε), độ lệch tổng hợp (e) cho độ xác khơng cao trị đo thừa khơng có Điều chứng minh qua cơng thức tính sai số vị trí điểm I sau:

AI AI

I A AI

2 2 AI

2 2

X X s

S sin m

m m m cos α α

α ρ

= + + (3)

AI AI

I A AI

2 2 AI

2 2

Y Y s

S cos m

m m m sin α α

α ρ

= + + (4)

Tính mα thơng qua ms theo công thức định lý hàm số cos

trong tam giác ABI Suy ra, sai số trung phương vị trí điểm I có giá trị bằng:

I I

2

X Y I

m =58.207; m =39.458→m = ± 9.9 mm

2.4.3 Phương pháp giao góc thuận

Phương pháp xác định thơng số hướng nghiêng (α), góc nghiêng cơng trình (ε), độ lệch tổng hợp (e) cho độ xác khơng cao trị đo thừa khơng có Điều chứng minh qua cơng thức tính sai số vị trí điểm I theo cơng thức (3) (4) Tính

ms thơng qua mβ theo công thức định lý hàm số sin tam

giác ABI Suy ra, sai số trung phương vị trí điểm I có giá trị bằng:

I I

2

X Y I

m =37.829; m =47.139→m = ± 9.2 mm

2.4.4 Phương pháp tam giác không gian

Sai số trung phương vị trí điểm I tính theo cơng thức sau:

2

I XX YY

m = ±µ Q +Q = ±5.3 mm

Nhận thấy, phương pháp tam giác khơng gian tối ưu độ xác Tại điểm kiểm tra thân cơng trình xác định thông số hướng nghiêng (α), góc nghiêng cơng trình (ε), độ lệch tổng hợp (e) cách đơn giản

3 Kết luận khuyến nghị 3.1 Kết luận

Phương pháp kiểm tra độ nghiêng cơng trình việc lập lưới khống chế tam giác đo góc cạnh, từ tìm tọa độ thực tế điểm kiểm tra thân cơng trình có sở lý luận chặt chẽ Mặt khác phương pháp khắc phục số nhược điểm số phương pháp vừa so sánh như:

+ Tối ưu độ xác so với phương pháp giao hội cạnh phương pháp giao hội góc;

+ Thời gian thi công hợp lý đảm bảo tiến độ thi cơng cơng trình;

+ Tại điểm quan trắc tính tốn yếu tố phản ánh độ nghiêng cơng trình e, ε, α mà khơng cần phải đặt thêm trạm máy khác hướng vng góc (so với phương pháp đo khoảng cách ngang máy toàn đạc điện tử)

Do vậy, phương pháp hoàn toàn áp dụng vào thực tiễn sản xuất Với độ xác ngồi việc áp dụng vào thi cơng cịn đảm bảo cơng tác quan trắc độ thẳng đứng cơng trình

3.2 Khuyến nghị

Phương pháp tam giác không gian nên áp dụng khu vực xây dựng có chân cơng trình thơng thống, khoảng cách từ điểm đặt máy đến chân cơng trình tối thiểu gấp ba lần chiều cao cơng trình để giảm ảnh hưởng số nguồn sai số máy toàn đạc (sai số MO) Ngoài ra, nên lựa chọn điểm đặt máy cho đồ hình lưới tạo thành tam giác cân tương đối cân (nghĩa khoảng cách từ hai điểm đặt máy đến điểm quan trắc tương ứng thân công trình tương đối nhau:

,

AI BI AII BII≅ ≅ )./

Tài liệu tham khảo

1 TCXDVN 357:2005, Công tác trắc địa quan trắc độ nghiêng cơng trình.

2 Charles D Ghilani, Paul R Wolf, Adjustment Computations: Spatial Data Analysis (2006), Fourth Edition, John Wiley & Sons, Inc ISBN: 978-0-471-69728-2

3 Hồng Ngọc Hà, Bình sai tính tốn lưới trắc địa GPS, NXB Khoa học kỹ thuật.

4 Hoàng Thanh Hưởng, Doãn Huy, Tưởng Chinh, Xử lý số liệu quan trắc biến dạng (2001), (Bản dịch từ tiếng Trung Quốc PGS TS Phan Văn Hiến, 2010)

Nâng cao vai trò hiệu

của môn lịch sử đào tạo Kiến trúc sư

Enhance the Role and Effectiveness of History Subjects in Architect Training

Vũ An Khánh

Tóm tắt

Lịch sử mơn khoa học nghiên cứu quá khứ, đặc biệt kiện liên quan đến người Đây thuật ngữ chung có liên quan đến kiện khứ cũng ghi nhớ, phát hiện, thu thập, tổ chức, trình bày, giải thích thơng tin kiện Tất ngành khoa học có lịch sử phát triển riêng, từ ngành khoa học kỹ thuật tới khoa học xã hội – nhân văn Các ngành nghệ thuật cịn có lịch sử phát triển sinh động mà nắm bắt lịch sử chuyên ngành nghệ thuật, có nghệ thuật kiến trúc nội dung kiến thức cần thiết để phát triển lực sáng tạo. Bài viết nghiên cứu vai trị mơn học lịch sử đào tạo kiến trúc sư đề xuất hướng giải pháp nâng cao chất lượng đào tạo.

Từ khóa: Lịch sử, kiến trúc, bảo tồn, đào tạo,

kiến trúc sư

Abstract

History is the study of the past as it is described in written documents, especially those related to human beings It is an umbrella term that relates to past events as well as the memory, discovery, collection, organization, presentation, and interpretation of information about these events. All sciences have their own developmental history, from the technical sciences to the social sciences and humanities Also, the arts have a more vivid history that capturing the history of the arts, including architecture, is essential for the development of creative capacity. The paper studies the role of historical subjects in architectural training and proposes solutions to improve the training quality.

Keywords: History, architecture,

conservation, education, architect TS Vũ An Khánh

Khoa Kiến trúc, Phòng KHCN Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội ĐT: 0913.316.455

1 Đặt vấn đề

Lịch sử (Tiếng Hy Lạp ἱστορία, historia, có nghĩa điều tra, kiến thức thu qua điều tra) môn khoa học nghiên cứu khứ, đặc biệt kiện liên quan đến người Đây thuật ngữ chung có liên quan đến kiện khứ ghi nhớ, phát hiện, thu thập, tổ chức, trình bày, giải thích thông tin kiện Các kiện xảy trước có ghi chép lại coi thời tiền sử

Nhìn chung, tất ngành khoa học có lịch sử phát triển riêng, từ ngành khoa học kỹ thuật tới khoa học xã hội – nhân văn Các ngành nghệ thuật cịn có lịch sử phát triển sinh động mà nắm bắt lịch sử chuyên ngành nghệ thuật, có nghệ thuật kiến trúc nội dung kiến thức cần thiết để phát triển lực sáng tạo Trong chương trình đào tạo kiến trúc sư nói chung, mơn học lịch sử chiếm vị trí quan trọng hệ thống kiến thức tảng với thời lượng lớn Đó mơn học: Lịch sử nghệ thuật, lịch sử kiến trúc, lịch sử quy hoạch phát triển đô thị… Đối với chuyên ngành hẹp nội thất, kiến trúc cảnh quan, bảo tồn lịch sử… lại có mơn lịch sử tương ứng

Hầu sáng tạo kiến trúc có mối liên hệ tham chiếu lịch sử, điều cho thấy khơng có tảng lịch sử chắn khơng thể sáng tạo hình thức kiến trúc

2 Vai trị mơn học lịch sử đào tạo kiến trúc sư

Trong số mơn học lịch sử chương trình đào tạo kiến trúc sư nước tiên tiến Lịch sử kiến trúc có vị trí trung tâm, Lịch sử quy hoạch phát triển đô thị diễn giải bối cảnh khơng gian tầm cỡ lớn có chứa khơng gian cơng trình kiến trúc, Lịch sử nghệ thuật, Lịch sử nội thất kiến trúc đồ tạo tác diễn giải yếu tố chứa không gian kiến trúc…

2.1 Vi trí vai trị môn Lịch sử kiến trúc đào tạo kiến trúc sư

Lịch sử kiến trúc nghiên cứu phát triển kiến trúc giới thông qua việc nghiên cứu ảnh hưởng góc độ khác nghệ thuật, văn hố, trị kinh tế kĩ thuật Nhìn chung, nhiệm vụ lịch sử kiến trúc xây dựng mối quan hệ ý nghĩa biểu cảm vơ hình cơng trình kiến trúc (ngữ nghĩa, chức năng, biểu tượng ) với thể hữu hình đối tượng kiến trúc (kích thước, vật liệu, thành phần kiến trúc ) đặt vào nghiên cứu tổng thể thời điểm lịch sử

Lịch sử kiến trúc cung cấp khối lượng kiến thức tổng thể, đa dạng, nhiều chiều cạnh mối quan hệ nguyên nhân - kết tương tác chặt chẽ với

- Bối cánh trị - xã hội: Các chế độ cai trị, tổ chức nhà nước, cộng đồng, hệ thống luật lệ, quan hệ đẳng cấp xã hội, chiến tranh… Mỗi lãnh địa, công quốc, vương quốc, giới qua giai đoạn lịch sử định có đặc trưng riêng Đây xuất phát điểm dạng cơng trình kiến trúc thời kỳ …

- Bối cảnh hoạt động kinh tế - thương mại: Mức độ phát triển sản xuất hàng hố, phát triển cơng nghệ, mối quan hệ sản xuất thương mại, phương thức phân chia sản phẩm lợi nhuận, mức sống… yếu tố có ảnh hưởng lớn tới hoạt động xây dựng Lịch sử kiến trúc cho thấy tầm cỡ, số lượng mức độ tinh xảo cơng trình kiến trúc phụ thuộc phần lớn vào tiềm kinh tế địa phương

KHOA H“C & CôNG NGHê

- c trng v hoỏ, t tưởng, tôn giáo giai đoạn lịch sử: Nhiều quần thể cơng trình kiến trúc xây dựng nên từ thời Cổ đại tới cuối kỷ Mười tám Phương Tây phục vụ cho mục đích nghi lễ tôn giáo biểu tượng tư tưởng triết học hay nhân văn thời đại, niềm hân hoan chiến thắng hay hận thù sau chiến tranh

- Những tiến khoa học – cơng nghệ nói chung kỹ thuật xây dựng nói riêng: Kỹ thuật chế tác đá phát triển sáng chế thiết bị nâng, vận chuyển, kỹ thuật thi công trợ giúp xây dựng nên Kim tự tháp Cổ đại Ai Câp; Việc phát minh hệ thống cấu tạo, kết cấu có hiệu chịu lực tiền đề ứng dụng cơng trình kiến trúc lớn Hệ thống kết cấu chịu lực cơng trình thường có mối liên hệ với việc sử dụng hay chế tạo dạng vật liệu xây dựng

- Những ý tưởng tổ chức không gian kiến trúc ngày phong phú thể cơng trình kiến trúc có chất lượng nghệ thuật đỉnh cao, đáp ứng cách hoàn hảo yêu cầu sử dụng thể lý tưởng thời đại Đó Nhà thờ Đức bà Paris, Thánh đường Reims, Nhà thờ thánh Piter Rome…

- Những thành tựu nghệ thuật trang trí nội thất, thiết kế chế tác đồ đạc: Đó nghệ thuật trang trí tường vịm mái, nghệ thuật điêu khắc, hội họa, tranh thêu, kính màu, uốn rèn kim loại, thành tựu chất lượng thẩm mỹ sử dụng bàn ghế, khám thờ, trang trí cung thánh, cung điện…

- Những thành tựu khác nghệ thuật chiếu sáng tự nhiên nội thất, sử lý âm thanh…

Thông qua lịch sử kiến trúc, sinh viên kiến trúc thu lượm khối lượng kiến thức khổng lồ tồn diện, nhiều chiều cạnh có liên quan tới tổng thể mặt sống người thời kỳ mà tổ hợp hay cơng trình kiến trúc xây dựng Môn Lịch sử kiến trúc đào tạo kiến trúc sư có vai trị cấu tảng hoàn chỉnh, hệ thống bối cảnh kinh tế - xã hội, Bối cảnh hoạt động kinh tế - thương mại, Điều kiện tự nhiên khu vực xây dựng địa hình, khí hậu, thiên tai, Đặc trưng văn hố, tư tưởng, tôn giáo giai đoạn lịch sử, Những tiến khoa học – công nghệ kỹ thuật xây dựng, Những ý tưởng tổ chức không gian kiến trúc, Những thành tựu nghệ thuật trang trí nội thất, thiết kế chế tác đồ đạc, Những thành tựu khác nghệ thuật chiếu sáng nội thất, sử lý âm thanh… Tuy nhiên, khối lượng kiến thức, mức độ sâu chi tiết thông tin thời lượng dành cho mảng thông tin không Đối với mơn lịch sử kiến trúc vấn đề tổ chức không gian, phong cách, hệ kết cấu… trọng tâm thông tin khác tạo nên phông hay tảng để phục vụ mô tả diễn giải vấn đề kiến trúc Trên sở khung kiến thức đó, sinh viên nhìn nhận tranh tồn cảnh tổ hợp cơng trình kiến trúc từ sâu nghiên cứu vấn đề cụ

2.2 Vị trí vai trị mơn lịch sử bảo tồn kiến trúc đào tạo kiến trúc sư

Có định nghĩa khác công tác bảo tồn kiến trúc

Định nghĩa hẹp: Đó nhận định yếu tố liên quan tới vấn đề kéo dài sống giữ gìn tính tồn vẹn đặc trưng kiến trúc, chẳng hạn dạng cơng trình kiểu dáng, vật liệu xây dựng Theo nghĩa này, thuật ngữ có liên quan tới việc sử dụng chuyên nghiệp kết hợp khoa học, nghệ thuật, thủ công công nghệ cơng cụ bảo tồn, có liên quan đến lĩnh vực gốc bảo tồn môi trường lịch sử bảo tồn nghệ thuật

Định nghĩa rộng: Ngoài thiết kế định nghĩa khoa học - nghệ thuật mô tả trên, bảo tồn kiến trúc đề cập vấn đề nhận diện, sách, quy định vận động liên quan đến tồn mơi trường văn hoá xây dựng Phạm vi thừa nhận xã hội có chế để xác định đánh giá nguồn văn hoá lịch sử, thảo luật lệ để bảo vệ nguồn lực xây dựng sách kế hoạch quản lý để lý giải, bảo vệ giáo dục

Định nghĩa chức năng: Bảo tồn kiến trúc trình cá nhân nhóm người cố gắng bảo vệ tịa nhà có giá trị tránh khỏi thay đổi không mong muốn

Lịch sử kiến trúc xem xét, mô tả nhận định tổ hợp hay cơng trình kiến trúc tất khía cạnh chức năng, tổ chức khơng gian, hệ thống cấu trúc – kết cấu, kỹ thuật vật liệu xây dựng, trang trí nội thất, hình thức, phong cách kiến trúc… tương đối tĩnh, tức xem xét công trình thời điểm hay giai đoạn xây dựng định bối cảnh kinh tế - xã hội, điều kiện tự nhiên địa phương

Lịch sử bảo tồn kiến trúc xem xét, mô tả nhận định giá trị cịn hữu tổ hợp hay cơng trình kiến trúc thời điểm nghiên cứu sau trải qua thời kỳ, dài tới hàng nghìn năm với tác động mặt gây nên xuống cấp vật thể biến động giá trị tinh thần cơng trình Đối tượng bảo tồn nhiều đống phế tích cơng trình bị phá hủy tác động tự nhiên động đất, thiên tai… hay phá hoại người hỏa hoạn, chiến tranh

Công tác bảo tồn lịch sử tổ hợp cơng trình kiến trúc triển khai dựa thành tựu phương pháp khảo sát, thí nghiệm mẫu vật, phương pháp thu thập xử lý thông tin liệu, thành tựu công nghệ biện pháp gia cố, phục hồi cấu trúc vật liệu Tiến trình dự án bảo tồn bao gồm:

Một số vẽ phương án ảnh chụp trình phục hồi cơng trình Colosseum Roma vào năm 1806 1824 Lịch sử bảo tồn công trình này cho ta biết hệ thống thông tin phong phú đa phương diện, xây dựng từ đầu thiên niên ký thứ nhất, trải qua thăng trầm gần hai nghìn năm, tới tranh luận về quan điểm phương pháp phục hồi.

năng cơng trình theo thời gian biến đổi thành nhà thờ Thiên chúa, nhà thờ Hồi giáo kho thuốc súng trước trở thành điểm tham quan du lịch tiếng giới

Bước khảo sát kỹ lưỡng, đo đạc thước cuộn, thước thước mực Các kỹ thuật đo đại, chẳng hạn chụp ảnh quang phổ (sử dụng không ảnh để tạo đồ khảo sát) chụp ảnh ngày sử dụng để tăng độ xác Sau phép đo hoàn thành, tiến hành phân tích ổn định cấu trúc tịa nhà mơ hình chuyển vị Khơng có cơng trình xây dựng ổn định vĩnh cửu; tình trạng đất gió ảnh hưởng đến ổn định tòa nhà cần ghi lại

Bước phân tích tất liệu thu thập sở tìm hiểu bối cảnh, điều kiện mơi trường, khí hậu, ý tưởng thiết kế chủ thể ban đầu, công nghệ trang thiết bị xây dựng áp dụng, nguồn, phương pháp chế tác, vận chuyển sử dụng vật liệu nguyên cơng trình, q trình xây dựng cơng trình, q trình vận hành sử dụng Tiếp theo tìm hiểu cố xảy vận hành sử dụng công trình, nguyên nhân gây nên xuống cấp vật thể cơng trình, ngun nhân khiến cho cơng trình không trùng tu, bảo dưỡng hay bỏ hoang bị lãng quên

KHOA H“C & CôNG NGHê

ti tr hin hu

Lch sử bảo tồn kiến trúc bước cho thông tin tranh luận phương pháp đánh giá giá trị cơng trình, thơng tin tiến trình đo đạc, khảo sát, khám phá, thử nghiệm, bất ngờ trục trặc tiến trình Việc phân tích liệu thu thập cho biết lịch sử kiến trúc cơng trình, bao gồm: hồn cảnh kinh tế, trị, xã hội, tự nhiên, ý tưởng đồ án thiết kế ngun Tiếp theo thơng tìn lần bảo tồn tiến hành trước đó, biến động mặt thời gian tồn công trình thời điểm bảo tồn

Sửa chữa, phục hồi cơng trình: Bao gồm nhiều hoạt động, từ việc thu dọn nội ngoại thất, phục hồi xây dựng lại cấu trúc bị hư hại bị bỏ hoang Không phải công việc bảo tồn phục hồi cơng trình theo thiết kế ban đầu Tuy kỹ thuật bảo tồn cải thiện nhiều nhiều hoạt động dọn dẹp sửa chữa lại nguyên nhân gây vấn đề sau mà thời điểm bảo tồn người ta không lường tới

Ở bước này, lịch sử bảo tồn kiến trúc cho biết tiến trình bảo tổn, tổ chức cơng trường, nhân lực tay nghề, khai thác chế tác vật liệu xây dựng, tiến triển hay trì trệ tiến trình bảo tồn nguyên nhân, điều hành kiến trúc sư trưởng…

Như vậy, lịch sử bảo tồn kiến trúc bao hàm thông tin lịch sử kiến trúc cơng trình cụ thể, tiêu biểu với lịch sử vận hành, sử dụng, biến động khoảng thời gian cơng trình tồn đánh giá giá trị, điều tra khảo sát, đo đạc, độ ổn định cơng trình Phương pháp kết phân tích liệu thu thập đề xuất giải pháp bảo tồn mô tả bối cảnh tranh luận kịch tính nảy sinh từ khác biệt phương pháp áp dụng, trường phái, quan điểm bảo tồn khác

Tất phân tích cho thấy vị trí tầm quan trọng đặc biệt khối lượng kiến thức khổng lồ xếp theo cấu trúc thông tin chặt chẽ tương tác lẫn môn lịch sử bảo tồn kiến trúc Đó hệ thống xuất phát điểm kiến thức để nghiên cứu chuyên sâu mơn khác liên quan

3 Nâng cao vị trí vai trị mơn lịch sử đào tạo kiến trúc sư

Thực tiễn cho thấy vị trí vai trị mơn lịch sử đào tạo kiến trúc sư Việt Nam chưa nhìn nhận đầy đủ, thời lượng đào tạo chưa phù hợp, bất cập đội ngũ giảng viên, tài liệu phục vụ giảng dạy, hệ thống thông tin bổ trợ, sở vật chất… làm cho môn học chưa phát huy hiệu quả, điều kiện chất lượng tuyển sinh đầu vào chưa cao, thời gian đào tạo rút ngắn, số lượng môn học bổ trợ giảm, tinh thần học tập sinh viên giảm sút tác động kinh tế - xã hội chung… Kết sinh viên nắm cách hời hợt hình thức kiến thức lịch sử, chưa hiểu vai trò môn học lịch sử cấu trúc hệ thống cho kiến thức chuyên ngành sâu, từ chất lượng đào tạo thể qua đồ án chưa đáp ứng yêu cầu

Để nâng cao vị trí vai trị mơn lịch sử đào tạo kiến trúc sư Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội sở đào tạo nói chung, cần xem số giải pháp có tính định hướng sau:

đặc biệt quan trọng môn lịch sử kiến trúc lịch sử bảo tồn kiến trúc;

- Nâng cấp chương trình đào tạo theo hướng cân đối lại, gia tăng thời lượng môn lịch sử;

- Bồi dưỡng, tuyển dụng đội ngũ giảng viên chuyên ngành, giảng viên có thâm niên, có lực tốt ngoại ngữ, có đủ trình độ tinh thần trách nhiệm nghề nghiệp;

- Xây dựng, cải tiến phương pháp giảng dạy để nâng cao hiệu môn lịch sử tăng cường khảo sát, tham quan, triển khai thực chuyên đề theo nhóm, bồi dưỡng phương pháp học tập, nghiên cứu, phương pháp thu thập sử lý thông tin cho sinh viên…

- Bổ sung nguồn tài liệu học tập phong phú cho môn lịch sử, nguồn tài liệu trực tuyến; Nhà trường tổ chức biên soạn hệ thống tài liệu giảng dạy môn lịch sử với chất lượng cao;

- Xây dựng phòng học lịch sử kiến trúc, lịch sử bảo tồn kiến trúc… với phương tiện nghe nhìn đại, trưng bày mơ hình cơng trình, có hệ thống tiếp cận thơng tin trực tuyến… để gây hứng thú cho mơn học Ngồi ra, tổ chức thi tìm hiểu lịch sử kiến trúc, tổ chức seminar khoa học…

3 Kết luận

- Các môn lịch sử, đặc biệt lịch sử kiến trúc lịch sử bảo tồn kiến trúc có tầm quan trọng đặc biệt đào tạo kiến trúc sư chúng cung cấp lượng kiến thức khổng lồ mặt theo cấu trúc chặt chẽ tương tác thành phần với

- Để nâng cao chất lượng đào tạo kiến trúc sư, cần nghiên cứu nâng cao chất lượng giảng dạy môn học theo hướng: Nâng cao nhận thức chung vị trí tầm quan trọng môn lịch sử, nâng cấp chương trình đào tạo, bồi dưỡng đội ngũ giảng viên, xây dựng cải tiến phương pháp giảng dạy truyền đạt kiến thức, bổ sung nguồn tài liệu học tập môn lịch sử cho thư viện trường, bồi dưỡng phương pháp học tập nghiên cứu khoa học cho sinh viên./

Tài liệu tham khảo

1 Đặng Thái Hồng, Nguyễn Văn Đỉnh, Giáo trình lịch sử kiến trúc giới, Nhà xuất Xây dựng, 2006. 2 Государственный комитет по гражданскому

строительству и архитектуре при Госстрое СССР, Научно-исследовательский институт теории, истории и перспективных проблем советской архитектуры - Ленинград Всеобщая история архитектуры в 12 томах / ; Москва : Издательство литературы по строительству, 1966-1977.

3 Jukka Jokilehto, A history of Architectural Conservation, Butterworth Heinemann, 1999, 2001, 2002.

Workshop “Tái thiết không gian bị chuyển đổi đô thị”

Sáng 03/10/2017 tầng nhà H, Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội diễn Workshop với chủ đề “Tái thiết không gian bị chuyển đổi đô thị” kỷ niệm 25 thành lập Khoa Quy hoạch Đô thị Nông thôn

Tham dự workshop có TS.KTS Dương Đức Tuấn - Chủ tịch UBND Quận Hồn Kiếm; PGS.TS.KTS Nguyễn Quốc Thơng - Tổng biên tập Tạp chí Kiến trúc, Phó Chủ tịch Hội Kiến trúc sư Việt Nam; ông Lê Việt Hà - Chủ nhiệm Ashui com, Phó Tổng biên tập Tạp chí Quy hoạch Đơ thị

Về phía Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội có TS.KTS Ngơ Thị Kim Dung - Phó Hiệu trưởng Nhà trường; PGS.TS.KTS Phạm Trọng Thuật - Chủ tịch Hội đồng Trường, Trưởng Phòng Đào tạo đại diện Khoa, Phòng Ban chức Trường; nhà khoa học, giảng viên em sinh viên…

Phát biểu Hội thảo, TS.KTS Dương Đức Tuấn - Chủ tịch UBND Quận Hoàn Kiếm cho biết:“Tái thiết không gian bị chuyển đổi đô thị” dựa bối cảnh không gian xung quanh đường dẫn lên cầu Long Biên phố Phùng Hưng Khu vực khu vực trung tâm Thủ đô, nhận quan tâm xã hội

Theo quy hoạch giao thông Hà Nội mà Thủ tướng Chính phủ phê duyệt, tuyến đường sắt đô thị số (đi từ Giáp Bát - Ngọc Hồi đến Gia Lâm - Yên Viên có hướng vị trí trùng với tuyến đường sắt quốc gia có, đoạn từ phố Trần Phú đến ngã ba Phùng Hưng - Lê Văn Linh có tim tuyến nằm phía phố Phùng Hưng) thẳng rẽ vào phố Hàng Đậu qua sông Hồng (song song với cầu Long Biên phía thượng lưu 75m) để đến Ga Gia Lâm Cùng với cầu Long Biên - Công trình bảo tồn sử dụng làm khơng gian phục vụ du lịch, văn hoá nghệ thuật, khu vực vịm đá đường dẫn lên cầu có chức quan trọng, tạo không gian chuyển tiếp linh hoạt tiêu biểu cho cảnh quan khu vực

Trong thời gian tới, UBND quận Hoàn Kiếm quỹ Giao lưu Quốc tế Hàn Quốc, Chương trình định cư người Liên Hợp Quốc (UBHabitat) triển khai việc vẽ tranh bích hoạ phạm vi 26 vịm cầu, từ ngã ba Lê Văn Linh đến phố Hàng Cót Thành phố mong muốn tạo nên không gian công cộng mới, lý thú cho người dân du khách, góp phần vào việc phát triển du lịch, dịch vụ, thương mại thủ đô, để phát huy giá trị di sản tương tự cầu Long Biên

Theo TS.KTS Ngơ Thị Kim Dung - Phó Hiệu trưởng Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội: Trong công tác quy hoạch, quản lý quy hoạch đô thị nay, vấn đề tái thiết không gian bị chuyển đổi nội dung quan trọng cần thiết mà Hà Nội ví dụ bật Thủ đô Hà Nội đô thị đặc biệt, mang giá trị lịch sử, văn hóa đậm nét phải đương đầu với thách thức nhịp sống đại, đô thị phát triển Nhiều không gian đô thị bị chuyển đổi cách tự phát, phục vụ nhu cầu trước mắt phá vỡ quy hoạch chung, ảnh hưởng đến phát triển bền vững…

TS.KTS Ngô Thị Kim Dung nhận định đề tài khó cấp thiết, hấp dẫn thú vị, phát huy khả chuyên môn em sinh viên Hy vọng kết workshop định hướng gợi mở giải pháp cụ thể, thiết thực đáp ứng nhu cầu việc tạo, tái thiết không gian bị chuyển đổi với đô thị Hà Nội

Tại workshop, PGS.TS Nguyễn Quốc Thơng - Phó Chủ

tịch Hội Kiến trúc sư Việt Nam cho rằng, việc chọn đường Phùng Hưng làm đối tượng nghiên cứu, “tái thiết” có ý nghĩa thiết thực, hội cho sinh viên sáng tạo, đề xuất giải pháp tối ưu nhằm dung hịa hoạt động tái thiết thị phu hợp với nhu cầu phát triển bảo tồn hữu hiệu ranh giới hai di sản lớn Hà Nội - Khu phố cổ Hà Nội Hoàng Thành Thăng Long

Ngay ngày khai mạc, Ban tổ chức nhận đăng ký 42 nhóm sinh viên với 130 thành viên ngành đào tạo Kiến trúc, Quy hoạch, Mỹ thuật, Quản lý đô thị tham gia đề án

Hội thảo chuyên đề Ứng xử Kiến trúc Phương pháp tiếp cận môi trường Quy hoạch đô thị cho thành phố thế giới

Chiều 06/10/2017, Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội phối hợp Viện nghiên cứu Tokyo Viện nghiên cứu Nikken Sekkei tổ chức Hội thảo Chuyên đề với tham gia diễn giả tiếng người Nhật: TS.KTS.Yoshiharu Tsukamoto (nhà sáng lập Atelier Bow wow) TS.KTS Shigehisa Matsumura (Nikken Sekkei) Hội thảo thu hút đông đảo nhà khoa học đầu ngành, giảng viên, sinh viên nước Quốc tế

Tham dự Hội thảo có PGS.TS.KTS Lê Quân - Hiệu trưởng Nhà trường; TS.KTS Lê Chiến Thắng - Viện trưởng Viện Đào tạo Hợp tác Quốc tế; ThS.KTS.Vương Đạo Hồng - Giám đốc Cơng ty Kiến Việt, Cơ quan truyền thông Hội Kiến trúc sư Việt Nam; Nhà thiết kế Công ty Võ Trọng Nghĩa, A+G…; đại diện Viện Đào tạo Hợp tác Quốc tế, Phòng Khoa học công nghệ chuyên gia, giảng viên, sinh viên Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội

Hội thảo diễn với chủ đề chính: “Architecture behaviorology: Creating better accessibility to the local resources” - TS.KTS.Yoshiharu Tsukamoto “New approaches of Urban Planning for cities in the word” - TS.KTS Shigehisa Matsumura

TS.KTS Yoshiharu Tsukamoto đồng sáng lập Atelier Bow-Wow Giáo sư Tokyo Institute of Technology (Viện Cơng nghệ Tokyo) Ơng vừa Giáo sư Đại học, vừa Kiến trúc sư hành nghề Ông giảng dạy nhiều Trường Đại học danh tiếng giới Harvard GSD, UCLA, Royal Danish Academy of Fine Arts, Cornell University, Rice University, TU Delft, Columbia University GSAPP, ETH Các cơng trình tiêu biểu ơng kể tới BMW Guggenheim Lab House and Atelier Bow-Wow, Koisuru- Buta laboratory, Canal Swimmer’s Club in Bruges, Logement Sociaux Rue Rebiere nhiều công trình khác

TS.KTS Matsumura có 30 năm kinh nghiệm thiết kế quy hoạch quản lý dự án Nhật Bản nước ngồi Ơng thực nhiều dự án quy hoạch nước Ấn Độ, Philipin, Malaysia, Thái Lan, Trung Quốc, Hàn Quốc, Đài Loan, Nam Phi Ở Việt Nam, ông thiết kế quy hoạch tổng thể thiết kế thị trung tâm Thành phố Hồ Chí Minh Ơng đề xuất nhiều phương pháp tiếp cận quy hoạch, đặc biệt nước phát triển Việt Nam

cũng cơng cụ, kỹ thuật triển khai Do cần phải tăng cường hợp tác nghiên cứu, trao đổi chuyên môn cụ thể sâu sắc giải tốt vấn đề thực tế

Theo PGS.TS.KTS Lê Quân: “Architecture behaviorology - Creating better accessibility to the local resources” (Ứng xử Kiến trúc- Tạo khả tiếp cận tốt với nguồn lực địa phương) “New approaches of Urban Planning for cities in the word” (Các phương pháp tiếp cận môi trường quy hoạch đô thị cho thành phố giới) hội quý báu để nhà khoa học, giảng viên, sinh viên Trường có hội bồi dưỡng chuyên môn nghiệp vụ, chia sẻ ý tưởng Kiến trúc Quy hoạch tiếp thu từ Nhà khoa học tiếng Thế giới

Sau khai mạc tham luận hai diễn giả TS.KTS Yoshiharu Tsukamoto TS.KTS Shigehisa Matsumura

Lễ tổng kết năm học 2016 - 2017 Khai giảng năm học 2017 - 2018

Trong khơng khí tưng bừng, phấn khởi ngành Giáo dục - Đào tạo nước bước vào năm học mới; sáng 14/09/2017, Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội long trọng tổ chức Lễ Tổng kết năm học 2016 - 2017 Khai giảng năm học 2017 - 2018 Đây năm học thứ thực Nghị Đại hội Đảng Trường lần thứ XVII đánh dấu 55 năm truyền thống đào tạo Nhà trường Đến dự chung vui với thầy trò Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội có TS.KTS Nguyễn Đình Tồn - Ủy viên Ban Cán Đảng, Thứ trưởng Bộ Xây dựng

Cùng tham dự buổi Lễ cịn có ơng Nguyễn Hồng Quân - Nguyên Bộ Trưởng Bộ Xây dựng; Ông Trần Ngọc Chính - Nguyên Thứ trưởng Bộ Xây dựng; đại diện lãnh đạo Bộ, Ban, Ngành, Cơ quan Trung ương Hà Nội; đại diện Cục, Vụ, Viện, Văn phòng Bộ; Hội chuyên ngành, Tập đồn, Tổng cơng ty, sở đào tạo, quan doanh nghiệp trực thuộc Bộ Xây dựng, sở đào tạo nước Quốc tế; đại diện nhà tài trợ; quan thông tin truyền thông trực thuộc Bộ Xây dựng, quan thơng báo chí Trung ương thành phố Hà Nội

Về phía Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội có PGS TS.KTS Lê Qn - Bí thư Đảng ủy, Hiệu trưởng; PGS.TS Lê Anh Dũng - Phó Hiệu trưởng; đồng chí Đảng ủy, Ban Giám hiệu; đại diện lãnh đạo đơn vị Trường sinh viên, học viên cao học, Nghiên cứu sinh tiêu biểu đại diện cho hàng nghìn sinh viên học viên học tập, nghiên cứu Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội

Trong phát biểu Tổng kết năm học 2016 - 2017 Khai giảng năm học 2017 - 2018; PGS.TS.KTS Lê Quân - Bí thư Đảng ủy, Hiệu trưởng Nhà trường khái quát thành tựu mà Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội đạt năm học qua, cụ thể: “Năm học qua, với cố gắng, nỗ lực đội ngũ cán viên chức, giảng viên, người lao động toàn thể học viên, sinh viên nghiên cứu sinh; Nhà trường triển khai thực Nghị Đại hội Đảng lần thứ XII, Chỉ thị 05 Bộ Chính trị, Nghị TW4 khóa XII, Nghị 01/NQ-ĐUK, tăng cường phối hợp Đảng ủy Ban Giám hiệu việc lãnh đạo, đạo thực nhiệm vụ Bộ Xây dựng, Bộ Giáo dục Đào tạo đạt nhiều thành tích lĩnh vực hoạt động, thực thành công kế hoạch đào tạo 2016-2017 nằm Chiến lược phát triển Nhà trường đến năm 2025…

Công tác đào tạo Nhà trường có nhiều cố gắng để

đổi phát triển Đặc biệt hai năm 2015-2016, Nhà trường mở thêm mã ngành đào tạo bậc Đại học, đáp ứng yêu cầu phát triển ngành Xây dựng, phù hợp với thực tiễn xã hội Các chương trình đào tạo Quốc tế phát triển bước khẳng định chất lượng, vị Chương trình đào tạo Kiến trúc sư tiên tiến sử dụng tiếng Anh Chương trình đào tạo Kiến trúc cảnh quan sử dụng tiếng Pháp tiến tới công nhận cấp Trường Đại học đối tác…”

Báo cáo tổng kết nhiệm vụ trọng tâm năm học 2017-2018; tiếp tục triển khai chương trình, đề án công tác Nhà trường theo nhiệm vụ phát triển giai đoạn 2016 - 2020; đồng thời thực nhiệm vụ phục vụ cho việc đổi mới, mở rộng hợp tác nước Quốc tế nhằm xã hội hóa nội dung, huy động nguồn lực phục vụ cho mục tiêu phát triển

Thừa ủy quyền Bộ trưởng; Thứ trưởng Bộ Xây dựng Nguyễn Đình Tồn trao Cờ thi đua Bộ Xây dựng cho Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội; trao Bằng khen Bộ trưởng Bộ Xây dựng cho tập thể cá nhân có thành tích xuất sắc, hồn thành kế hoạch, nhiệm vụ cơng tác năm học 2016 - 2017; trao Quyết định việc tặng thưởng Chiến sĩ thi đua ngành Xây dựng cho cá nhân có thành tích xuất sắc tiêu biểu

Thay mặt Ban Cán Đảng, lãnh đạo Bộ Xây dựng; Thứ trưởng Nguyễn Đình Tồn gửi lời chúc mừng tới tập thể lãnh đạo Nhà trường, cán bộ, thầy giáo, cô giáo, sinh viên học viên Nhà trường năm học 2017 - 2018

Lãnh đạo Bộ Xây dựng nhận thấy Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội tiếp tục đổi phát triển tốt theo hướng chuẩn hóa, đại hóa hội nhập Quốc tế, trở thành trung tâm đào tạo, nghiên cứu khoa học chuyển giao công nghệ Những nỗ lực thành công bước đầu Đại học Kiến trúc Hà Nội tạo khí mới, sắc thái giáo dục đại học Việt Nam đường đổi bản, toàn diện theo chủ trương Đảng Nhà nước

Thứ trưởng rõ công tác đào tạo, bồi dưỡng đội ngũ cán bộ, nguồn nhân lực Đảng, Nhà nước Bộ Xây dựng đặc biệt quan tâm; phần quan trọng tiến trình thực chiến lược cán thời kỳ đổi Đảng Nhà trường cần tiếp tục phát huy tinh thần đoàn kết để tạo đồng thuận trí cao để hồn thành xuất sắc nhiệm vụ năm học Bên cạnh đó, cần tập hợp đội ngũ giảng viên giàu kinh nghiệm, đào tạo, bồi dưỡng chun mơn đạo đức nghề nghiệp nhằm mục đích tiếp tục mở rộng hợp tác song phương, đa phương với Tổ chức Quốc tế lĩnh vực đào tạo nghiên cứu

Tại buổi Lễ, Nhà trường trao cho 10 tân Tiến sĩ bảo vệ thành công luận án năm học 2016 - 2017; Trao phần thưởng cho sinh viên có thành tích xuất sắc năm học 2017, sinh viên tốt nghiệp thủ khoa năm học 2016-2017; sinh viên đạt thủ khoa đầu vào năm học 2017-2018 Đại diện nhà tài trợ: Tổng Công ty Tư vấn Xây dựng Việt Nam, Ngân hàng Đầu tư Phát triển Việt Nam BIDV Chi nhánh Hà Tây, Công ty LIXIL INAX Việt Nam, Công ty CP Dịch vụ Tư vấn Thiết Kế IBSTAC Tạp chí Kiến trúc trao học bổng phần thưởng cho sinh viên xuất sắc…

THỂ LỆ VIẾT VÀ GỬI BÀI

CHO TẠP CHÍ KHOA HỌC KIẾN TRÚC – XÂY DỰNG Bài gửi đăng tạp chí phải cơng trình nghiên cứu

của 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 công 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 khơng q 10 trang; cơng trình nghiên cứu triển khai ứng dụng không trang

9 Với thông tin khoa học, tin ngắn: Là dịch tổng thuật, tổng quan vấn đề khoa học cơng nghệ xây dựng kiến trúc có tính thời

10 Khơng trả lại thảo cho không đăng./

chất đạo đức sáng để mai góp phần dựng xây đất nước

Nhìn lại chặng đường qua, tập thể cán bộ, giảng viên sinh viên tồn Trường vơ vinh dự tự hào làm việc, giảng dạy học tập Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội - Một ngơi trường có bề dày truyền thống 55 năm đào tạo trường đào tạo nhiều hệ Kiến trúc sư, Kỹ sư, Cử nhân tài cho đất nước Con đường phía trước cịn nhiều chơng gai, vất vả tồn thể cán bộ, giảng viên, sinh viên học viên Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội cố gắng phấn đấu để đạt kết học tập cao nhất, làm rạng danh cho thân, gia đình Nhà trường, góp phần vào hưng thịnh phát triển đất nước tương lai

Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội trao bằng tốt nghiệp cho 411 tân Thạc sĩ

Chiều 12/08/2017, Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội long trọng tổ chức Lễ Trao Thạc sĩ (khóa 2015 - 2017) cho 411 học viên thuộc 05 chun ngành: Kiến trúc cơng trình, Quy hoạch vùng đô thị, Quản lý đô thị cơng trình, Kỹ thuật xây dựng cơng trình dân dụng công nghiệp Kỹ thuật sở hạ tầng

Tới dự buổi Lễ; phía Đảng ủy, Ban giám hiệu Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội có PGS.TS.KTS Lê Quân - Bí thư Đảng ủy, Hiệu trưởng Nhà trường; Phó Hiệu trưởng Nhà trường: PGS.TS Lê Anh Dũng, TS.KTS Ngô Thị Kim Dung Dự buổi lễ cịn có thầy giáo, giáo Đảng ủy, Ban giám hiệu Nhà trường; diện nhà khoa học; có mặt thầy giáo, giáo đại diện cho khoa, phịng ban chức Trường đặc biệt có mặt

của tân Thạc sĩ gia đình, bạn bè đồng nghiệp Theo Báo cáo: khóa đào tạo Thạc sĩ 2015 - 2017 tuyển sinh Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội vào tháng 3/2015 hoàn thành bảo vệ luận văn vào tháng 4/2017 Về kết đào tạo chung, số công nhận học viên cao học 471 học viên Số bảo vệ luận văn cấp Thạc sĩ 411 học viên

Tại buổi lễ, PGS.TS Nguyễn Tuấn Anh - Trưởng Khoa Sau đại học lên công bố Quyết định Tốt nghiệp cấp Bằng Thạc sĩ; Quyết định khen thưởng cho học viên có thành tích học tập công tác tập thể

Thay mặt Đảng ủy, Ban giám hiệu Nhà trường, PGS.TS KTS Lê Quân - Bí thư Đảng ủy, Hiệu trưởng Nhà trường phát biểu chúc mừng tân Thạc sĩ Hiệu trưởng Lê Quân cho biết: “Trong năm qua, quan tâm lãnh đạo Bộ Xây dựng, Bộ Giáo dục Đào tạo, công tác đào tạo sau đại học Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội không ngừng đổi mới, nâng cao chất lượng đào tạo tiến tới hội nhập Quốc tế Công tác đào tạo đáp ứng yêu cầu phát triển theo yêu cầu xã hội…”