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

KHOA H“C & C«NG NGHª

Khảo sát khả năng chịu lực của tấm 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, Ngô Quốc Trung

Tóm tắt
Bài báo trình bày việc khảo sát khả năng
chịu lực của tấm bê tông cốt thép chịu
tải trọng nổ khi thay đổi liên kết ở các
cạnh của tấm theo tiêu chuẩn Hoa Kỳ
nhằm làm rõ sự làm việc của tấm, từ đó
có các nhận xét và kiến nghị cho công
tác thiết kế và với tiêu chuẩn Việt Nam
hiện hành..
Từ khóa: tấm bê tông 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: <>
ThS. Ngô Quốc Trung
Ban quản lý dự án đầu tư xây dựng
Quận Hai Bà Trưng, Hà Nội
Email: <>

1. Đặt vấn đề
Thiết kế kết cấu bê tông cốt thép (BTCT) tại Việt Nam hiện nay chủ yếu đề cập tới
khả năng chịu các tải trọng thông thường như tĩnh tải, hoạt tải sử dụng, tải trọng gió,
tải trọng động đất, tải trọng do cháy nổ còn chưa được để cập một cách rõ ràng. Ở
một số nước tiên tiến trên thế giới như Hoa Kỳ, Anh…, việc đề cập tới tải trọng nổ đã
được quan tâm, nghiên cứu khá rõ ràng. Tại Việt Nam, mặc dù tải trọng nổ đã được
đề cập đến ở một số công trình nhưng chủ yếu là trong lĩnh vực quân sự. Trong lĩnh
vực dân sự thì chưa được quan tâm một cách thỏa đáng, do đó khi thiết kế kết cấu
chịu tải trọng nổ còn chưa đánh giá khả năng chịu lực một cách rõ ràng và phù hợp
để đảm bảo an toàn và hiệu quả kinh tế.
Tải trọng nổ là môt loại tải trọng đặc biệt. Khả năng chịu lực của kết cấu BTCT phụ
thuộc vào nhiều yếu tố như: nguồn nổ (vị trí, khoảng cách, độ lớn…), vật liệu, điều
kiện lên kết của tấm,… Trong phần khảo sát của bài báo chỉ đề cập tới sự thay đổi
về điều kiện liên kết. Thiết kế phòng chống cháy nổ là sự kết hợp chặt chẽ giữa quy
hoạch kiến trúc, bố trí tổng mặt bằng, tính toán độ bền và cấu tạo các cấu kiện kết
cấu, lựa chọn đặc trưng kỹ thuật của các thiết bị cơ điện v.v… Một trong những giải
pháp thường được cân nhắc là bố trí tường bê tông bảo vệ tại những vị trí trọng yếu
của công trình. Tuy nhiên trong tiêu chuẩn Việt Nam, việc thiết kế kết cấu BTCT chịu
tải trọng nổ chưa được đề cập rõ ràng.
Vì vậy đánh giá khả năng chịu lực của tấm BTCT chịu tải trọng nổ là vấn đề cần
thiết hiện nay.

2. Nguyên lý đánh giá khả năng chịu lực của tấm bê tông cốt thép chịu tải
trọng nổ
2.1. Trạng thái phá hoại của cấu kiện BTCT chịu tải trọng nổ
Việc xác định giới hạn phá hoại của kết cấu tùy thuộc vào mục đích thiết kế cũng
như điều kiện làm việc của kết cấu, ví dụ như giới hạn phá hoại của kết cấu bao che
sẽ khác so với kết cấu chịu lực chính hay giới hạn phá hoại của các kết cấu tại các vị
trí thông thường sẽ thấu uốn khi chịu tải trọng động [2]:
- Bê tông:

f dcu = 1, 25 × f cu = 1, 25 × 30 = 37,5 ( N / mm 2 )

- Cốt thép:

f dy = 1, 20 × f y = 1, 20 × 300 = 360 ( N / mm 2 )

f du = 1,05 × f u = 1,05 × 400 = 420 ( N / mm 2 )
Ta có:

- Nguồn nổ có vị trí đủ để sóng nổ bao trùm toàn bộ tấm
BTCT và tạo ra xung lực vuông góc với tấm.
- Tấm làm việc trong gian đoạn đàn - dẻo lý tưởng.
- Tấm làm việc ở trạng thái thiệt hại nặng, tương ứng với
góc xoay θ = 40.
3.2. Xác định khả năng chịu tải trọng nổ của tấm BTCT làm
việc 1 phương:
Tính toán khả năng chịu tải trọng nổ của tấm BTCT có
kích thước hình học như hình 3, liên kết 2 đầu ngàm và các
thông số về vật liệu như đã đưa ra tại mục 3.1. Xét một đoạn
tấm rộng 1m (b = 1m), Giả thiết hàm lượng cốt thép chịu kéo
và chịu nén là bằng nhau ρsc = ρst = ρs = 0,2% = 0,002.

Mômen quán tính của tiết diện khi bị nứt: I = F.b.dc3
Với F = 0,0415 là hệ số xác định mômen quán tính của
tiết diện đặt thép đối xứng với hệ số đàn hồi n = 0,8 [2]

f ds = f dy + 0, 25 × ( f du − f dy )

=360 + 0, 25 × ( 420 − 360 ) =375 ( N / mm

Hình 3. Sơ đồ tính toán tấm BTCT liên kết 2 cạnh
ngàm đối diện chịu tải trọng nổ

2

)

Ta có: I = 0,415 x 1 x 0,08 = 3,32.10-3(m4)
Khả năng chịu uốn tới hạn:

Các giả thiết:

S¬ 27 - 2017

31


KHOA H“C & C«NG NGHª

Hình 4. Sơ đồ tính toán tấm BTCT liên kết 3 và 4 cạnh ngàm
Vậy, ta có tải trọng xung động với xung lực đơn vị tấm

As
0
2
2
.d c
M=
fds .d=
=
ρ s . fds .d c BTCT có thể chịu được với góc mở lớn nhất θ = 4 :
c
N M
P As . fds=
d c .b
X
i
2 M E ru ( X M − E )
=
6
2
2
= 0, 002 × 375 × 10 × 0, 08

9, 42 × 10−4
= 4,8 x 103 (Nm/m)
i2F =
2 × 3530,394 × 3.07 × 103 (0,1748 −
)
2
Khả năng chịu lực đơn vị tới hạn, xác định theo [2] :
= 1579,8 (N)

8( M N + M p )
ru =
3.3. Xác định khả năng chịu tải trọng nổ của tấm BTCT làm
L2
việc 2 phương:
8 × (3,32 × 10−3 + 3,32 × 10−3 )
=
Sử dụng tấm BTCT như hình 2, thay đổi liên kết ở các
52
cạnh là 3 và 4 cạnh ngàm. Xác định mômen chống uốn tại
= 3,07 × 103 ( N / m 2 )
các vị trí hình thành khớp dẻo (hình 4) theo các giai đoạn và
sử dụng các bảng tra trong [2]:

Độ cứng đàn hồi tương đương [2]:

- Khả năng chịu lực đơn vị tới hạn [2]:

307 EI 370 × 2,5 × 1010 × 3,32 × 10−3
=
L4
52
= 3, 26 × 106 ( N / m 2 )
=
KE

ru =

5( M HN + M HP )
x2

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

Chuyển vị đàn hồi tương đương [2]:

 L

• Tấm liên kết 3 cạnh : K
− 1
0,65 − 0,16 
LM =

ru
3,07 × 103
X=
=
= 9, 42 × 10−4 (m)
E
K E 3, 26 × 106

 2H



L

• Tấm liên kết 4 cạnh : K
0,61 − 0,16  − 1
LM =

Chuyển vị tức thời cực đại [2]:

H

L
5
XM =
× tan(40 ) =
× 0,069927 = 0,1748(m)
2
2



- Chuyển vị đàn hồi tương đương [2]:

Với bản làm việc 1 phương hai đầu ngàm tra trong [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)

X=
Xe(
E

rep
ru

) + X ep (1 −

r
re
) + X p (1 − ep )
ru
ru

Trong đó: Xe, Xep: lần lượt là chuyển vị trong giai đoạn
đoàn hồi và giai đoạn đàn - dẻo; re, rep: lần lượt là khả năng

Bảng 3: Khả năng chịu tải trọng nổ của tấm BTCT ngàm 3 và 4 cạnh
x

Ru

KLM

XE

2

XM

i

(m)

(N/m )

(m)

(m)

(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 quả so sánh khả năng chịu tải trọng nổ của tấm BTCT

θ
4°

32

Khả năng chịu lực i (N)

Tỷ lệ so sánh (%)

Ngàm 2 cạnh (1)

Ngàm 3 cạnh (2)

Ngàm 4 cạnh (3)

(1) & (2)

(1) & (3)

1579,85

2139,40

2488,49

+35%

+58%

T„P CHŠ KHOA H“C KI¦N TR”C - XŸY D¼NG


chịu lực đơn vị trong giai đoạn đàn hồi và giai đoạn đàn - dẻo.
- x là khoảng cách từ gối tựa đến vị trí hình thành khớp
dẻo, được xác định theo phương pháp đẩy dần [2].
- Chuyển vị tức thời cực đại [2]:

XM =

L tan (θ )
2

phương), khả năng chịu tải trọng nổ của tấm tăng lần lượt là
35% và 58%. Như vậy, khi thiết kế tấm BTCT chịu tải trọng
nổ cần cân nhắc việc lựa chọn điều kiện liên kết phù hợp để
đảm bảo an toàn và hiệu quả. Đồng thời đối với tiêu chuẩn
thiết kế kết cấu BTCT của Việt Nam, cần có những chỉ dẫn
cho việc thiết kế kết cấu chịu tải trọng nổ để hoàn thiện hơn./.

Kết quả xác định khả năng chịu lực của tấm BTCT liên kết
3 và 4 cạnh ngàm chịu tải trọng nổ thể hiện ở Bảng 3.
So sánh khả năng chịu lực của tấm BTCT chịu tải trọng
nổ theo điều kiện liên kết được thể hiện ở Bảng 4.
4. Kết luận và kiến nghị
Từ kết quả trên có thể thấy, điều kiện liên kết ảnh hưởng

đáng kể tới khả năng chịu tải trọng nổ của tấm BTCT. Khi
thay đổi liên kết của tấm BTCT từ 2 cạnh ngàm đối xứng (tấm
làm việc 1 phương) thành 3 và 4 cạnh ngàm (tấm làm việc 2

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

Khảo sát điều kiện bền về ứng suất pháp...
(tiếp theo trang 29)

=
M0

γ q q c ls2

=
8

1.2 × 80 × 1.32
= 20.28( KNm)
8
(3-6)

M0
20.28

=
= 11.058( KNm)
1 + α 1 + 0.834


M=
max

(3-7)

tt

Lực kéo H theo [2][5] cho bởi

H tt = γ q
= 1.2 ×

π2 ∆

2

E1ts
4  l 

3.142
1
×
× 2.308 × 108 × 0.02 = 949( KN )
4
1202

(3-8)

Kiểm tra điều kiện bền theo ứng suất pháp theo (2-1)
tt
M max
H tt 11.058 × 6 949
+
=
+
W
A
0.02
0.022
5
5
2
= 2.133 × 10 > 2.1× 10 ( KN / m )


σ max =

(3-9)

Như vậy, sàn đảm bảo điều kiện độ võng nhưng không
đảm bảo điều kiện bền về ứng suất pháp. Do đó thấy rằng
với qc=80(KN/m2) >71 (KN/m2) như đã cho ở Bảng 2-1 thì
không thể chọn sàn theo (2-8) được nữa, trường hợp ngược
lại thì (2-8) sẽ có tác dụng đảm bảo cho sàn đạt yêu cầu cả
về độ võng lẫn điều kiện bền về ứng suất pháp.
Kết luận

Mô men trong sàn không còn phân bố theo hàm đa thức
bậc hai như trường hợp dầm đơn giản nữa mà phân bố theo
quy luật phức tạp hơn. Khi qc nhỏ hơn giá trị cho trong Bảng

2-1 thì có điều kiện độ võng xảy ra trước điều kiện bền về
ứng suất pháp. Với tải trọng thông dụng trong thực tế thường
có qc≤60 KN/m2, nhỏ hơn giá trị cho trong Bảng 2-1 thì điều
kiện độ bền về ứng suất pháp luôn xảy ra trước điều kiện về
độ võng, vì vậy khi thiết kế sàn có thể bỏ qua kiểm tra điều
kiện về độ bền về ứng suất pháp.
Theo [5] thì sàn được thiết kế theo tỉ số ls/ts theo (2-8) để
đảm bảo điều kiện độ võng chứ không phải xuất phát từ điều
kiện bền về ứng suất pháp như đối với dầm là hợp lý với đa
số phạm vi tải trọng.Tuy nhiên, với trường hợp tải trọng quá
lớn vượt quá giá trị cho trong Bảng 2-1 thì cần phải thiết kế
sàn theo điều kiện về độ bền về ứng suất pháp chứ không
phải điều kiện về độ võnggiống như trường hợp đối với dầm
(vì điều kiện bền về ứng suất pháp xảy ra trước điều kiện về
độ võng). Trong trường hợp này, công thức (2-8) không còn
có tác dụng để đảm bảo sàn đạt cả điều kiện bền về ứng suất
pháp và độ võng nữa và vì thế không áp dụng được nữa./.
Tài liệu tham khảo
1. TCVN 5575:2012, Kết cấu thép – Tiêu chuẩn thiết kế. Nhà
xuất bản Xây dựng, 2012.
2. Phạm Văn Hội (chủ biên). Kết cấu thép - Cấu kiện cơ bản.
Nhà xuất bản Khoa học kỹ thuật,2006
3. S.P. Timoshenko, J.M. Gere. Ổn định đàn hồi. Nhà xuất bản
Khoa học và Kỹ thuật, 1976.
4. S.P. Timoshenko, J.M. Gere. Lý thuyết tấm, vỏ. Nhà xuất bản
Khoa học và Kỹ thuật, 1976.

5. Е. И. беленя. Металлические конструкции.Москва, 1986.

S¬ 27 - 2017

33