nguyên tắc bố trí đèn chiếu sáng tại một số loại nút giao thông trong đô thị và mô phỏng nó bằng DIALux evo light simulation design at urban traffic junctions

Nội dung bài báo nghiên cứu sự gia tăng nội lực khi xét đến các tổ hợp lún lệch bất lợi giữa các chân cột của một công trình có kết cấu khung không gian, quy mô 9 tầng – được xây dựng tạ

M ỤC LỤC

LỜI NÓI ĐẦU 3

PH ẦN I: XÂY DỰNG

• Ảnh hưởng của lún lệch giữa các móng đến nội lực của tòa nhà 9 tầng

Bạch Vũ Hoàng Lan - Từ Đức Anh Sơn 7

• Bê tông HSC sử dụng phụ gia kết hợp nano SiO2 và tro bay

đề xuất thiết kế mặt đường ô tô Trần Hữu Bằng - Võ Thanh Hùng -

Phú Th ị Tuyết Nga - Lê Thành Trung 19

• Nghiên cứu kết cấu tường chắn bảo vệ mái dốc khu vực đồi núi

Nguyến Kế Tường - Nguyễn Minh Thi - Nguyễn Thị Hằng 30

• Nghiên cứu khả năng kháng chọc thủng của sàn phẳng bê tông cốt thép

theo các tiêu chuẩn TCVN 5574:2018 và ACI 318 Đỗ Thị Ngọc Tam 39

• Nghiên cứu phương pháp cải tạo bùn thải thành vật liệu thay thế

cho đất đắp nền đường, đường đầu cầu Lê Văn Dũng 49

• Tái sử dụng nước đô thị Lưu Thành Tài 54

• Thiết kế mô phỏng đèn chiếu sáng ở các nút giao thông trong đô thị

Trần Minh Phụng - Nguyễn Hoàng Tiến - Đặng Thị Phương Chi 65

• Thiết kế ổ khóa bảo mật kép Ngô Bảo - Trần Thị Vinh 72

• Tối ưu hóa hình dáng hệ dây mềm không giãn trên gối cố định

chịu tải trọng phân bố đều Võ Thanh Hùng - Phạm Thành An 79

• Phân tích nguyên nhân nền đất bị trượt tại xã Lộc Nam, huyện Bảo Lộc,

tỉnh Lâm Đồng Nguyễn Kế Tường - Nguyễn Minh Thi -

Nguyễn Minh Hùng - Nguyễn Viết Hùng - Phạm Thành Hiệp 84

• Phân tích kết cấu áo đường mềm sử dụng nhựa đường mô đun thông thường

và mô đun cường độ cao chịu tác dụng của tải trọng thay đổi sử dụng lý thuyết

đàn hồi nhớt tuyến tính Nguyễn Huỳnh Tấn Tài - Phan Thành Nhân 92

• Phân tích kết quả thử tải theo phương pháp osterberg và phương pháp thử tải tĩnh

truyền thống trong thi công cọc barrette sử dụng phương pháp phụt vữa thành biên

Nguy ễn Văn Dương - Võ Nguyễn Phú Huân 103

• Ưu nhược điểm khi ứng dụng mô hình thông tin công trình (BIM)

trong thiết kế xây dựng Nguyễn Ngọc Hưng 117

• Quản lý xây dựng trong thời kỳ 4.0 Lê Hải Quân 122

PH ẦN II: KIẾN TRÚC – QUY HOẠCH

• Building housing with 3d printing technology Ngo Dinh Nguyen Khoi 129

• Giải pháp xây dựng làng thông minh trong kỷ nguyên công nghệ 4.0

Hu ỳnh Kim Pháp 140

• Một số mô hình thiết kế đô thị khả dụng trong bối cảnh Covid-19 Việt Nam

và thế giới Đỗ Thị An Bình - Nguyễn Đức Trọng 150

• Nghệ thuật mosaic – giải pháp tái chế nguyên liệu tại chỗ trang trí

không gian đô thị Bình Dương hướng đến đô thị xanh trong tương lai

Lê Thị Thanh Loan 158

• Đặc tính xanh trong tổ chức không gian và sử dụng vật liệu tự nhiên

của kiến trúc nhà ở vùng Tây Nam Bộ Lê Duy Phương - Trần Đình Hiếu -

Hoàng Mạnh Nguyên 170

• Sinh thái cảnh quan cho các không gian mặt nước trong đô thị Cù Thị Ánh Tuyết -

Đặng Phúc Loan 179

• Use environmentally friendly materials in building housing

Ngo Dinh Nguyen Khoi 191

L ỜI NÓI ĐẦU

Chủ đề “kiến trúc và xây dựng hướng đến phát triển bền vững” là nhằm thực hiện mục tiêu xây dựng và phát triển kiến trúc, đô thị Việt Nam hướng đến phát triển bền vững và tiên tiến Trên quan điểm “phát triển kiến trúc, xây dựng bền vững là phải từ việc chọn địa điểm, thiết kế, thi công xây dựng công trình cho đến vận hành, sửa chữa và tái sử dụng công trình” Trong thiết kế, xây dựng công trình kiến trúc bền vững là công trình được thực hiện bằng tập

hợp các giải pháp thiết kế kiến trúc, kỹ thuật xây dựng sáng tạo, thân thiện với thiên nhiên và môi trường, sử dụng hiệu quả năng lượng, tài nguyên nước, vật liệu, hài hoà kiến trúc với cảnh quan và sinh thái tự nhiên, tạo ra điều kiện sống tốt nhất cho người sử dụng Đây luôn là điều

kiện bắt buộc theo suốt quá trình thực hiện và được giám sát để được chứng nhận đó là công trình xây dựng bền vững hay là kiến trúc bền vững, đều là công trình xây dựng mà thực tế đã

có được hiệu quả lớn nhất, là tác động của công trình đến sức khoẻ của con người và môi trường xung quanh là nhỏ nhất trong suốt vòng đời của công trình xây dựng

Hay là ở yêu cầu công trình tự tạo năng lượng tái tạo là tiêu chí quan trọng nhất của công trình bền vững và công trình năng lượng bằng không là công trình có năng lượng thực sự tiêu thụ và mức phát thải các bon thấp nhất, thậm chí là bằng không Còn ở khía cạnh công tác quy hoạch phát triển đô thị cần thực hiện theo chiến lược “Nương theo và hài hòa với tự nhiên để

phát triển”, đô thị cần được quan niệm là một thành phần trong hệ thống của các hệ sinh thái

Tiếp nối hội thảo lần thứ III vào năm 2021, hội thảo khoa học lần này với chủ đề “Giải

pháp k ỹ thuật tiên tiến cho ngành xây dựng trong kỷ nguyên công nghệ 4.0 ”, nhằm hướng

tới tìm ra các phương pháp tính toán, giải pháp kết cấu, ứng dụng công nghệ - kỹ thuật trong lĩnh vực xây dựng, thiết kế kiến trúc, quy hoạch không gian đô thị và sản xuất vật liệu trên nhiều lĩnh vực ngành nghề Từ những vấn đề đó, hội thảo lần này các báo cáo khoa học đã tập trung vào các nội dung chính sau:

Chủ đề 1: Giải pháp kỹ thuật tiên tiến cho ngành xây dựng bao gồm các lĩnh vực nghiên

cứu, tính toán giải pháp tối ưu về nền móng công trình, giải pháp kỹ thuật mới về thi công, tối

ưu hóa hình dáng hệ dây mềm không dãn trên gối cố định chịu tải trọng phân bố đều và lĩnh

vực quản ký xây dựng trong thời kỳ công nghiệp 4.0

Chủ đề 2: Giải pháp thiết kế kiến trúc và thiết kế đô thị bền vững bao gồm các lĩnh vực ứng dụng mô hình mô phỏng, mô hình BIM, mô hình thiết kế đô thị khả dụng và thiết kế không gian đô thị hướng đến sức khỏe cộng đồng trong bối cảnh Covid-19; lĩnh vực giải pháp xây dựng làng thông minh, đặc tính xanh trong tổ chức không gian và sử dụng vật liệu tự nhiên của kiến trúc nhà ở, sinh thái cảnh quan cho các không gian mặt nước trong đô thị, tái sử dụng nước

đô thị và giải pháp tái chế nguyên liệu tại chỗ trang trí không gian đô thị Bình Dương hướng đến đô thị xanh trong tương lai

Ki ến trúc và xây dựng hướng đến phát triển bền vững là kỷ yếu hội thảo khoa học lần

thứ IV tập hợp nhiều báo cáo tham luận của nhiều tác giả, nên có những dữ liệu được sử dụng

trích dẫn từ nhiều nguồn khác nhau và luận điểm khoa học có thể trùng lặp hoặc mâu thuẫn Tuy nhiên, trên tinh thần tôn trọng quan điểm của từng tác giả và để tạo điều kiện mở rộng ý kiến trao đổi với bạn đọc, nên trong quá trình biên tập, chúng tôi cố gắng giữ nguyên các nội dung bài viết để bạn đọc nghiên cứu tham khảo

Mặc dù đã cố gắng, nhưng vì nhiều lý do, việc biên tập, xuất bản cuốn sách kỷ yếu khó tránh khỏi những hạn chế và thiếu sót nhất định Chúng tôi mong nhận được ý kiến đóng góp

Ph ần I

ẢNH HƯỞNG CỦA LÚN LỆCH GIỮA CÁC MÓNG

ĐẾN NỘI LỰC CỦA TÒA NHÀ 9 TẦNG

B ạch Vũ Hoàng Lan 1 , T ừ Đức Anh Sơn 2

1 Trường Đại học Kiến trúc TP Hồ Chí Minh

2 Học viên cao học Trường Đại học Kiến trúc TP Hồ Chí Minh

Tóm t ắt

Hiện tượng lún lệch giữa các móng sẽ làm thay đổi nội lực của hệ kết cấu khung, vì thế

có thể làm phát sinh những khe nứt, gia tăng độ võng trên dầm, sàn, vách,… thậm chí dẫn đến sự hư hỏng của hệ kết cấu Nội dung bài báo nghiên cứu sự gia tăng nội lực khi xét đến các tổ hợp lún lệch bất lợi giữa các chân cột của một công trình có kết cấu khung không gian, quy mô 9 tầng – được xây dựng tại Thành phố Hồ Chí Minh, từ đó đề xuất những lưu ý cần thiết giúp người thiết kế có thể đưa ra các giải pháp thiết kế an toàn

T ừ khóa: độ lún lệch tương đối, hư hỏng do lún lệch, lún lệch, nội lực hệ khung

1 Đặt vấn đề

Thông thường, việc thiết kế kết cấu phần thân và phần ngầm của một công trình xây dựng thường được đảm nhận bởi các nhóm kỹ sư độc lập và sử dụng các lý thuyết, tiêu chuẩn xây dựng riêng cho từng hạng mục, tuy nhiên việc kết nối giữa hai phần thiết kế này đôi khi không chặt chẽ và thiếu chính xác Ở một số công trình khi giá trị lực dọc tại các chân cột khác nhau

và cấu trúc địa tầng tại địa điểm xây dựng không hoàn toàn đồng nhất thì độ lún tại các móng đơn dưới mỗi cột (hoặc chuyển vị của các gối tựa) sẽ khác nhau, với trường hợp này nếu sử dụng sơ đồ tính của hệ kết cấu khung với các liên kết ngàm tại chân cột sẽ không còn chính xác Sự chênh lệch về chuyển vị giữa các gối tựa độc lập làm phát sinh thêm những thay đổi về ứng suất, biến dạng trong các cấu kiện chịu lực của hệ kết cấu, dẫn đến những hư hỏng, thiệt hại cho các công trình Ở mức độ nhẹ thì gây ảnh hưởng tới hình thức kiến trúc công trình thông qua những hiện tượng như: xuất hiện các vết nứt trên kết cấu bao che hoặc trên các lớp hoàn thiện công trình…, mức độ nặng thì gây ra hư hỏng trên các cấu kiện chịu lực của công trình

Để đảm bảo an toàn cho công trình, các giới hạn về độ lún phải được khống chế thông qua các tham số (Hình 1.1), như: độ lún lớn nhất (Smax); độ chênh lún tối đa () và độ lún lệch tương đối (s/L) của công trình Tuy nhiên trong phạm vi của bài báo này, tác giả sẽ chỉ đi sâu vào nghiên cứu ảnh hưởng của một công trình có kết cấu dạng khung chịu tác động của lún lệch thông qua giá trị độ lún lệch tương đối (s/L)

Thuật ngữ lún lệch được sử dụng để mô tả sự khác biệt trong chuyển vị thẳng đứng giữa

các chân cột/ móng đơn của công trình Hiện tượng lún lệch không ảnh hưởng nhiều đến không gian sử dụng của công trình, tuy nhiên nó lại gây ra những ảnh hưởng đáng kể đến khả năng chịu lực của kết cấu và tính thẩm mỹ của công trình Để có thể xét đến ảnh hưởng của lún lệch đến ứng xử của công trình, A.W.Skempton et al (1956) đề xuất sử dụng giá trị độ lún lệch tương

đối để mô tả độ chênh của chuyển vị đứng xảy ra giữa các chân cột Họ định nghĩa độ lún lệch tương đối là tỷ lệ của độ chênh lún giữa các cột (s) và khoảng cách (L) giữa hai trục cột sau khi loại bỏ ảnh hưởng do độ nghiêng của công trình (Hình 1.1)

Hình 1. Các khái niệm về độ lún; lún lệch và độ lún lệch tương đối

2 T ổng quan các nghiên cứu về lún lệch của công trình

2.1 M ột số kết quả nghiên cứu của các tác giả nước ngoài

Atishay Lahri et al (2015); A.W.Skempton et al (1956) đã phân tích nội lực hệ khung bê tông cốt thép có quy mô năm tầng ba nhịp Ông thấy rằng khi hệ chịu tác dụng của chuyển vị tại chân cột là s=0,315inches (8mm) ứng với nhịp L=25ft (7,5m), giá trị độ lún lệch tương đối là s/L =1/9500,001, thì trị số mô men uốn lớn nhất trong dầm tăng lên 74% so với khi chưa xét đến ảnh hưởng của lún lệch Với sự gia tăng của mô men uốn thì cấu kiện dầm được

dự kiến sẽ phát sinh các vết nứt; Tuy nhiên từ dữ liệu quan sát, Meyerhof đã công bố rằng với

một biến dạng góc là 1/950 trên thực tế kết cấu chịu lực của công trình không xuất hiện các hư

hại đáng kể, ông đưa ra các lý do giải thích về hiện tượng này:

− Giá trị hoạt tải giả định sử dụng khi thiết kế có thể lớn hơn so với hoạt tải thực tế tác dụng lên công trình

− Hiệu ứng của sự làm việc đồng thời của các cấu kiện trong công trình, như: cột, dầm, sàn, tường xây chèn… làm cho ứng suất và biến dạng phát sinh trong kết cấu nhỏ hơn so với kết quả đã tính toán

− Nội lực thực tế phát sinh trong khung gây do ảnh hưởng của lún lệch nhỏ hơn so với đại lượng tương ứng được tính theo hình thức phân tích nội lực thông thường cho hệ khung A.W.Skempton et al (1956) đã quan sát về hiện tượng lún lệch của 98 công trình, trong

đó có 40 công trình có xảy ra các hư hỏng và thiệt hại Các công trình được nghiên cứu chủ yếu

là kết cấu thép và bê tông cốt thép, có 33 công trình là kết cấu tường chịu lực Các tác giả đã đưa ra các khuyến cáo về các giá trị của độ lún lệch tương đối (s/L) như sau: khi tỷ số

s/L > 1/150 sẽ gây ra thiệt hại về kết cấu công trình; khi s/L > 1/300 sẽ gây ra nứt vỡ các bức tường và các kết cấu bao che; họ khuyến cáo nên đảm bảo an toàn cho các công trình thì giá trị giới hạn tỷ số s/L = 1/500 (0,002)

Grant et al (1974) đã thực hiện một nghiên cứu tương tự như nghiên cứu của A.Skempton

et al (1956) khi quan sát và phân tích 95 công trình chịu tác dụng của lún lệch có kết cấu dạng khung và khung kết hợp với vách Các tác giả này đã đề xuất giới hạn của độ lún lệch tương đối là s/L  1/300 (0,0033) để đảm bảo an toàn cho công trình

Cao trình chuẩn của nền móng

Ghi chú: Smax – Độ lún lớn nhất của các móng

 – Độ chênh lún lớn nhất giữa các móng

s/L – Độ lún lệch tương đối giữa các móng

L

Polshin et al (1957) đã nghiên cứu và đề xuất các giá trị độ lún lệch giới hạn được quy định trong tiêu chuẩn xây dựng năm 1955 của Nga Họ đưa ra các giới hạn của độ lún lệch tương đối s/L = 1/500 đối với kết cấu thép và s/L = 1/200 cho kết cấu khung bê tông, khi bỏ qua ảnh hưởng của kết cấu bao che đến khả năng chịu lực của kết cấu Những giá trị này phù hợp với những giá trị được đề xuất bởi A.W.Skempton et al (1956) Tuy nhiên, các tác giả này

có thêm các quy định chặt chẽ hơn đối với công trình sử dụng tường chịu lực Đối với các công trình có tỷ lệ chiều dài trên chiều cao: L/H <3, thì giá trị tối đa của độ lún lệch tương đối s/L lần lượt là 0,0003 và 0,0004 đối với công trình trên nền đất cát và đất sét mềm Đối với công trình có tỷ số L/H > 5, các giá trị tương ứng của s/L là 0,0005 và 0,0007

Burland et al (1975); A.W.Skempton et al (1956) đề xuất cách tiếp cận khác hơn để giải thích của lún lệch đến những hư hỏng, thiệt hại của công trình Họ chứng minh rằng các vết nứt trên cấu kiện chịu lực bắt đầu xuất hiện khi ứng suất kéo của cấu kiện đạt đến một trị số giới

hạn Burland et al còn nhận xét rằng các dấu hiệu đầu tiên của các vết nứt xuất hiện trên kết cấu chịu lực thường bị che phủ bởi các lớp vật liệu hoàn thiện, do vậy trong một số trường hợp người sử dụng rất khó phát hiện những cảnh báo ban đầu về hư hỏng của hệ kết cấu chịu lực Burland et al (2001) đã đề xuất dùng giá trị biến dạng dài (%) của kết cấu xuất hiện do ảnh

hưởng của lún lệch để đánh giá mức độ ảnh hưởng đến chất lượng công trình (Bảng 2.1)

B ảng 2.1 Mối quan hệ giữa mức độ hư hỏng, thiệt hại và giá trị biến dạng giới hạn

(theo Burland et al, 2001)

Cấp độ Mức độ thiệt hại Giá trị biến dạng giới hạn (%)

2.2 Các quy định về về lún trong các tiêu chuẩn xây dựng của Việt nam

Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình (TCVN 9362:2012) và Tiêu chuẩn thiết kế móng cọc (TCVN 10304:2014) đều có quy định các biến dạng cho phép của nền nhà và công trình, được thể hiện trên Bảng 2.2 và 2.3

B ảng 2.2: Trị biến dạng giới hạn của nền Sgh (trích B ảng 16 trong TCVN 9362:2012)

Tên và đặc điểm kết cấu của công trình

Trị biến dạng giới hạn của nền S gh

Biến dạng tương đối Độ lún tuyệt đối lớn nhất (cm) Dạng Độ lớn Dạng Độ lớn

1 Nhà sản xuất và nhà dân dụng nhiều tầng bằng khung

hoàn toàn

1.1 Khung bê tông cốt thép (BTCT) không có tường chèn s/ L 0.002 S gh 8

2 Nhà và công trình không xuất hiện nội lực thêm do lún

B ảng 2.3 Biến dạng giới hạn của nền móng công trình (phụ lục E của TCVN 10304:2014)

Công trình

Biến dạng giới hạn của nền móng

Độ lún lệch tương đối / L

nhiều tầng kết cấu khung:

- Khung BTCT có thêm giằng hoặc sàn mái toàn

tạo, móng cọc có đài dạng bè liên tục, móng bè – cọc…)

Tuy nhiên, nếu xem xét các quy định về trị số biến dạng của nền đối với công trình có kết cấu chịu lực dạng khung được trích dẫn từ TCVN 9362:2012 và TCVN 10304:2014, thì dễ dàng nhận thấy còn tồn tại một số khác biệt trong các giới hạn về độ lún tuyệt đối và tương đối

của công trình giữa hai tiêu chuẩn này – điều này sẽ gây khó khăn cho người thiết kế khi lựa

chọn và tính toán các phương án móng cho công trình

Thêm vào đó, tại mục 4.6.28 của TCVN 9362:2012, có nêu rằng: “Việc tính toán biến dạng của nền cho phép tiến hành mà không cần kể đến ảnh hưởng của độ cứng của kết cấu nhà hoặc công trình đến sự phân bố lại tải trọng trên nền”, trong thực tế độ cứng của công trình có ảnh hưởng lớn đến sự phân phối lại nội lực và điều này có thể làm tăng hoặc giảm lún lệch giữa các móng hoặc các đài cọc riêng lẻ Do vậy, để đảm bảo khả năng chịu lực, tính ổn định và chức năng của từng công trình các giá trị về biến dạng tuyệt đối và tương đối cần được người thiết kế xem xét, tính toán cụ thể cho từng loại công trình, từng phương án móng

3 Gi ới thiệu về công trình và phương pháp nghiên cứu

Công trình được chọn để nghiên cứu là một chung cư cao tầng có quy mô 9 tầng, xây dựng tại Quận 2, Thành phố Hồ Chí Minh – nơi có chiều dày lớp đất bùn sét khá lớn, dễ xảy ra hiện tượng lún lệch giữa các đài cọc đơn dưới mỗi cột khung Công trình có chiều cao tầng 1 là 3,8m; chiều cao các tầng từ 2 đến 8 là 3,6m và chiều cao tầng mái là 2,8m Mặt bằng gồm có 3 nhịp (8,0m – 5,0m – 8,0m) và 4 bước cột 7,0m  4 (Hình 3.1)

Hình 3.1. Mặt đứng chính và mặt bằng tầng 2 đến 8 của công trình

Kết cấu chịu lực chính của công trình là hệ khung bê tông cốt thép kết hợp với kết cấu hệ móng cọc BTCT đài đơn Kích thước cột và dầm của hệ khung được chọn để đảm bảo khả năng chịu lực và độ cứng của công trình

− Hệ dầm phụ (sê-nô; ban công; ô văng…): 200350 (mm)

b Hệ cột: Có tiết diện vuông cho tất cả các cột và cấu kiện này được giảm tiết diện 3 tầng

một lần theo chiều cao của công trình, kích thước của các cột thể hiện trên Bảng 3.1

B ảng 3.1 Kích thước tiết diện các cột khung

Tầng 7 đến mái 500500

Phương pháp nghiên cứu: Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn thông qua phần mềm

RSAP (Robot Structural Analysis Profesional) để mô phỏng và phân tích nội lực trong hệ khung không gian của công trình dưới tác dụng các loại tải trọng

4 N ội lực của hệ khung dưới tác dụng của hiện tượng lún lệch

4.1 Xác định các tổ hợp lún lệch bất lợi cho hệ dầm và cột khung

4.1.1 Cơ sở lý thuyết

Hiện tượng lún lệch giữa các đài cọc dưới mỗi cột của công trình có thể xảy ra theo quy

luật bất kỳ Căn cứ vào hình dạng đường đàn hồi của hệ của chuyển vị tại từng chân cột, ta có thể xác định được tổ hợp các chuyển vị đồng thời tại các cột khác nhau sẽ làm khuếch đại biến dạng của từng cấu kiện trong khung

Hình 4.1 Đường đàn hồi của hệ khi cột trục

A ch ịu chuyển vị Hình 4.2 Đường đàn hồi của hệ khi cột trục B ch ịu chuyển vị

Hình 4.3 Đường đàn hồi của hệ khi cột trục

Các đường đàn hồi của hệ dưới tác dụng của chuyển vị cưỡng bức (tương ứng với hiện

tượng lún lệch) tại từng chân cột được biểu diễn trên các Hình 4.1 đến 4.4

4.1.2 Các t ổ hợp lún lệch bất lợi cho hệ dầm và cột khung

Hình 4.5 Mặt bằng công trình và ký hiệu của các cấu kiện dầm và cột cần nghiên cứu

Vì hệ khung không gian nghiên cứu có tính chất đối xứng, nên ở đây chúng ta tập trung nghiên cứu sự thay đổi nội lực của hai khung ngang trục 1 và trục 3 Để thuận tiện ta đặt tên cho các cấu kiện dầm và cột cần nghiên cứu của khung biên và khung giữa như trên Hình 4.5

Từ đường đàn hồi của hệ đã vẽ cho các trường hợp chuyển vị cưỡng bức độc lập của từng gối tựa, ta xác định được các tổ hợp lún lệch đồng thời xảy ra gây bất lợi cho các cấu kiện dầm

và cột của hệ khung biên (trục 1) và khung giữa (trục 3), như sau:

− T ổ hợp lún 1: Chuyển vị đồng thời tại cột A1 và D1 gây bất lợi cho dầm góc (nhịp

8,00m) của khung biên

− T ổ hợp lún 2: Chuyển vị đồng thời tại cột A1 và C1 gây bất lợi cho dầm biên (nhịp

5,00m) của khung biên

− T ổ hợp lún 3: Chuyển vị đồng thời tại cột A3 và D3 gây bất lợi cho dầm trung gian (nhịp

8,00m) của khung giữa

− T ổ hợp lún 4: Chuyển vị đồng thời tại cột A3 và C3 gây bất lợi cho dầm giữa (nhịp

5,00m) của khung giữa

− T ổ hợp lún 5: Chuyển vị đồng thời tại các cột A2; B1 và B3 gây nội lực bất lợi cho cột

góc (cột A1) và cột biên dọc (cột A3)

− T ổ hợp lún 6: Chuyển vị đồng thời tại các cột A1; A3 và B2 gây nội lực bất lợi cho cột

biên ngang (cột B1) và cột giữa (cột B3)

4.2 K ết quả phân tích nội lực do các tổ hợp lún bất lợi gây ra

Trong phạm vi nghiên cứu này, tác giả đã sử dụng giá trị lún lệch nhỏ nhất cho phép được quy định theo TCVN 9362:2012 [3] là s/L=0.001, do vậy giá trị chuyển vị thẳng đứng tại các liên kết ngàm khi tính toán sẽ là s =8mm (ứng với bước cột là 8000mm)

Phần mềm RSAP (Robot Structural Analysis Profesional) tiếp tục được sử dụng để mô phỏng và phân tích nội lực của hệ khung không gian dưới tác dụng của các tổ hợp lún lệch bất

lợi đã được đề xuất ở mục 4.1.2

Hình 4.6 Quy ước chiều dương cho thành phần mô men uốn trong dầm, lực dọc trong cột

Do hạn chế về độ dài của bài báo này, các tác giả sẽ chỉ đề cập đến kết quả của thành phần mô men uốn Mx trong các cấu kiện dầm và thành phần lực dọc Nz trong các cột khung với các quy ước về dấu được thể hiện trong Hình 4.6, vì đó là hai thành phần chính có ảnh hưởng đến khả năng chịu lực và biến dạng của các cấu kiện này

4.2.1 Khung biên (trục 1)

Hình 4.7 và 4.8 lần lượt thể hiện biểu đồ mô men uốn (Mx) của các dầm và giá trị lực dọc (Nz) của các cột trong khung trục 1 dưới tác dụng của tổ hợp lún 1

Lưu ý: Quy ước chiều dương của lực dọc gây nén cho cấu kiện, do vậy lực dọc có dấu âm

(–) sẽ gây ứng suất kéo cho cấu kiện cột

Hình 4.7 Bi ểu đồ mô men uốn trong các dầm

khung trục 1 dưới tác dụng của tổ hợp lún 1 Hình 4.8 Giá tr ị lực dọc của các cột khung trục 1 4.2.2 Khung trục giữa (trục 3)

Tổ hợp lún 4 do chuyển vị thẳng đứng đồng thời của cột A3 và D3, gây mô men uốn bất lợi cho các dầm giữa (nhịp 5,0m) và các cột của khung giữa (trục 3) Các trị số lực dọc trong các cấu kiện cột khung và biểu đồ mô men uốn của hệ dầm khung và lần lượt được thể hiện

Hình 4.9 Giá trị lực dọc (N z ) của các cột khung trục 3 dưới tác dụng của tổ hợp lún 4

Hình 4.10 Bi ểu đồ mô men uốn của dầm khung trục 3 dưới tác dụng của tổ hợp lún 4

Do hạn chế về độ dài của bài báo mà các biểu đồ nội lực của khung do các tổ hợp lún khác sẽ không được trình bày ở đây

4.2.3 Nhận xét

* Cấu kiện dầm: Dưới tác dụng của chuyển vị đứng của các gối tựa, mô men uốn (Mx) trong cấu kiện dầm chủ yếu phát sinh tại các tiết diện ở gối, giá trị mô men uốn của hai gối liên tiếp ngược dấu với nhau và có xu hướng giảm rõ rệt ở các tầng trên

* Cấu kiện cột: Giá trị lực dọc (Nz) phát sinh trong các cấu kiện cột khung biên và khung giữa từ kết quả phân tích nội lực do chuyển vị đứng của các gối tựa cho thấy:

− Lực dọc trong các cột chịu chuyển vị cưỡng bức là lực kéo, còn trong các cột còn lại sẽ chịu nén Trị số của lực dọc của các cột giảm đáng kể theo chiều cao công trình

− Giá trị của lực dọc của tất cả các cột khung trục 3 phát sinh do chuyển vị tại các cột, lớn hơn so với các giá trị tương ứng của các cột có cùng vị trí trong khung biên trục 1 khi chịu tác dụng của tổ hợp lún tương ứng Điều này cho thấy ảnh hưởng của chuyển vị tại các cột khung trục giữa gây ra lực dọc bất lợi nhiều hơn so với chuyển vị tương ứng của các cột biên

− Lực kéo lớn nhất phát sinh tại chân cột giữa trong khung trục 3 (cột C3) có trị số lớn

nhất là 1114 (kN) trong các tổ hợp lún nghiên cứu Trị số của lực dọc này chiếm khoảng 25%

trị số của lực dọc lớn nhất phát sinh tại cột này dưới tác dụng của tải trọng công trình

5 K ết quả và thảo luận

Các kết quả này được rút ra từ kết quả phân tích và so sánh ứng với trị số độ lún của các

cột là 8mm (tỷ số s/L=0,001):

− Lún lệch tại các cột hầu như không gây ảnh hưởng bất lợi cho tiết diện ở giữa nhịp của các dầm khung, thậm chí trong một số trường hợp lún lệch còn làm giảm trị số của mô men uốn dương tại các tiết diện giữa của dầm

− Các tiết diện gối của các dầm khung chịu ảnh hưởng rõ rệt khi các cột khung chịu lún lệch Đối với dầm góc và dầm trung gian (dầm nhịp biên của khung ngang) lún lệch làm gia tăng khoảng 30% mô men uốn tại các tiết diện gối Ở dầm biên và dầm giữa (dầm nhịp giữa

của khung ngang) thì ảnh hưởng của lún lệch làm gia tăng đáng kể mô men tại tiết diện gối, tối

đa có thể lên tới 70% so với mô men tương ứng do tải trọng công trình gây ra Giá trị mô men uốn do chuyển vị không đồng đều giữa các cột khung có xu hướng giảm dần theo chiều cao công trình, do vậy thường gây bất lợi nhiều hơn đến các dầm ở tầng dưới cùng và tầng cao nhất của công trình

− Lún lệch chỉ làm gia tăng khoảng 10% lực nén trong cấu kiện cột khung và ảnh hưởng này hầu như không thay đổi theo chiều cao công trình

− Thành phần lực dọc gây ứng suất kéo phát sinh trong các cột dưới tác dụng của chuyển

vị gối tựa có thể chiếm tới 25% trị số của lực dọc trong các cột tương ứng khi chịu tác dụng của tải trọng công trình Do vậy, nó sẽ làm giảm trị số của lực nén trong các cột chịu chuyển vị

thẳng đứng và từ đó giảm độ lún của các móng đài đơn dưới các chân cột này

Bên cạnh kết quả tính toán cụ thể từ công trình nghiên cứu, chúng ta cũng cần lưu ý rằng, nội lực phát sinh trong các cấu kiện của hệ khung sẽ thay đổi tùy thuộc vào độ cứng của dầm

và tương quan độ cứng giữa cột và dầm Điều này rất dễ dàng nhận thấy, nếu chúng ta sử dụng

sơ đồ đơn giản là dầm hai đầu ngàm cho một nhịp dầm khung chịu chuyển vị đứng tại ngàm,

như Hình 5.1 Từ kiến thức cơ học kết cấu ta có trị số mô men uốn của các tiết diện hai đầu

dầm là 6EI/L2 giá trị này tỷ lệ thuận với độ cứng dầm (EI)

Hình 5.1 Chuy ển vị cưỡng bức gối tựa và biểu đồ mô men uốn trong dầm hai đầu ngàm

Trong đó:  là chuyển vị thẳng đứng tại liên kết ngàm; E là mô đun đàn hồi của vật liệu

và I là mô men quán tính của tiết diện dầm

kể trị số mô men uốn tại các tiết diện gối của hệ dầm và lực nén trong các cột khung Điều này

có thể gia tăng độ võng và hình thành khe nứt trong cấu kiện dầm, cột hoặc hoặc thậm chí có thể làm hư hỏng các cấu kiện này khi mà nội lực phát sinh vượt quá khả năng chịu lực của các

cấu kiện tương ứng

− Các cột bị chuyển vị đứng sẽ chịu kéo, do vậy lực dọc trong các cột này bị triệt tiêu

bớt, điều này cũng đồng nghĩa với độ lún thực tế tại chân cột tương ứng sẽ được giảm đi Do vậy, để có được kết quả nội lực chính xác hơn cho hệ kết cấu khung khi xét đến sự ảnh hưởng đồng thời của tải trọng và lún lệch tại các chân cột, người thiết kế cần sử dụng quy trình tính vòng cho đến khi trị số lực dọc tại các chân cột hội tụ

− Độ cứng của dầm là yếu tố có ảnh hưởng đáng kể đến trị số mô men uốn phát sinh trong dầm dưới tác dụng của hiện tượng lún lệch, do đó người thiết kế cần phải lưu ý khi tính toán để đảm bảo an toàn cho các cấu kiện này là đối với các công trình nhà cao tầng có bố trí hệ dầm chuyển với độ cứng lớn

TÀI LI ỆU THAM KHẢO

1 Bộ Khoa học & Công nghệ (1995) TCVN 2737:1995 - Tải trọng và tác động: Tiêu chuẩn thiết kế

2 Bộ Khoa học & Công nghệ (2018) TCVN 5574–2018: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Tiêu chu ẩn thiết kế

3 B ộ Khoa học & Công nghệ (2012) TCVN 9362:2012 - Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình



(a) C ấu kiện dầm chịu

chuy ển vị gối tựa (b) Bi (M ểu đồ mô men uốn x) c ủa dầm

6EI/L2

Mx

4 B ộ Khoa học & Công nghệ (2014) TCVN 10304:2014 – Móng cọc tiêu chuẩn thiết kế

5 Atishay Lahri; Vivek Garg (2015) “Effect of differential settlement on frame forces – A parametric

study” International Journal of Research in Engineering and Technology Volume 4, Issue 9, pp

453-464

6 A.W.Skempton, D.H.MacDonald (1956) “The Allowable Settlements of Buildings” Structural and

Building division meeting; Structural paper No 50

7 K.B.Jaiswal1, A.C.Saoji (2016); “Effect of Differential settlement of foundation on RCC Building using Staad- Pro” International Research Journal of Engineering and Technology; Volume 3, Issue

10.pp 376-380

BÊ TÔNG HSC S Ử DỤNG PHỤ GIA KẾT HỢP NANO SiO2

VÀ TRO BAY ĐỀ XUẤT THIẾT KẾ MẶT ĐƯỜNG Ô TÔ

Tr ần Hữu Bằng 1 , Võ Thanh Hùng 1 , Lê Thành Trung 1 , Phú Th ị Tuyết Nga 1

1 Trường Đại học Thủ Dầu Một

Tóm t ắt

Trong bài báo này, nhóm tác gi ả tổng hợp kết quả cường độ nén, cường độ kéo khi uốn, khả năng chống mài mòn và mô đun đàn hồi của bê tông xi măng cường độ cao (HSC) 60MPa sử dụng phụ gia nano SiO 2 (NS) điều chế từ tro trấu (RHA) và tro bay (FA) Các

h ạt NS được thêm vào HSC với mức thay thế khác nhau 0%, 0.5%, 1.0% và 1.5% với hàm lượng FA cố định 30% theo khối lượng chất kết dính Ở giá trị 1.0% NS của bê tông HCS cho giá trị về cường độ và khả năng chống mài mòn tốt nhất được đề xuất tính toán trong thiết kế xây dựng mặt đường ô tô khu vực miền Nam

T ừ khóa: bê tông cường độ cao (HSC); mặt đường bê tông xi măng, Nano SiO2 (NS); tro bay (FA);

1 Đặt vấn đề

Sự phát triển nhanh chóng cơ sở hạ tầng, các công trình đường giao thông cấp cao, nhu cầu phát triển bê tông cường độ cao (HSC), độ bền cao, và thân thiện với môi trường trở nên cấp thiết Nano SiO2 (NS) nổi tiếng với nhiều ứng dụng trong hai thập kỷ qua, bao gồm làm vật liệu xúc tác, vật liệu điện môi, chất hấp phụ khí, hấp phụ ion kim loại nặng và chất mang vô cơ (Chen, J.-F et al, 2004) Bên cạnh đó, người ta cũng lưu ý rằng hầu hết các vật liệu NS được sử dụng trong công trình xây dựng đều được cung cấp bởi các công ty thương mại, chủ yếu từ Trung Quốc và các nước Châu Âu (Wu, L et al, 2019) NS được sản xuất trong nhà máy, các phẩm chất chính của NS thương mại là độ tinh khiết cao và tính đồng nhất; tuy nhiên, nó đắt tiền và gây khó khăn trong việc sử dụng rộng rãi trong xây dựng Do đó, xu hướng tìm kiếm nguồn nguyên liệu sẵn có, chi phí thấp, giàu silic để sử dụng làm chất phụ gia cụ thể đang được xem xét và thu hút sự chú ý của các nhà khoa học và các cấp chính quyền

Giảm lượng khí thải carbon và thúc đẩy tính trung lập của carbon là những biện pháp chính được các cơ quan chức năng trên thế giới thực hiện để ứng phó với những thay đổi của môi trường (Rivera, R.A et al, 2020) Sản xuất xi măng là nguồn chính tạo ra carbon dioxide;

do đó, sử dụng vật liệu bổ sung xi măng như xỉ hạt lò cao và tro bay (FA) thay thế cho xi măng

để chế tạo bê tông là một cách hiệu quả để giảm lượng khí thải carbon (Sanjuán, M.A et al, 2020; Jalal, M.et al, 2015) Li và các cộng sự đã nghiên cứu độ bền của bê tông đường hiệu suất cao kết hợp FA, họ phát hiện ra rằng việc sử dụng FA làm chất thay thế xi măng có thể cải thiện đáng kể khả năng chống thấm của bê tông (Li, Y.J., 2011)

Bê tông đã trở thành vật liệu xây dựng được sử dụng nhiều nhất, với phạm vi ứng dụng rộng rãi nhất vì cường độ cao, tính ổn định thủy nhiệt tốt và nguồn nguyên liệu dồi dào (Wang,

L.E.I., 2020) Tuy nhiên, khi phạm vi sử dụng bê tông ngày càng mở rộng, các tiêu chí nghiêm ngặt hơn đối với các đặc tính của bê tông (như cường độ nén, cường độ kéo, cường độ uốn, độ bền và khả năng chống va đập, mài mòn ) đang được đề xuất, chẳng hạn như tiêu chí cho nhà cao tầng và nhịp lớn các tòa nhà, cấu trúc xây dựng trong điều kiện khí hậu đóng băng, làm mặt đường bê tông cấp cao và các ứng dụng độc đáo khác (Wang, L.E.I., 2020) Do đó, nhu cầu về

bê tông cường độ cao HSC càng nhiều, bền vững và có lợi về mặt sinh thái ngày càng tăng do sự phát triển nhanh chóng của cơ sở hạ tầng và công trình xây dựng Các hạt NS được thêm vào bê tông ở các hàm lượng khác nhau, 1.0%, 2.0%, 3.0%, 4.0% và 5.0%, theo trọng lượng chất kết dính, và kết luận rằng cường độ kéo nén, uốn tăng lên mức cao nhất 15.5%, 27.3% và 19.0% Mức độ khuyến nghị của việc thay thế NS trong bê tông để cải thiện khả năng chống xâm nhập của clorua Hơn nữa, khi NS được bổ sung vào HSC đã có tác động tích cực; cường độ nén được cải thiện lần lượt là 21.0% và 17.0% so với hỗn hợp đối chứng, trong khi tỷ lệ tăng cường độ kéo đứt tăng lên lần lượt là khoảng 44.0% và 60.0% khi so sánh với hỗn hợp đối chứng Phụ gia siêu dẻo cũng đã được sử dụng để tăng khả năng làm việc của hỗn hợp bê tông (Amin, M., 2015) Mặt đường bê tông xi măng (BTXM) nói chung và BTXM sử dụng phụ gia tro bay nói riêng thuộc loại mặt đường cứng, tầng mặt có độ cứng lớn hơn nhiều so với tầng móng và nền đất Dưới tác dụng của tải trọng và gradient nhiệt độ, tấm bê tông làm việc ở trạng thái chịu uốn

và ở vị trí bất lợi nhất thường ở thớ dưới tại giữa góc cạnh dọc tấm

Từ các tính năng của phụ gia khoáng NS mang lại, nhóm tác giả bước đầu đã sử dụng NS

và FA như một chất phụ gia khoáng thay thế xi măng trong thành phần hỗn hợp bê tông HSC 60MPa, mức tỷ lệ NS thay thế là 0%, 0.5%, 1.0%, và 1.5% với hàm lượng FA cố định 30% cho tất cả hỗn hợp Kế thừa các kết quả nghiên cứu chỉ tiêu cơ lý như: cường độ nén; cường độ kéo uốn; khả năng chống mài mòn; mô đun đàn hồi và thiết lập mối tương quan giữa chúng có thể cho phép chúng ta lựa chọn tỷ lệ NS và FA hợp lý Với tỷ tệ NS và FA hợp lý tạo ra sản phẩm

bê tông HSC mang lại hiệu quả kinh tế - kỹ thuật trong đề xuất thiết kế mặt đường ô tô cấp cao khu vực miền Nam

2 V ật liệu chế tạo và kế hoạch thực nghiệm

2.1 Vật liệu chế tạo

2.1.1 Xi măng PC40: Các đặc tính vật lý và thành phần hóa học của PC40 được sử dụng

trong nghiên cứu này, được sản xuất tại Việt Nam thương hiệu Bút Sơn, phù hợp theo tiêu chuẩn TCVN 2682:2009 và Quyết định số 1951/BGTVT/2012, khối lượng riêng của PC40 là 3.1 g/cm3 (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

2.1.2 Tro bay FA: Tro bay có nguồn gốc từ nhà máy nhiệt điện Duyên Hải 3 được sử dụng để thay thế xi măng, khối lượng riêng của FA là 2.12 g/cm3 Tro bay được thí nghiệm theo tiêu chuẩn ASTM C311-16 tại Trung tâm kỹ thuật chuẩn đo lường chất lượng 3 (Quatest 3) mã KT3-01164BXD8 (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

2.1.3 Nano SiO 2 được điều chế từ RHA: Nhóm tác giả sử dụng sản phẩm đã được điều

chế từ RHA, kết quả nghiên cứu các hạt NS có kích thước trung bình 15nm, cấu trúc tinh thể

và vô định hình có khả năng phản ứng puzơlan Những tính chất vật lý chung của hạt NS điều chế từ tro trấu sử dụng được thể hiện trong trình bày (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

2.1.4 Cốt liệu nhỏ (Cát) dùng trong bê tông HSC: Cát sông Đồng Nai Kết quả thí nghiệm

xác định các chỉ tiêu cơ, lý và phân tích thành phần hạt theo tiêu chuẩn ASTM C33, ASTM C29 đáp ứng theo yêu cầu kỹ thuật TCVN 7570:06; TCVN 7572:06 và Quyết định số 1951/BGTVT/2012 (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

2.1.5 Cốt liệu lớn (Đá) dùng trong bê tông HSC: Đá dăm Bazan Dmax = 9.5mm ở mỏ đá Tân Đông Hiệp – Bình Dương Kết quả thí nghiệm xác định các chỉ tiêu cơ, lý và phân tích thành phần hạt của đá dăm theo ASTM C33, ASTM C29 đáp ứng theo yêu cầu kỹ thuật TCVN 7570:06, TCVN 7572:06, và Quyết định số 1951/BGTVT/2012 (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

2.1.6 Phụ gia hóa học siêu dẻo (PGSD): Sika Viscocrete 3000-20M là phụ gia siêu dẻo

được cung cấp bởi Sika Group Khả năng giảm nước cao của nó cho phép tạo ra tính lưu động tốt trong khi vẫn giữ được độ cô đọng tối ưu của hỗn hợp Theo TCVN 8826: 2011, phụ gia này phù hợp với các tiêu chuẩn đã được thiết lập để bổ sung hóa học vào bê tông (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

2.1.7 Nước: Nước sử dụng cho bê tông HSC là nước sạch, đạt tiêu chuẩn TCVN

4506:2012

2.1.8 Thành p hần cấp phối cho bê tông HSC: Nghiên cứu sử dụng phương pháp ACI

211.4R-08 và tham khảo TCVN 10306:2014 để thiết kế thành phần HSC Phương pháp ACI:

NS được sử dụng với nhiều tỷ lệ khác nhau trong các thành phần cấp phối, bao gồm 0.5%, 1.0%, và 1.5%, với hàm lượng FA cố định 30% theo tổng số lượng chất kết dính Tỷ lệ nước trên chất kết dính được giữ ở mức 0.32 cho tất cả các hỗn hợp Tỷ lệ cấp phối của bốn hỗn hợp được trình bày trong Bảng 1 Có thể thấy rằng PGSD được tăng dần để kiểm soát giá trị độ sụt của các hỗn hợp ở mức 5 ± 1cm (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

Bảng 1 Kết quả tính toán thành phần HSC 60MPa sử dụng NS và FA

Đá (kg)

FA (kg)

NS (kg)

PGSD (lít)

Nước (lít) N/CKD NS0 338.53 697.64 1046.5 145.08 - 4.06 154.67 0.32 NS0.5 336.12 696.78 1046.5 145.08 2.41 4.54 154.67 0.32 NS1.0 333.29 696.30 1046.5 145.08 4.83 5.10 154.67 0.32 NS1.5 331.28 695.11 1046.5 145.08 7.25 5.63 154.67 0.32

2.2 Kế hoạch thực hiện

Tổ hợp lấy giá trị trung bình của 3 mẫu để xác định một số chỉ tiêu của bê tông HSC cho

mỗi ngày tuổi Mỗi cấp phối có 30 mẫu bao gồm (Hình 1): Xác định giá trị cường độ nén (Rn)

có 12 mẫu hình trụ (15x30) cm, giá trị cường độ kéo uốn (Rku) có 12 mẫu dầm (15x15x60) cm

ở tuổi 3, 7, 28 và 56 ngày, 03 mẫu hình trụ (15x30) cm để xác định mô đun đàn hồi nén tĩnh (Eđh) ở tuổi 28 ngày, 03 mẫu hình lập phương (7.07x7.07x7.07) mm để xác định độ mài mòn ở tuổi 28 ngày và công tác chuẩn bị vật liệu mẻ trộn (Hình 2) Tổng cộng 4 tổ hợp cho tất cả 120

mẫu bê tông HSC các loại được chế tạo, bảo dưỡng trong điều kiện và được thử kiệm tại Trường Đại học Bách Khoa – ĐHQG-HCM – Phòng Thí nghiệm Vật liệu Xây dựng LAS-XD 238 (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

Hình 1 Chuẩn bị mẫu R n , R ku và E đh Hình 2. Chuẩn bị mẻ trộn

2.3 Trình tự trộn hỗn hợp bê tông HSC sử dụng phụ gia nano SiO 2 và tro bay

Diện tích bề mặt đặc trưng của các hạt NS rất cao cùng với các tính chất đặc biệt của các hạt silica ở kích thước nanomet làm cho việc phân tán NS trở nên khó khăn hơn Để đảm bảo các mẻ trộn có thành phần vật liệu đồng nhất của các hạt NS phân tán trong bê tông HSC với mức độ ổn định cao, nhóm tác giả nghiên cứu và đề xuất trình tự trộn trên cơ sở tham khảo các nghiên cứu trước và kinh nghiệm đút kết từ quá trình trộn thử trình tự như (Hình 3 và Hình 4) (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

Hình 3 Thi ết bị khuấy trộn NS Hình 4 Sơ đồ trộn hỗn hợp bê tông HSC

s ử dụng NS và tro bay

3 K ết quả nghiên cứu và thảo luận

3.1 Cường độ chịu nén R n bê tông HSC s ử dụng NS và FA

Kết quả thí nghiệm cường độ nén thực hiện theo tiêu chuẩn ASTM C39 và tham khảo TCVN 3118:1993 được thể hiện ở Hình 5 và Hình 6 (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

Hình 5 Thí nghi ệm cường độ chịu nén R n của bê tông HSC sử dụng NS và FA

Hình 6 Ảnh hưởng của NS đến cường độ chịu nén bê tông HSC

* Nh ận xét: Đối với mức ngày tuổi khác nhau, cường độ chịu nén tăng dần khi tỷ lệ NS

sử dụng ≤ 1.0% Tuy nhiên, khi tỷ lệ NS tăng lên 1.5% thì cường độ tăng lên không đáng kể và

có xu hướng giảm so với tỷ lệ 1.0% Nguyên nhân có thể kể đến là do các hạt NS phân tán không đều khi tỷ lệ NS vượt quá ngưỡng 1.0% Nguyên nhân này khó tránh khỏi khi hỗn hợp

bê tông HSC được trộn bằng máy trộn cưỡng bức thông thường Các hạt NS dư thừa không được phân tán điều và tạo thành vùng yếu trong cấu trúc bê tông, nhận định này xảy ra tương

tự như các nhà nghiên cứu trước đây (A Khaloo et al, 2016; P Zhang et al, 2017) Mặc khác, cường độ chịu nén của bê tông HSC ở 3 và 7 ngày tuổi chịu sự ảnh hưởng của NS lớn hơn so với 28 và 56 ngày tuổi Điều này có thể quan sát qua biểu đồ Hình 8 Cụ thể giai đoạn 3 ngày tuổi cường độ chịu nén sử dụng 1.0%NS cao hơn 0%NS là 15.85%, ở giai đoạn 7, 28 và 56 ngày tuổi mức tăng là 11.11%, 12.43% và 12.07% Kết quả này cho thấy, khi sử dụng NS và

FA trong bê tông HSC Do vậy, NS giúp phát triển cường độ ở giai đoạn tuổi sớm và FA giúp phát triển cường độ ở tuổi 28 và 56 ngày Sự phát triển cường độ nén có thể do khả năng kích hoạt các phản ứng pozzolan của các hạt NS tăng tốc sự hình thành các gel C-S-H

3.2 Cường độ chịu kéo khi uốn R ku bê tông HSC s ử dụng NS và FA

Kết quả thí nghiệm cường độ kéo khi uốn thực hiện theo tiêu chuẩn ASTM C79 và tham

khảo TCVN 3119:1993 được thể hiện ở Hình 7 và Hình 8 (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

Hình 7 Thí nghi ệm cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông HSC sử dụng NS và FA

Hình 8 Ảnh hưởng của NS đến cường độ chịu kéo khi uốn R ku bê tông HSC

* Nh ận xét: Cường độ kéo khi uốn của bê tông HSC khi sử dụng NS cải thiện đáng kể

khi thêm mức tỷ lệ NS 0.5÷1.5% và đạt giá trị cao nhất ở tỷ lệ 1.0%NS Cụ thể cường độ kéo khi uốn của bê tông HSC sử dụng 1.0%NS tăng lên so với mẫu đối chứng 0%NS và thay đổi theo các ngày tuổi: 9.23%, 20.08%, 17.29% và 13.17% tương tự như cường độ nén ở giai đoạn

7 ngày và 28 ngày thì giá trị tăng lên nhiều khi sử dụng NS so với mẫu đối chứng Kết quả nghiên cứu đã minh chứng hiệu quả mang lại đối với cường độ kéo khi uốn từ việc sử dụng NS

và tro bay trong bê tông HSC tương tự như các nghiên cứu trước (A Khaloo, 2016; S Chithra, 2016) Những ảnh hưởng làm giảm giá trị cường độ khi sử dụng tỷ lệ NS vượt quá mức tối ưu cũng được các tác giả trên đề cập trong nghiên cứu

3.3 Kh ả năng chống mài mòn của bê tông HSC sử dụng NS và FA

Khả năng chống mài mòn của bê tông xi măng khi làm lớp mặt đường ô tô là một trong các yếu tố quan trọng, là khả năng của vật liệu chịu tác dụng của lực ma sát Khả năng chịu mài mòn của bê tông phụ thuộc vào hai yếu tố là cường độ chịu nén và độ cứng của cốt liệu Độ mài mòn là tổn thất khối lượng khi bị mài mòn trên diện tích bề mặt mẫu, được thí nghiệm theo TCVN 3114:1993 và tham khảo tiêu chuẩn ASTM C944 thể hiện trên Hình 9 và Hình 10 (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

Hình 9 Thí nghi ệm độ mài mòn của bê tông HSC

Hình 10. Bi ểu đồ độ mài mòn của bê tông HSC ở 28 ngày tuổi

* Nh ận xét: Kết quả thí nghiệm độ mài mòn Hình 10 cho thấy, khi sử dụng NS mức tỷ lệ

NS 0.5÷1.5% thì khả năng chống mài mòn cao hơn và độ mài mòn thấp hơn so với bê tông HSC 0%NS Cụ thể khả năng chống mài mòn của bê tông HSC 1.0%NS khả năng mài mòn thấp nhất

so với 0%NS, 0.5%NS và 1.5%NS ở tuổi 28 ngày lần lượt là: 19.08%, 10.14% và 4.88%

3.4 D ụng cụ và kết quả thí nghiệm mô đun đàn hồi của bê tông HSC sử dụng NS và FA

Mô đun đàn hồi (Eđh) sử dụng phụ gia nano SiO2 và tro bay là một trị số quan trọng trong tính toán biến dạng của bê tông xi măng Eđh phụ thuộc chủ yếu vào tính chất đàn hồi của cốt

liệu, của đá xi măng và các thành phần khác trong bê tông xi măng, tỷ lệ N/X giảm (độ đặc chắc

của bê tông xi măng tăng lên) Thí nghiệm Eđh sử dụng phụ gia NS và FA ở tuổi 28 ngày được thí nghiệm theo ASTM C469 thể hiện Hình 11 và Hình 12 (Trần Hữu Bằng và nkk, 2022)

Hình 11 Lắp đặt thiết bị và thí nghiệm E đh của bê tông HSC

Hình 12 Bi ểu đồ E đh của bê tông HSC ở 28 ngày tuổi

* Nh ận xét: Kết quả thí nghiệm Eđh Hình 12 cho thấy, khi sử dụng NS mức tỷ lệ NS 0.5÷1.5% thì giá trị cường độ cao hơn so với bê tông HSC 0%NS Theo một số tác giả (G

2.41

2.17

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00

Quercia, 2014; K Sobolev, 2016), nguyên nhân làm gia tăng giá trị Eđh của bê tông sử dụng NS chủ yếu là do chất lượng vùng chuyển tiếp và các sản phẩm gel C-S-H được cải thiện Tỷ lệ Eđh

sử dụng 1.0%NS giúp bê tông HSC cải thiện mô đun đàn hồi tốt nhất so với 0%NS, 0.5%NS

và 1.5%NS ở tuổi 28 ngày lần lượt là: 5.90%, 3.40% và 0.68%

3.5 Đề suất thiết kế mặt đường bê tông HSC sử dụng phụ gia kết hợp NS và FA khu

Giả định tuyến đường thiết kế làm mới thuộc khu vực miền Tây Nam Bộ là nơi gần các nguồn vật liệu được sử dụng nghiên cứu và thí nghiệm; Quy mô giao thông cho các cấp đường theo quy định thiết kế (Bộ Giao thông Vận tải, 2012) Tải trọng tiêu chuẩn Ps = 100 kN; tải trọng lớn nhất Pmax = 180 kN (quy mô giao thông cấp nặng) Quy mô giao thông mức rất nặng (20.106÷1.1010 (lần/làn)), trị số Gradient nhiệt độ lớn nhất Tg = 920C/m Nền đất đá sét có mô đun đàn hồi điển hình E0= 40MPa

3.5.2 Kết quả tính toán và kiểm toán kết cấu mặt đường giao thông cấp nặng

Đường cấp I, II, III có quy mô giao thông cấp rất nặng: Số trục xe tiêu chuẩn tích lũy lớn

nhất Ne = 20.108 lần/làn; Tải trọng trục lớn nhất Pmax = 180 kN Trình tự tính toán và kiểm toán kết cấu áo đường bê tông HSC được tổng hợp ở Bảng 3 và Hình 13

Hình 13. Kết cấu điển hình mặt đường bê tông HSC

Bảng 3 Kết quả phân tích HSC sử dụng phụ gia NS và SF cấp C60

cho mặt đường cấp cao khu vực miền Nam

TT

Loại bê tông xi măng HSC NS0%+FA30% NS1.0%+FA30%

5 Ứng suất kéo uốn gây mỏi do tải trọng xe nặng nhất

6 Ứng suất kéo uốn lớn nhất do gradient nhiệt độ gây ra

trong tấm tại giữa cạnh dọc tấm [σtmax] (MPa) 1.037 1.185 1.568 1.730

7 Ứng suất nhiệt gây mỏi [σtr] (MPa) 0.077 0.169 0.291 0.398

11 Điều kiện kiểm toán [σm], [σp,t_max ] < R ku Đạt Đạt Đạt Đạt

Nghiên cứu này nhằm góp phần tạo ra sản phẩm bê tông HSC sử dụng phụ gia nano SiO2

và tro bay thân thiện với môi trường, phục vụ các công trình xây dựng nói chung và công trình giao thông nói riêng Từ kết quả trên, một số kết luận được tổng hợp:

− NS được thêm vào HSC với mức thay thế khác nhau 0%, 0.5%, 1.0% và 1.5% với hàm lượng FA cố định 30% theo khối lượng chất kết dính được giữ ở mức 0.32 cho tất cả các hỗn hợp

− Cường độ nén Rn của bê tông HSC ở 3 và 7 ngày tuổi chịu sự ảnh hưởng của NS lớn hơn

so với 28 và 56 ngày tuổi Cụ thể, giai đoạn 3 ngày tuổi cường độ chịu nén sử dụng 1.0%NS cao hơn 0%NS là 15.85%, ở giai đoạn 7, 28 và 56 ngày tuổi mức tăng là 11.11%, 12.43% và 12.07%

− Cường độ kéo khi uốn Rku của bê tông HSC khi sử dụng NS cải thiện đáng kể khi thêm

mức tỷ lệ NS 0.5÷1.5% và đạt giá trị cao nhất ở tỷ lệ 1.0%NS Cụ thể cường độ Rku của bê tông HSC sử dụng 1.0%NS tăng lên so với mẫu đối chứng 0%NS và thay đổi theo các ngày tuổi: 9.23%, 20.08%, 17.29% và 13.17% tương tự như Rn ở giai đoạn 7 ngày và 28 ngày thì giá trị tăng lên nhiều khi sử dụng NS so với mẫu đối chứng

− Kết quả này cho thấy, khi sử dụng NS và FA trong bê tông HSC giúp phát triển cường

độ Cụ thể, NS giúp phát triển ở giai đoạn tuổi sớm và FA giúp cải thiện sự phát triển ở giai đoạn 28 và 56 ngày tuổi Sự phát triển cường độ có thể do khả năng kích hoạt các phản ứng pozzolan của các hạt NS tăng tốc sự hình thành các gel C-S-H

− Trong công trình nghiên cứu này, nhóm tác giả đề xuất mức tỷ lệ phụ gia kết hợp 1.0%NS + 30%FA đáp ứng các thông số yêu cầu về vật liệu dùng trong mặt đường cấp cao Kết quả kiểm toán kết cấu áo đường bê tông HSC khi sử dụng phụ gia nano SiO2 giảm chiều dày 30mm so với tấm bê tông HSC đối chứng

− Những kết quả nghiên cứu của đề tài góp phần làm phong phú thêm kiến thức về BTXM

sử dụng phụ gia NS được điều chế từ tro trấu và tro bay trong kết cấu mặt đường ô tô khu vực miền Nam, bên cạnh đó làm tài liệu tham khảo tốt khi nghiên cứu và giảng dạy chuyên ngành xây dựng

L ời cảm ơn

“Nghiên cứu này được tài trợ bởi Trường Đại học Thủ Dầu Một trong đề tài mã số DT.21.2-022”

TÀI LI ỆU THAM KHẢO

1 Khaloo, M H Mobini, P Hosseini (2016), “Influence of different types of nano-SiO2 particles on properties of high- performance concrete,,” Construction and Building Material, vol 113, pp 188-201

2 Amin, M.; Abu el-hassan, K (2015), “Effect of using different types of nano materials on mechanical properties of high strength concrete,” Constr Build Mater., vol 80, pp 116-124

3 Bộ Giao thông Vận tải (2012), “Quy định kỹ thuật tạm thời về thi công và nghiệm thu mặt bê tông xi măng trong xây dựng công trình giao thông,” Quyết định 1951/QĐ-BGTVT, ngày 17/08/2012

4 Bộ Giao thông Vận tải (2012), “Quy định kỹ thuật tạm thời về thiết kế mặt đường bê tông xi măng thông thường có khe nối trong xây dựng công trình giao thông,” Quyết định 3230/QĐ-BGTVT, ngày 24/12/2012

5 Chen, J.-F.; Ding, H.-M.; Wang, J.- X.; Shao, L., (2004), “Preparation and characterization of porous hollow silica nanoparticles for drug delivery application,” Biomaterials, vol 25, pp 723-727

6 G Quercia (2014), “Application of nano-silica in concrete,” Technische Universiteit Eindhoven, Eindhoven

7 Jalal, M.; Pouladkhan, A.; Harandi, O.F.; Jafari, D (2015), “Comparative study on effects of Class

F fly ash, nano silica and silica fume on properties of high performance self compacting concrete,” Constr Build Mater., vol 94, pp 90-104, 2015

8 K Sobolev, I Flores, R Hermosillo (2106), “Nanomaterials and nanotechnology for performance cement composites,” Denver: American Concrete Institute

high-9 Li, Y.J.; Gong, Y.L.; Yin, J (2011), “Strength and Durability of High Performance Road Concrete Containing Ultra- Fine Fly Ash,” Appl.Mech Mater., vol 99, pp 1264-1268

10 P Zhang, J Wan, K Wang, Q Li (2017), “Influence of nano-SiO2 on properties of fresh and hardened high performance concrete: A state of the art review,” Construction and Building Materials, vol 148, pp 648-658

11 Rivera, R.A.; Sanjuán, M.Á.; Martín, D.A (2020), “Granulated Blast-Furnace Slag and Coal Fly Ash Ternary Portland Cements Optimization,” Sustainability, vol 12, p 5783

12 S Chithra, S R R Senthil Kumar, K Chinnaraju (2016), “The effect of Colloidal Nano-silica on workability, mechanical and durability properties of High Performance Concrete with Copper slag

as partial fine aggregate,” Construction and Building Materials, vol 113, pp 794-804

13 Sanjuán, M.A.; Argiz, C.; Mora, P.; Zaragoza, A (2020), “Carbon Dioxide Uptake in the Roadmap

2050 of the Spanish Cement Industry,” Energies, vol 13, p 3452

14 Trần Hữu Bằng; Võ Thanh Hùng; Lê Thành Trung và Phú Thị Tuyết Nga (2022), “Sử dụng phụ gia kết hợp nano SiO2 và tro bay trong thiết kế thành phần bê tông xi măng cường độ cao HSC,” Tạp chí GTVT, vol 3, pp 42-45

15 Trần Hữu Bằng; Võ Thanh Hùng; Lê Thành Trung và Phú Thị Tuyết Nga (2022), “Ảnh hưởng phụ gia kết hợp nano SiO2 và Tro bay trong bê tông cường độ cao HSC làm mặt đường ô tô,” Tạp chí GTVT đã chấp nhận đăng số tháng 6/2022

16 Wang, L.E.I.; Guo, F.; Yang, H.; Wang, Y.A.N.; Tang, S (2020), “Comparison of fly ash, PVA fiber, MGO and shrinkage reducing admixture on the frost resistance of face slab concrete pore structural and fractal analysis,” Fractals, vol 29, p 2140002

17 Wang, L.E.I.; Jin, M.; Guo, F.; Wang, Y.A.N.; Tang, S.(2020), “Pore structural and fractal analysis

of the influence of fly ash and silica fume on the mechanical property and abrasion resistance of concrete,” Fractals, vol 29, p 2140003

18 Wu, L.; Lu, Z.; Zhuang, C.; Chen, Y.; Hu, R.,(2019), “Mechanical Properties of Nano SiO2 and Carbon Fiber Reinforced Concrete after Exposure to High Temperatures,” Materials, vol 12, p

3773

NGHIÊN CỨU KẾT CẤU TƯỜNG CHẮN BẢO VỆ MÁI DỐC KHU VỰC ĐỒI NÚI Nguyễn Kế Tường 1 , Nguyễn Minh Thi 1 , Nguyễn Nguyễn Thị Hằng 1

1 Trường Đại học Thủ Dầu Một

T óm tắt

Giới thiệu giải pháp tường chắn đất có kết cấu kết hợp với mương thoát nước mưa đã được giới thiệu ứng dụng cho phù hợp với điều kiện sử dụng, địa hình, địa chất Nhóm tác giả đang nghiên cứu một giải pháp kết cấu dùng để chống sạt lở đất cho khu đồi núi vùng Lộc Nam huyện Bảo Lộc tỉnh Lâm Đồng Giải pháp kết hợp dựa trên nguyên lý cân bằng áp lực đất với kết cấu công trình Trong nghiên cứu này, nhóm tác giả sử dụng thành mương thoát nước mưa làm tường chắn đất kết hợp với hệ kết cấu cọc khoan nhồi chịu lực theo nguyên lý cân bằng lực theo phương ngang chống trượt và xoay, chống lật

Từ khoá: chống lật, chống trượt, nguyên lý cân bằng áp lực, ổn định mái dốc đồi núi,

tường chắn đất kết cấu kết hợp

1 C ơ sở tính toán

Giới thiệu một giải pháp tường chắn đất kết hợp kết cấu với mương thoát nước mưa cho công trình được xây dựng ở khu vực có đồi núi được xây dựng thành một khu dân cư Sử dụng kết cấu mương thu thoát nước mưa gồm thành trước, thành sau và hệ kết cấu bảo vệ các mái sườn núi có công trình kiến trúc xây dựng – đường giao thông

Hình 1 Tổng thể dự án

Các chỉ tiêu cơ lý của đất nền khu vực nghiên cứu như sau:

B ảng 1 Thông số địa chất khu vự nghiên cứu

Chỉ tiêu hiệu Ký Đơn vị Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4

Khối lượng thể tích tự nhiên  w g/cm 3 1.84 1.78 1.93 2.73 Khối lượng thể tích khô c g/cm 3 1.39 1.29 1.55 2.72

Chỉ tiêu hiệu Ký Đơn vị Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4

Chỉ tiêu hiệu Ký Đơn vị Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4

Giải pháp kết cấu tường chắn đất đề xuất sử dụng cho công trình:

− Thành mương thoát nước mưa kết hợp làm tường chắn đất chịu áp lực đất từ sườn núi; thành bên núi chịu áp lực đất chủ động; thành bên đường chịu áp lực đất bị động

− Hệ đà bê tông cốt thép có nhiệm vụ truyền lực từ áp lực chủ động của sườn núi vào hệ cọc khoan nhồi

− Hệ Cọc khoan nhồi tạo ra áp lực bị động của đất từ nền đường chống giữ toàn hệ kết cấu mương Hệ cọc có 2 cọc phía trước và một cọc phía sau theo mặt bằng bố trí, cọc có đường kính 80 cm; mũi cọc ngàm vào nền đá phong hoá tối thiểu 50cm; chiều dài cọc tối thiểu ở vị trí nền đá nông nhất theo tài liệu địa chất là >=17m

Hình 2. Mặt cắt địa hình và địa chất

Hình 3. Mặt bằng hệ kết cấu

Hình 4. Mặt cắt thể hiện tải trọng và kết cấu điển hình

Hình 5. M ặt cắt thể hiện áp lực chủ động gây sạt

Hình 6. Mặt cắt thể hiện áp lực bị động chống sạt

Hình 7. Thể hiện cân bằng áp lực đất theo phương ngang

− H2 là thành mương bên phải chịu áp lực bị động của đất nên đường, H2=1.25 m;

− q1 là tải trọng bên trên mái đất thành mương tác động vào mương;

− Cân bằng lực theo phương ngang: E K ai. tr  E pi;K tr = 1.25 (7)

− Cân bằng moment tại mũi cọc:M K ai. tr = E H K ai. ai. tr  M pi = E H pi. pi;K tr = 1.25(8)

2 K ết quả tính toán ổn định

Hình 9 Vị trị mặt cắt thực tế (vị trí màu xanh đang xu hướng trượt)

Bảng 2 Tính trọng lượng mương thoát nước – đoạn tính toán 5m

Mương thoát nước Thể tích bê

tông kết cấu

mương, V

(m3)

Chiều dài đoạn mương tính toán, L (m)

Chiều dày thành mương, B (m)

Chiều cao thành mương, H (m)

Trọng lượng thể

tích bê tông mương (kN/m3)

Trọng lương mương, Gm (kN)

Chiều rộng khối đất tính toàn, B (m)

Thể tích khối đất gây trượt, V(m3)

Trọng lượng thể tích đất, kN/m3

Trọng lượng khối đất gây trươt, Gđ (kN)

Áp lực trung bình của khối đất gây

áp lực chủ động, p (kN/m)

Vị trí Góc ma sát của

đất (độ)

Góc ma sát của đất (rad)

Lực dính của đất (kN/m2)

Trọng lượng riêng thể tích đất

tự nhiên (kN/m3)

 −   + 

Hệ số áp lực đất chủ động,

K a

Hệ số

áp lực đất bị động,

K p Đất nền Đoạn

chiều dài cọc 13.27 0.23 14.57 18.5 0.67 0.90 0.63 1.59 Đất nền Đoạn

Áp lực đất bị động tác dụng lên cọc, pc1 (kN/m2)

Lực đất bị động tác dụng lên cọc, Epc1 (kN)

Hệ số ổn định Kn theo phương ngang

Điểm đặt Eam1 tính tại đáy mương (m)

Momen do lực chủ động gây

xô, Mxo (kNm)

Momen giữ

từ áp lực đất bị động lên cọc, Mgiu (kNm)

Hệ số

an toàn chống lật, Kx

Chiều rộng khối đất tính toàn, B (m)

Thể tích khối đất gây trượt, V(m3)

Trọng lượng thể tích đất, kN/m3

Trọng lượng khối đất gây trươt, Gđ (kN)

Áp lực trung bình của khối đất gây

áp lực chủ động, p (kN/m)

Vị trí Góc ma sát của

đất (độ)

Góc ma sát của đất (rad)

Lực dính của đất (kN/m2)

Trọng lượng riêng thể tích đất tự nhiên (kN/m3)

 −   + 

Hệ số áp lực đất chủ động, K a

Hệ số áp lực đất bị động, K p Đất nền

Áp lực đất

bị động tác dụng lên cọc, pp2 (kN/m22)

Lực đất bị động tác dụng lên cọc, Epc2 (kN)

Hệ số

ổn định

Kn theo phương ngang

Điểm đặt Ea1 tính tại đáy mương (m)

Momen

do lực chủ động gây xô, Mxo (kNm)

Momen giữ từ áp lực đất bị động lên cọc, Mgiu (kNm)

Hệ số

an toàn chốn

Thể tích khối đất gây trượt, V(m3)

Trọng lượng thể tích đất, kN/m3

Trọng lượng khối đất gây trươt, Gđ (kN)

Áp lực trung bình của khối đất gây áp lực chủ động, p (kN/m)

Trọng lượng riêng thể tích đất

tự nhiên (kN/m3)

p/4 - j/2 p/4 + j/2 Hệ số áp lực

đất chủ động,

K a

Hệ số áp lực đất bị động, K p

Áp lực đất bị động tác dụng lên cọc, pp3 (kN/m2)

Lực đất

bị động tác dụng lên cọc, Epc3 (kN)

Hệ số

ổn định

Kn theo phương ngang

Điểm đặt Ea1 tính tại đáy mương (m)

Momen

do lực chủ động gây xô, Mxo (kNm)

Momen giữ từ áp lực đất bị động lên cọc, Mgiu (kNm)

Hệ số

an toàn chống lật,

Kx 3.25 73.62 983.6 626.14 15027.2 15.28 1.44 21088.23 103450.75 4.91

Bảng 6 Tổng hợp kết quả tính toán cho mặt cắt nguy hiểm

(%)

Hệ số ổn định Kn theo phương ngang

Hệ số an toàn chống lật, Kx

Hệ số cho phép, [K]

3 Thảo luận về kết quả tính toán

Từ kết quả tính toán ở các Bảng 3, 4, 5, 6 có một số nhận xét như sau:

sử dụng tại các khu vực xây dựng có mái dốc tự nhiên lớn và cần có độ chắn đất lớn

Giải pháp kết hợp đem lại an toàn cho việc thoát nước mặt đối với các khu vực đồi núi khi quy hoạch xây dựng

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1 Bộ Nông nghiệp và Phát triển Nông thôn (2012), Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia - Công trình thủy lợi

- Các quy định chủ yếu về thiết kế, QCVN 04-05:2012/BNNPTNT

2 Bộ Nông nghiệp và Phát triển Nông thôn (2012), Công trình thủy lợi - Nền các công trình thủy công

- Yêu cầu thiết kế, TCVN 4253:2012

3 Bộ Nông nghiệp và Phát triển Nông thôn (2018), Công trình thủy lợi thiết kế đập đầm nén, TCVN 8216:2018

4 B ộ Nông nghiệp và Phát triển Nông thôn (2012), Công trình thủy lợi Quy trình thiết kế tường chắn công trình th ủy lợi, TCVN 9152:2012

5 B ộ Xây dựng (2012), Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công trình, TCVN 9362:2012

6 B ộ Nông nghiệp và Phát triển Nông thôn (2014), Công trình thủy lợi - Yêu cầu thiết kế đê biển, TCVN 9901:2014

7 Nguyễn Minh Thi, Nguyễn Kế Tường (2021), “Nguyên nhân lở đất tại các khu rừng, đồi bị khai thác và một số kiến nghị”, Tạp chí Xây dựng và Đô thị số 80+81 /2021;

8 Tài li ệu Báo cáo Khảo sát địa chất do Phân Viện KHCN Xây dựng Miền Nam thực hiện cho dự án Valley Hill Villa t ại TP Bảo Lộc, tỉnh Lâm Đồng, tháng 10 năm 2021

NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG KHÁNG CHỌC THỦNG CỦA SÀN PHẲNG BÊ TÔNG CỐT THÉP THEO CÁC TIÊU CHUẨN TCVN 5574:2018 VÀ ACI 318

Đỗ Thị Ngọc Tam 1

1 Trường Đại học Thủ Dầu Một

T óm tắt

Ngày nay sàn ph ẳng bê tông cốt thép được sử dụng rộng rãi trong các công trình dân

d ụng Sàn phẳng thường hay bị phá hoại chọc thủng Đây là loại phá hoại giòn, xảy ra bất ngờ và có thể dẫn đến phá hoại toàn bộ công trình Cường độ kháng chọc thủng của sàn phẳng bê tông cốt thép phụ thuộc vào cường độ bê tông, cốt thép chịu uốn, cốt thép chịu cắt, lực cắt, mô men, lực kéo, chu vi nén thủng, chiều dày sàn Tuy nhiên, các yếu tố này trong m ỗi tiêu chuẩn thì hệ số ảnh hưởng khác nhau Do đó Nghiên cứu khả năng kháng ch ọc thủng của sàn phẳng bê tông cốt thép theo các tiêu chuẩn TCVN 5574:2018

và ACI 318 là cần thiết

Từ khóa: chọc thủng; sàn phẳng bê tông cốt thép; ACI; TCVN 5574-2018

1 Đặt vấn đề

Sàn phẳng bê tông cốt thép (BTCT) là kết cấu

sàn không dầm, bản sàn liên kết trực tiếp lên cột đỡ

công trình như Hình 1 Sàn phẳng BTCT có nhiều ưu

điểm: đẹp, dễ dàng trang trí, tạo sự linh hoạt trong việc

bố trí không gian sử dụng, giảm chiều cao tầng, dễ thi

công Tuy nhiên sàn phẳng thường hay bị phá hoại

chọc thủng Đây là loại phá hoại giòn, xảy ra bất ngờ

và có thể dẫn đến phá hoại toàn bộ công trình

Hình 1. Sàn phẳng không dầm (Nguồn: Sanphang.top, 2022)

Cường độ kháng chọc thủng của sàn phẳng bê tông

cốt thép phụ thuộc vào cường độ bê tông, cốt thép chịu uốn,

cốt thép chịu cắt, lực cắt, mô men, lực kéo, chu vi nén

thủng, chiều dày sàn như Hình 2 Tuy nhiên, các yếu tố này

trong mỗi tiêu chuẩn thì hệ số ảnh hưởng khác nhau Do đó

Bài báo nghiên cứu khả năng kháng chọc thủng của liên

kết cột vuông giữa – sàn phẳng BTCT theo Tiêu chuẩn Việt

Nam 5574:2018; Tiêu chuẩn châu Âu Hoa Kỳ ACI-318

Thông qua các ví dụ tính toán khi không có và có cốt thép

chịu cắt, từ đó sẽ đưa ra so sánh, kết luận về các yếu tố ảnh

hưởng đến khả năng kháng chọc thủng của sàn phẳng

BTCT theo 2 tiêu chuẩn nêu trên

Hình 2. Phá ho ại sàn phẳng của bãi giữ

xe Tropicana do ch ọc thủng sàn phẳng (Ngu ồn: Hamed Salem et al, 2011)