luẬn Án tiẾn sĨ kỸ thuẬt tao/2017/luan an_nmv.pdfi lỜi cam Đoan tác giả xin cam...

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI VIỆT NAM

NGUYỄN MINH VIỆT

NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP GIẢM ỨNG SUẤT NHIỆT

CỦA BÊ TÔNG ĐẦM LĂN TRONG XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH

THỦY LỢI THỦY ĐIỆN TẠI VIỆT NAM

(Chỉnh sửa sau phản biện kín)

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI, NĂM 2017

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI VIỆT NAM

NGUYỄN MINH VIỆT

NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP GIẢM ỨNG SUẤT NHIỆT

CỦA BÊ TÔNG ĐẦM LĂN TRONG XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH

THỦY LỢI THỦY ĐIỆN TẠI VIỆT NAM

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình thủy

Mã số: 62.58.02.02

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC 1. PGS.TS. Hoàng Phó Uyên

2. GS.TS. Phạm Ngọc Khánh

HÀ NỘI, NĂM 2017

i

LỜI CAM ĐOAN

Tác giả xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của bản thân tác giả. Các kết quả

nghiên cứu và các kết luận trong luận văn là trung thực, không sao chép từ bất kỳ một

nguồn nào và dưới bất kỳ hình thức nào. Việc tham khảo các nguồn tài liệu (nếu có) đã

được thực hiện trích dẫn và ghi nguồn tài liệu tham khảo đúng quy định.

Tác giả luận án

Nguyễn Minh Việt

ii

LỜI CÁM ƠN

Sau thời gian thực hiện, với sự nỗ lực của bản thân cùng với sự giúp đỡ tận tình của

các Thầy và các bạn bè đồng nghiệp, Luận án tiến sĩ: “Nghiên cứu giải pháp giảm

ứng suất nhiệt của bê tông đầm lăn trong xây dựng công trình thủy lợi thủy điện tại

Việt Nam” đã hoàn thành.

Tác giả xin bày tỏ sự biết ơn sâu sắc đến Ban Giám đốc, Trung tâm đào tạo và Hợp tác

quốc tế, Ban TCHC Viện Khoa học thủy lợi Việt Nam đã giúp đỡ tạo điều kiện tốt

nhất cho NCS trong thời gian thực hiện Luận án.

Xin đặc biệt cám ơn sự hướng dẫn, giúp đỡ tận tình của PGS.TS. Hoàng Phó Uyên,

GS.TS. Phạm Ngọc Khánh. Các Thầy đã tạo điều kiện tốt nhất cho NCS trong quá

trình học tập và hoàn thành Luận án.

Tác giả chân thành cám ơn các đồng nghiệp và bạn bè đã nhiệt tình giúp đỡ, tạo điều

kiện thuận lợi cho tác giả trong quá trình học tập và thực hiện Luận án.

Do năng lực bản thân còn nhiều hạn chế, chắc chắn Luận án không tránh khỏi những

thiếu sót. Tác giả kính mong các Thầy Cô chỉ bảo, các đồng nghiệp đóng góp ý kiến để

tác giả có thể hoàn thiện, tiếp tục nghiên cứu và phát triển đề tài.

Hà Nội, ngày tháng 06 năm 2017

Tác giả luận án

Nguyễn Minh Việt

iii

MỤC LỤC

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ ................................................................................... viii DANH MỤC BẢNG BIỂU ........................................................................................ xii DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT ........................................................................... xiv

MỞ ĐẦU ......................................................................................................................... 1

1. Tính cấp thiết của đề tài luận án .............................................................................. 1

2. Mục đích nghiên cứu ............................................................................................... 2

3. Đối tượng nghiên cứu .............................................................................................. 2

4. Phạm vi nghiên cứu ................................................................................................. 2

5. Phương pháp nghiên cứu ......................................................................................... 2

5.1. Phương pháp lý thuyết ...................................................................................... 2

5.2. Phương pháp mô hình toán ............................................................................... 2

6. Nội dung nghiên cứu ............................................................................................... 2

7. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài luận án .................................................... 3

7.1. Ý nghĩa khoa học .............................................................................................. 3

7.2. Ý nghĩa thực tiễn .............................................................................................. 3

8. Cấu trúc của luận án ................................................................................................ 3

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ BÊ TÔNG ĐẦM LĂN VÀ NHỮNG VẤN ĐỀ CẦN NGHIÊN CỨU ..................................................................................................... 4

1.1. Bê tông đầm lăn .................................................................................................... 4

1.2. Tính năng cơ học của BTĐL ................................................................................ 4

1.2.1. Cường độ kháng nén của BTĐL ................................................................... 4

1.2.2. Cường độ kháng kéo của BTĐL ................................................................... 5

1.2.3. Mô đun đàn hồi của BTĐL ............................................................................ 5

1.2.4. Biến dạng của BTĐL ..................................................................................... 6

1.2.4.1. Từ biến của BTĐL .................................................................................. 6

1.2.4.2. Co ngót của BTĐL ................................................................................. 7

1.2.4.3. Giá trị kéo dãn giới hạn của BTĐL ........................................................ 7

1.2.5. Tính năng cơ học của BTĐL theo thời gian .................................................. 8

1.3. Tình hình xây dựng đập BTĐL trên thế giới và tại Việt Nam ............................. 9

1.3.1. Tình hình xây dựng đập BTĐL trên thế giới ................................................. 9

1.3.2. Tình hình xây dựng đập BTĐL tại Việt Nam ............................................. 11

iv

1.4. Tình hình nghiên cứu nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTĐL .................................. 13

1.4.1. Tình hình nghiên cứu nhiệt và ứng suất nhiệt BTĐL trên thế giới ............. 13

1.4.2. Tình hình nghiên cứu nhiệt và ứng suất nhiệt BTĐL tại Việt Nam ............ 13

1.5. Vấn đề nứt do nhiệt đối với đập BTĐL .............................................................. 16

1.6. Vấn đề cần nghiên cứu đặt ra đối với luận án .................................................... 17

1.7. Kết luận chương 1 .............................................................................................. 17

CHƯƠNG 2. NHIỆT VÀ KHỐNG CHẾ ỨNG SUẤT NHIỆT TRONG ĐẬP BÊ TÔNG ĐẦM LĂN ....................................................................................................... 18

2.1. Đặt vấn đề ........................................................................................................... 18

2.2. Nguồn phát sinh nhiệt trong BTĐL .................................................................... 18

2.3. Vấn đề trao đổi nhiệt đối với BTĐL .................................................................. 19

2.3.1. Trao đổi nhiệt bằng dẫn nhiệt ...................................................................... 19

2.3.2. Trao đổi nhiệt đối lưu .................................................................................. 21

2.3.3. Trao đổi nhiệt bức xạ ................................................................................... 22

2.4. Cơ chế nứt do nhiệt trong bê tông khối lớn ........................................................ 23

2.4.1. Nứt bề mặt ................................................................................................... 23

2.4.2. Nứt xuyên .................................................................................................... 24

2.5. Yêu cầu khống chế nhiệt cho đập BTĐL ........................................................... 24

2.5.1. Chênh lệch nhiệt độ tại đáy đập .................................................................. 25

2.5.2. Chênh lệch nhiệt độ lớp trên và dưới .......................................................... 26

2.5.3. Chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài ............................................................. 28

2.5.3.1. Ảnh hưởng của chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài ............................. 28

2.5.3.2. Thực tế khống chế chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài ........................ 29

2.6. Phương pháp giải bài toán nhiệt ......................................................................... 30

2.6.1. Các phương pháp giải bài toán nhiệt ........................................................... 30

2.6.1.1. Phương pháp giải tích ........................................................................... 30

2.6.1.2. Phương pháp toán tử ............................................................................. 31

2.6.1.3. Phương pháp gần đúng ......................................................................... 31

2.6.1.4. Lựa chọn phương pháp giải bài toán nhiệt ........................................... 33

2.6.2. Cơ sở tính toán nhiệt và ứng suất nhiệt theo phương pháp phần tử hữu hạn

............................................................................................................................... 33

2.6.2.1. Các giả thiết .......................................................................................... 33

v

2.6.2.2. Xác định trường nhiệt độ ...................................................................... 34

2.6.2.3. Xác định trường ứng suất ..................................................................... 36

2.7. Kết luận chương 2 .............................................................................................. 42

CHƯƠNG 3. TÍNH TOÁN NHIỆT VÀ ỨNG SUẤT NHIỆT TRONG ĐẬP BTĐL THEO PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN VÀ ỨNG DỤNG TRONG PHẦN MỀM ANSYS ............................................................................................................... 43

3.1. Đặt vấn đề ........................................................................................................... 43

3.2. Tính toán nhiệt thủy hóa của vật liệu chất kết dính BTĐL ................................ 43

3.3. Tính nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTĐL trong quá trình thi công bằng ngôn ngữ

lập trình tham số (APDL) trong ANSYS .................................................................. 46

3.3.1. Giới thiệu về phần mềm ANSYS ................................................................ 46

3.3.2. Giải bài toán bằng phần mềm ANSYS ........................................................ 47

3.3.3. Công năng phân tích nhiệt bằng phần mềm ANSYS .................................. 48

3.3.4. Cơ sở xây dựng bài toán tính nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTĐL ............... 49

3.3.5. Sơ đồ khối tính nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTTL ..................................... 50

3.3.6. Xây dựng bài toán tính nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTTL ......................... 50

3.3.6.1. Mô tả kết cấu đập ................................................................................. 50

3.3.6.2. Mô hình hóa kết cấu đập BTĐL ........................................................... 51

3.3.6.3. Xây dựng bài toán tính nhiệt và ứng suất nhiệt trong đập trọng lực

BTĐL ................................................................................................................. 51

3.4. Kiểm nghiệm tính toán nhiệt cho đập BTĐL Sơn La ........................................ 52

3.4.1. Giới thiệu công trình ................................................................................... 52

3.4.2. Các chỉ tiêu cơ lý và nhiệt của bê tông và đá nền ....................................... 53

3.4.3. Các điều kiện biên về nhiệt ......................................................................... 54

3.4.4. Tiến độ thi công ........................................................................................... 55

3.4.5. Kết quả quan trắc nhiệt trong thân đập BTĐL Sơn La ............................... 57

3.4.6. Mặt cắt kiểm tra ........................................................................................... 57

3.4.7. Mô hình tính toán ........................................................................................ 58

3.4.8. Kết quả tính toán ......................................................................................... 60

3.4.9. Nhận xét ....................................................................................................... 62

3.5. Kết luận Chương 3 ............................................................................................. 63

vi

CHƯƠNG 4. BIỆN PHÁP GIẢM NHIỆT VÀ ỨNG SUẤT NHIỆT ĐẬP BÊ TÔNG ĐẦM LĂN PHÙ HỢP VỚI ĐIỀU KIỆN VIỆT NAM ................................ 64

4.1. Đặt vấn đề ........................................................................................................... 64

4.2. Cơ sở phân vùng nghiên cứu .............................................................................. 65

4.2.1. Điều kiện tự nhiên ....................................................................................... 65

4.2.2. Điều kiện nhiệt độ và độ ẩm môi trường ..................................................... 65

4.2.3. Điều kiện nguồn cung ứng vật liệu PGK .................................................... 68

4.2.4. Phân vùng nghiên cứu ................................................................................. 69

4.3. Các tham số cơ bản dùng cho nghiên cứu .......................................................... 69

4.3.1. Các tham số đầu vào cố định ....................................................................... 69

4.3.2. Tham số khống chế nứt ............................................................................... 71

4.4. Nghiên cứu ảnh hưởng của nhiệt độ không khí đến ứng suất nhiệt đập BTĐL . 71

4.4.1. Cơ sở nghiên cứu ......................................................................................... 71

4.4.2. Khi nhiệt độ không khí xem là nhiệt độ trung bình năm ............................. 71

4.4.3. Khi nhiệt độ không khí thay đổi theo thời gian (ngày) ............................... 72

4.4.4. Nhận xét ....................................................................................................... 73

4.5. Nghiên cứu ảnh hưởng của độ ẩm không khí đến ứng suất nhiệt đập BTĐL .... 73

4.5.1. Cơ sở nghiên cứu ......................................................................................... 73

4.5.2. Kết quả tính toán ......................................................................................... 74

4.5.3. Nhận xét ....................................................................................................... 75

4.6. Nghiên cứu ảnh hưởng của thành phần khoáng của vật liệu XM đến ứng suất

nhiệt đập BTĐL ......................................................................................................... 75

4.6.1. Cơ sở nghiên cứu ......................................................................................... 75

4.6.2. Kết quả tính toán ......................................................................................... 76

4.6.3. Nhận xét ....................................................................................................... 81

4.7. Nghiên cứu ảnh hưởng nhiệt độ đổ bê tông đến ứng suất nhiệt đập BTĐL ....... 82

4.7.1. Cơ sở nghiên cứu ......................................................................................... 82

4.7.2. Kết quả tính toán ......................................................................................... 83

4.7.3. Nhận xét ....................................................................................................... 87

4.8. Nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng PGK đến ứng suất nhiệt đập BTĐL ..... 88

4.8.1. Nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng PGK đến nhiệt và ứng suất nhiệt

thân đập BTĐL ...................................................................................................... 88

vii

4.8.2. Kiến nghị hàm lượng PGK trên tổng lượng chất kết dính cho từng khu vực

............................................................................................................................... 90

4.8.3. Nhận xét ....................................................................................................... 92

4.9. Đề xuất giải pháp giảm ứng suất nhiệt BTĐL hợp lý cho từng khu vực ........... 93

4.9.1. Cơ sở đề xuất giải pháp hợp lý .................................................................... 93

4.9.2. Đề xuất giải pháp giảm ứng suất nhiệt hợp lý cho từng khu vực ................ 94

4.9.2.1. Đối với khu vực miền núi phía Bắc ...................................................... 94

4.9.2.2. Đối với khu vực Bắc Trung bộ ............................................................. 95

4.9.2.3. Đối với khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên.................................. 96

4.10. Kiểm nghiệm tính toán ứng suất nhiệt đập BTĐL Trung Sơn – Thanh Hóa ... 98

4.10.1. Giới thiệu công trình ................................................................................. 98

4.10.1.1. Giới thiệu công trình .......................................................................... 98

4.10.1.2. Các chỉ tiêu cơ lý và nhiệt của bê tông và đá nền .............................. 99

4.10.1.3. Các điều kiện biên về nhiệt .............................................................. 100

4.10.1.4. Mặt cắt kiểm tra ................................................................................ 101

4.10.2. Kết quả quan trắc nhiệt ............................................................................ 102

4.10.3. Tính toán nhiệt và ứng suất nhiệt đập ..................................................... 104

4.10.3.1. Mô hình tính toán ............................................................................. 104

4.10.3.2. Kết quả tính toán .............................................................................. 105

4.10.3.3. Nhận xét ............................................................................................ 106

4.10.4. Giải pháp giảm ứng suất nhiệt đập BTĐL Trung Sơn ............................ 107

4.11. Kết luận chương 4 .......................................................................................... 108

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ................................................................................... 111

1. Kết luận................................................................................................................ 111

2. Những đóng góp mới của Luận án ...................................................................... 112

3. Kiến nghị ............................................................................................................. 112

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ ......................................................... 113

TÀI LIỆU THAM KHẢO ........................................................................................ 114

PHỤ LỤC I: BẢNG TỔNG HỢP KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM THÀNH PHẦN KHOÁNG CỦA MỘT SỐ LOẠI XI MĂNG ĐIỂN HÌNH ................................... 119

PHỤ LỤC II: CÁC CHƯƠNG TRÌNH TÍNH TOÁN NHIỆT - ỨNG SUẤT NHIỆT ........................................................................................................................ 121

viii

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ

Hình 1. 1. Đập BTĐL được xây dựng trên thế giới tính đến năm 2009 [50] ................ 11

Hình 2.1. Ứng suất nhiệt tại bề mặt khối bê tông .......................................................... 23

Hình 2.2. Biến dạng do nhiệt độ & ứng suất do nền kiềm chế của khối bê tông .......... 24

Hình 2.3. Chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài khối đập ................................................ 28

Hình 2.4. Các phương pháp chính để giải bài toán nhiệt .............................................. 30

Hình 2.5. Phần tử phẳng sử dụng trong tính toán nhiệt ................................................. 34

Hình 2.6. Phần tử và chuyển vị nút của phần tử tứ giác và tam giác ............................ 38

Hình 3.1. Hệ số ảnh hưởng của hàm lượng C3A + C3S đến nhiệt thủy hóa của XM .... 46

Hình 3.2. Phần tử sử dụng cho phân tích nhiệt - ứng suất (PLANE55 – PLANE182) . 48

Hình 3. 3. Điều kiện biên nhiệt ...................................................................................... 49

Hình 3.4. Sơ đồ khối tính toán nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTĐL ............................... 50

Hình 3.5. Mặt cắt ngang đập trọng lực BTĐL .............................................................. 51

Hình 3. 6. Sự phát triển cường độ kháng nén, kéo theo thời gian của BTĐL Sơn La .. 53

Hình 3. 7. Sự phát triển mô đun đàn hồi theo thời gian của BTĐL Sơn La .................. 53

Hình 3.8. Tiến độ thi công đập ...................................................................................... 56

Hình 3.9. Nhiệt độ quan trắc tại cao trình +114,0 m ..................................................... 57

Hình 3.10. Mặt cắt tính toán .......................................................................................... 58

Hình 3.11. Mô hình hình học đập và nền ...................................................................... 59

Hình 3.12. Mô hình PTHH đập làm việc đồng thời với nền ......................................... 59

Hình 3.13. Trường nhiệt độ lớn nhất trong thân đập ..................................................... 60

Hình 3.14. Diễn biến nhiệt độ tại cao trình +114,0 m theo thời gian ............................ 61

Hình 3.15. Trường ứng suất chính lớn nhất trong thân đập .......................................... 61

Hình 3.16. Ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập ............................... 62

Hình 3.17. So sánh nhiệt độ tính toán và thực đo tại cao trình +114,0 m ..................... 62

Hình 4.1. Các đập lớn đã, đang và sẽ xây dựng ở Việt Nam ........................................ 65

Hình 4.2. Diễn biến nhiệt độ khu vực miền núi phía Bắc ............................................. 67

Hình 4.3. Diễn biến nhiệt độ khu vực Bắc Trung bộ .................................................... 68

Hình 4.4. Diễn biến nhiệt độ khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên ......................... 68

Hình 4.5. Ảnh hưởng của nhiệt độ không khí đến nhiệt độ tại biên khối đổ ................ 71

ix

Hình 4.6. Ảnh hưởng của độ ẩm không khí đến tỏa nhiệt đối lưu bê tông - không khí 74

Hình 4. 7. Ảnh hưởng của thành phần khoáng XM đến nhiệt thủy hóa BTĐL ............ 76

Hình 4.8. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM và nhiệt độ lớn

nhất trong thân đập ........................................................................................................ 77

Hình 4.9. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM với ứng suất

chính lớn nhất tại mép biên thượng lưu đập tại các cao độ so với đáy đập .................. 77


chính lớn nhất tại mép biên hạ lưu đập tại các cao độ so với đáy đập .......................... 78

Hình 4.11. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM và nhiệt độ

lớn nhất trong thân đập .................................................................................................. 79



Hình 4. 13. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM với ứng suất



lớn nhất trong thân đập .................................................................................................. 80





Hình 4. 17. Ảnh hưởng của nhiệt độ ban đầu của bê tông Tp tại khối đổ đến nhiệt thủy

hóa BTĐL ...................................................................................................................... 82

Hình 4.18. Biểu đồ quan hệ giữa nhiệt độ đổ bê tông và nhiệt độ lớn nhất trong thân

đập ................................................................................................................................. 83

Hình 4.19. Biểu đồ quan hệ giữa nhiệt độ đổ bê tông với ứng suất chính lớn nhất tại

mép biên thượng lưu đập tại các cao độ so với đáy đập ................................................ 84


mép biên hạ lưu đập tại các cao độ so với đáy đập ....................................................... 84


đập ................................................................................................................................. 85

x






đập ................................................................................................................................. 86





Hình 4.27. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng PGK với nhiệt độ lớn nhất trong thân đập

....................................................................................................................................... 89

Hình 4.28. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng PGK với ứng suất chính lớn nhất tại mép

biên thượng lưu đập tại các cao độ so với đáy đập ....................................................... 89

Hình 4.29. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng PGK với ứng suất chính lớn nhất tại mép

biên hạ lưu đập tại các cao độ so với đáy đập ............................................................... 90

Hình 4.30. Kiến nghị hàm lượng PGK khu vực miền núi phía Bắc dựa trên khống chế

cường độ kháng kéo của BTĐL .................................................................................... 91

Hình 4.31. Kiến nghị hàm lượng PGK khu vực Bắc Trung bộ dựa trên khống chế

cường độ kháng kéo của BTĐL .................................................................................... 91

Hình 4. 32. Kiến nghị hàm lượng PGK khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên dựa

trên khống chế cường độ kháng kéo của BTĐL ............................................................ 91

Hình 4.33. Xác định hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM và hàm lượng PGK trên

tổng lượng CKD hợp lý ................................................................................................. 94

Hình 4.34. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM và hàm lượng

PGK trên tổng lượng CKD với ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập

khu vực miền núi phía Bắc ............................................................................................ 94



khu vực Bắc Trung bộ ................................................................................................... 95

xi



khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên ........................................................................ 97

Hình 4.37. Đập BTĐL Trung Sơn đang trong quá trình thi công ................................. 98

Hình 4.38. Sự phát triển cường độ kháng kéo và kháng nén của BTĐL theo thời gian

....................................................................................................................................... 99

Hình 4.39. Mặt cắt kiểm tra ......................................................................................... 102

Hình 4.40. Vị trí quan trắc nhiệt và ứng suất trong thân đập ...................................... 103

Hình 4.41. Giá trị đo nhiệt độ trong quá trình theo dõi tại vị trí điểm đo PT64 ......... 104

Hình 4.42. Mô hình hình học đập và nền .................................................................... 104

Hình 4.43. Mô hình PTHH đập làm việc đồng thời với nền ....................................... 105

Hình 4.44. Trường nhiệt độ lớn nhất trong thân đập ................................................... 105

Hình 4.45. Trường ứng suất nhiệt trong thân đập ....................................................... 106

Hình 4.46. Ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập ............................. 106

Hình 4.47. Trường ứng suất chính lớn nhất trong thân đập với giải pháp kiến nghị .. 107

Hình 4.48. Ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng hạ lưu đập với giải pháp kiến nghị

..................................................................................................................................... 108

xii

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1. Các đập BTĐL đã và đang được xây dựng ở Việt Nam [34] ....................... 12

Bảng 1.2. Nhiệt độ bê tông tại các khối đổ sử dụng Puzơlan ........................................ 14

Bảng 2. 1. Nhiệt thủy hóa của các thành phần khoáng có trong XM (J/g) ................... 19

Bảng 2. 2. Tỉ lệ thành phần khoáng có trong XM thông thường (%) ........................... 19

Bảng 2. 3. Chênh lệch nhiệt độ cho phép (oC) .............................................................. 25

Bảng 4.1. Bảng đặc trưng độ ẩm tương đối các trạm đại diện cho các vùng (%) ......... 66

Bảng 4. 2. Thống kê một số công trình ở Việt Nam sử dụng PGK ............................... 68

Bảng 4. 3. Các tham số cơ bản dùng trong nghiên cứu ................................................. 70

Bảng 4. 4. Bảng tổng hợp kết quả tính toán nhiệt độ và ứng suất nhiệt trong thân đập

theo nhiệt độ không khí trung bình năm ........................................................................ 72


khi nhiệt độ không khí thay đổi theo ngày .................................................................... 72


theo độ ẩm không khí thay đổi ...................................................................................... 74

Bảng 4. 7. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập khi thay đổi hàm

lượng khoáng C3A + C3S trong XM tại khu vực miền núi phía Bắc ............................ 76


lượng khoáng C3A + C3S trong XM tại khu vực Bắc Trung bộ .................................... 78


lượng khoáng C3A + C3S trong XM tại khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên ........ 80

Bảng 4. 10. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập khi thay đổi

nhiệt độ đổ bê tông tại khu vực miền núi phía Bắc ....................................................... 83

Bảng 4.11. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập khi thay đổi

nhiệt độ đổ bê tông tại khu vực Bắc Trung bộ .............................................................. 84

Bảng 4.12. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập khi thay đổi

nhiệt độ đổ bê tông tại khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên ................................... 86

Bảng 4. 13. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập ứng với các

hàm lượng PGK khác nhau ........................................................................................... 88

Bảng 4. 14. Bảng kiến nghị hàm lượng PGK đối với từng khu vực ............................. 92

xiii

Bảng 4. 15. Bảng kiến nghị giải pháp tổng thể giảm ứng suất nhiệt cho từng vùng để

đảm bảo BTĐL không nứt ............................................................................................. 96

Bảng 4.16. Các chỉ tiêu về nhiệt của BTĐL đập Trung Sơn ......................................... 99

Bảng 4.17. Các chỉ tiêu về nhiệt của đá nền ................................................................ 100

Bảng 4.18. Hệ số truyền nhiệt đối lưu ......................................................................... 100

Bảng 4.19. Nhiệt độ không khí trung bình tháng tại khu vực thi công công trình ...... 101

Bảng 4.20. Nhiệt độ ban đầu của môi trường .............................................................. 101

Bảng 4.21. Bảng tổng hợp kết quả tính toán nhiệt độ và ứng suất nhiệt trong thân đập

..................................................................................................................................... 106


với giải pháp kiến nghị ................................................................................................ 108

xiv

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT

ACI American Concrete Institute (Viện bê tông Hoa Kỳ)

APDL ANSYS Parametric Design Language (Ngôn ngữ thiết kế tham số hóa

trong ANSYS

ASTM American Society for Testing and Materials (Hội Thí nghiệm vật liệu

Hoa Kỳ)

BTĐL Bê tông đầm lăn

BTTL Bê tông trọng lực

BTKL Bê tông khối lớn

CX Ký hiệu tổng hàm lượng khoáng C3A+C3S có trong xi măng

CIRIA Construction Industry Research and Information Association (Hiệp hội

Nghiên cứu và Thông tin công nghiệp xây dựng)

CKD Chất kết dính

CVC Bê tông truyền thống

F Ký hiệu hàm lượng trộn phụ gia khoáng có trong chất kết dính

GUI Graphical User Interface (Giao diện người dùng đồ họa)

ICOLD International Commission on Large Dams (Hội đập lớn thế giới)

N/CKD Tỉ lệ nước trên chất kết dính

N/XM Tỉ lệ nước trên xi măng

PGK Phụ gia khoáng

PGK/CKD Hàm lượng trộn phụ gia khoáng trong chất kết dính

PTHH Phần tử hữu hạn

xv

QCVN Quy chuẩn Việt Nam

RCC Roller Compacted Concrete (Bê tông đầm lăn)

RCCD Roller Compacted Concrete Dam (Đập bê tông đầm lăn)

RCD Roller Compacted Dams (Đập đầm lăn)

TCVN Tiêu chuẩn Việt Nam

TVTK Tư vấn thiết kế

USACE United States Army Corps of Engineers (Công binh lục quân Hoa Kỳ)

USBR United States Bureau of Reclamation (Cục khai hoang Hoa Kỳ)

XM Xi măng

XM/CKD Hàm lượng xi măng trong tổng lượng chất kết dính

1

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài luận án

Bê tông đầm lăn (BTĐL) là loại bê tông sử dụng các nguyên liệu tương tự như bê tông

truyền thống (CVC). Tuy nhiên bê tông CVC được đầm chặt bằng thiết bị rung đưa

vào trong lòng khối đổ, BTĐL được làm chặt bằng thiết bị lu rung lèn như thi công

đất. BTĐL là loại bê tông khô, không có độ sụt và có lượng dùng xi măng (XM) rất

thấp, thường chỉ từ 60 đến 100 kg cho 1 m3. Lượng XM còn lại so với CVC trong

BTĐL được thay thế bằng phụ gia khoáng (PGK) hoạt tính nghiền mịn. Với ưu điểm

thi công nhanh, giá thành hạ, giảm chi phí cho các kết cấu phụ trợ, giảm chi phí cho

biện pháp thi công, BTĐL đã được ứng dụng tương đối phổ biến trong xây dựng các

đập trọng lực công trình thủy lợi, thủy điện ở Việt Nam. Các đập BTĐL xây dựng tại

Việt Nam được thiết kế và thi công dựa theo kinh nghiệm hay các tài liệu hướng dẫn

của Mỹ, Trung Quốc. Các đặc trưng cơ lý, nhiệt của BTĐL như: cường độ kháng nén,

cường độ kháng kéo, biến dạng, hệ số dãn nở nhiệt, dẫn nhiệt,… đều lấy theo tiêu

chuẩn của nước ngoài vì chúng ta chưa có tiêu chuẩn riêng và chưa có nhiều công trình

tương tự. Nhiều công trình sử dụng BTĐL đã xảy ra nứt, kể cả công trình lớn như đập

thủy điện Sơn La. Có rất nhiều nguyên nhân gây ra nứt, nhưng đa phần vẫn là nứt do

nhiệt trong quá trình nhiệt thủy hóa vật liệu chất kết dính (CKD) của BTĐL. Các

nghiên cứu của các nhà khoa học trên thế giới và các tài liệu hướng dẫn, tiêu chuẩn

thiết kế cũng chủ yếu tập trung vào việc khống chế ứng suất do nhiệt. Tuy nhiên việc

khống chế này phụ thuộc vào nhiều yếu tố như nhiệt độ môi trường, cung ứng vật liệu,

công nghệ thi công và mang tính chất đặc thù của địa phương vì vậy khó có một đáp

án chung cho tất cả các đập BTĐL nên việc ứng dụng các thành quả nghiên cứu trên

thế giới về BTĐL mà đập vẫn xảy ra nứt là điều dễ hiểu. Đề tài “Nghiên cứu giải

pháp giảm ứng suất nhiệt của bê tông đầm lăn trong xây dựng công trình thủy lợi

thủy điện tại Việt nam” là một trong những vấn đề cần thiết và bức xúc, đề tài mang

tính thời sự và có ý nghĩa thực tiễn cao. Các kết quả nghiên cứu của đề tài sẽ là cơ sở

để áp dụng thiết kế, thi công đập BTĐL an toàn và kinh tế, phù hợp với điều kiện Việt

Nam.

2

2. Mục đích nghiên cứu

Xác định quá trình phát triển nhiệt độ, trường ứng suất nhiệt trong đập BTĐL dựa trên

những điều kiện ban đầu và điều kiện biên.

Đề xuất việc lựa chọn hàm lượng và thành phần vật liệu CKD, đề ra các giải pháp

giảm nhiệt để khống chế các vết nứt do ứng suất nhiệt trong quá trình thi công đập

BTĐL phù hợp với từng vùng miền của Việt Nam.

3. Đối tượng nghiên cứu

Đập BTĐL đã và đang xây dựng tại Việt Nam.

4. Phạm vi nghiên cứu

Nghiên cứu ảnh hưởng của một số nhân tố về vật liệu, thi công và điều kiện tự nhiên

đến ứng suất nhiệt của BTĐL trong xây dựng công trình thủy lợi thủy điện tại Việt

Nam.

5. Phương pháp nghiên cứu

5.1. Phương pháp lý thuyết

Trên cơ sở phân tích lý thuyết truyền nhiệt, lý thuyết đàn hồi nhiệt trong công trình bê

tông và phương pháp tính để lựa chọn phương pháp giải bài toán nhiệt đạt độ chính

xác yêu cầu.

5.2. Phương pháp mô hình toán

Sử dụng mô hình toán để đánh giá xu thế và mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến ứng

suất nhiệt đập BTĐL thông qua giả thiết các kịch bản đầu vào.

6. Nội dung nghiên cứu

Điều chỉnh phương trình nhiệt thủy hóa vật liệu CKD của BTĐL có xét đến ảnh hưởng

của hàm lượng PGK và thành phần khoáng của XM được sản xuất tại Việt Nam. Xây

dựng bài toán xác định trường nhiệt độ, trường ứng suất nhiệt trong phần mềm

ANSYS có xét đến các nhân tố ảnh hưởng này.

Nghiên cứu ảnh hưởng của các yếu tố nhiệt độ và độ ẩm môi trường, hàm lượng

khoáng của XM, nhiệt độ đổ bê tông, hàm lượng PGK đến ứng suất nhiệt đập BTĐL.

3

Kiến nghị giải pháp giảm ứng suất nhiệt đập BTĐL phù hợp với từng khu vực đặc thù

của Việt Nam.

Ứng dụng kết quả nghiên cứu của luận án tính toán thử vào cho đập BTĐL Trung Sơn

– Thanh Hóa.

7. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài luận án

7.1. Ý nghĩa khoa học

Làm rõ những yếu tố ảnh hưởng trực tiếp đến quá trình phát triển nhiệt và gây ra ứng

suất nhiệt trong quá trình thi công BTĐL.

Khẳng định lợi ích của việc sử dụng PGK là một trong những biện pháp giảm nhiệt độ

sinh ra trong thi công BTĐL, đẩy nhanh tốc độ lên đập BTĐL.

7.2. Ý nghĩa thực tiễn

Công nghệ BTĐL đã và đang được áp dụng trên 20 đập bê tông trọng lực ở Việt Nam

như Pleikrông, Sơn La, Lai Châu, Đồng Nai 3, Đồng Nai 4, Sê San 4, Sông Tranh 2,

Bản Vẽ, v.v… Tuy nhiên việc nghiên cứu, đánh giá ảnh hưởng của các yếu tố đến ứng

suất nhiệt đập BTĐL chưa thực sự hoàn thiện và có hệ thống. Kết quả nghiên cứu của

luận án sẽ khẳng định tác dụng lựa chọn hàm lượng PGK, loại XM là những biện pháp

hữu hiệu để khống chế nhiệt độ và giảm ứng suất nhiệt sinh ra trong quá trình thi công

BTĐL.

8. Cấu trúc của luận án

Luận án bao gồm: Phần mở đầu, 4 Chương, Kết luận và kiến nghị; 66 tài liệu tham

khảo, 04 tài liệu tác giả đã công bố. Nội dung chính của luận án được trình bày trong

118 trang và phụ lục với 72 hình vẽ và 27 bảng.

4

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ BÊ TÔNG ĐẦM LĂN VÀ NHỮNG VẤN ĐỀ CẦN NGHIÊN CỨU

1.1. Bê tông đầm lăn

BTĐL là loại bê tông không có độ sụt được tạo bởi hỗn hợp bao gồm cốt liệu nhỏ (cát

thiên nhiên hoặc cát nghiền), cốt liệu lớn (đá dăm), chất kết dính (XM, PGK hoạt tính

nghiền mịn), nước và phụ gia hóa học. Sau khi trộn đều, vận chuyển, san rải hỗn hợp

được đầm chặt theo yêu cầu của thiết kế bằng thiết bị đầm lăn [43].

Công nghệ xây dựng BTĐL có ưu điểm là thi công nhanh, hạ giá thành và giảm chi

phí cho công trình tạm phục vụ dẫn dòng thi công. Thực tiễn cho thấy do giảm hàm

lượng XM/CKD nên nhiệt thủy hóa của BTĐL giảm hơn so với CVC nhưng lại có tốc

độ nhiệt thủy hóa chậm hơn. Tuy nhiên BTĐL lại tồn tại vấn đề là tính chống thấm

kém và được coi là vật liệu không đẳng hướng do đầm nén lớp mỏng. Vì vậy, ở nhiều

nước người ta sử dụng BTĐL làm lõi đập, bao bọc xung quanh là lớp vỏ bê tông

thường chống thấm dày 2÷3 m hoặc sử dụng BTĐL có tính chống thấm cao và thi

công trên toàn mặt cắt [4][5].

1.2. Tính năng cơ học của BTĐL

1.2.1. Cường độ kháng nén của BTĐL

Cường độ kháng nén là tính chất quan trọng nhất của bê tông nói chung và BTĐL nói

riêng và thường được xem xét đầu tiên. Giá trị cường độ kháng nén của BTĐL (fc)

được xác định thông qua thí nghiệm nén mẫu với hình dạng, kích thước, ngày tuổi

không thống nhất giữa các nước. Ngoài ra giá trị cường độ kháng nén của BTĐL còn

phụ thuộc vào nhiều yếu tố như tính chất vật liệu CKD, tỉ lệ nước trên chất kết dính

(N/CKD), hàm lượng trộn phụ gia khoáng trong chất kết dính (PGK/CKD), cường độ

và độ sạch cốt liệu, điều kiện bảo dưỡng bê tông.

Theo một nghiên cứu của Trung Quốc [14], cường độ kháng nén của BTĐL tại thời

điểm 28 ngày và 90 ngày được xác định theo công thức (1.1) và (1.2):

c28f 19,459CKD / N-0,147PGK/CKD-11,681 (MPa) (1.1)

5

c90f 19,326CKD / N-0,333PGK/CKD+5,968 (MPa) (1.2)

Từ công thức trên có thể thấy rằng cường độ kháng nén của BTĐL giảm khi hàm

lượng trộn PGK/CKD tăng lên.

1.2.2. Cường độ kháng kéo của BTĐL

Giá trị cường độ kháng kéo của BTĐL (ft) có thể xác định trực tiếp thông qua thí

nghiệm kéo mẫu hoặc tính toán theo công thức kinh nghiệm từ giá trị cường độ kháng

nén. Cường độ kháng kéo của BTĐL mặc dù có liên quan với chủng loại và cấp phối

vật liệu nhưng nói chung tăng lên khi cường độ kháng nén của BTĐL tăng lên. Cường

độ kháng kéo của BTĐL tại thời điểm 28 ngày và 90 ngày được xác định theo công

thức (1.3) và (1.4) [14]:

t28 c28f 0,076f 0,208 (MPa) (1.3)

t90 c90f 0,075f 0,277 (MPa) (1.4)

1.2.3. Mô đun đàn hồi của BTĐL

Mô đun đàn hồi của BTĐL (Ec) là tham số quan trọng khi tính toán phân bố ứng suất

trong kết cấu đập BTĐL. Do thí nghiệm xác định mô đun đàn hồi tương đối khó, nói

chung đều được xác định thông qua cường độ kháng nén của BTĐL. Công thức kinh

nghiệm xác định mô đun đàn hồi đều đưa ra từ kết quả thống kê thực nghiệm. Đối với

bê tông nói chung các quốc gia khác nhau có công thức xác định khác nhau, ví dụ:

Quy phạm Trung Quốc [29]: c

c

100E

34,72,2

f

(GPa) (1.5)

Quy phạm ACI của Mỹ [41]: c cE 4,73 f (GPa) (1.6)

Tiêu chuẩn BS8110 của Anh [46]: c c

c

5,5E f

(GPa) (1.7)

Tiêu chuẩn của Châu Âu [49]: c cE 6 f (GPa) (1.8)

6

Theo TCXDVN 356-2005 [32] giá trị của Ec phụ thuộc vào cấp độ bền chịu nén của bê

tông và trong khoảng từ (21 ~ 40) 103 MPa.

Do cường độ kháng nén của BTĐL phụ thuộc tỉ lệ N/CKD và hàm lượng PGK/CKD,

vì vậy mô đun đàn hồi của BTĐL tại thời điểm 28 ngày và 90 ngày có thể được xác

định theo công thức (1.9) và (1.10) [14]:

c28E 14,210CKD / N-0,145PGK/CKD+0,726 (GPa) (1.9)

c90E 21,217CKD / N-0,197PGK/CKD-1,376 (GPa) (1.10)

Từ công thức trên có thể thấy rằng mô đun đàn hồi của BTĐL giảm khi hàm lượng

trộn PGK/CKD tăng lên.

1.2.4. Biến dạng của BTĐL

BTĐL trong quá trình đông cứng và trong môi trường sử dụng khác nhau đều có thể

xuất hiện biến dạng, biến dạng của BTĐL bao gồm co ngót hóa học, co dãn do độ ẩm,

biến dạng nhiệt, biến dạng do tải trọng, v.v... Theo tính chất biến dạng có thể phân

thành biến dạng hồi phục và biến dạng không hồi phục, biến dạng đàn hồi và biến

dạng dẻo.

1.2.4.1. Từ biến của BTĐL

Khi kết cấu BTĐL chịu tác dụng của tải trọng không đổi trong thời gian dài, biến dạng

BTĐL tăng lên theo thời gian được gọi là từ biến. Thời kỳ đầu gia tải, từ biến của

BTĐL tăng lên khá nhanh sau đó dần dần giảm xuống, một vài năm sau tăng lên rất

chậm. BTĐL sau khi dỡ tải, một phần biến dạng hồi phục tức thời, biến dạng này nhỏ

hơn biến dạng đàn hồi phát sinh khi gia tải ban đầu. Trong một khoảng thời gian sau

khi dỡ tải, biến dạng vẫn có thể tiếp tục hồi phục gọi là hồi phục từ biến. Biến dạng

không có khả năng hồi phục gọi là biến dạng dư.

BTĐL bất kể là chịu nén, chịu kéo hoặc chịu uốn đều có hiện tượng từ biến, nguyên

nhân phát sinh từ biến nói chung là do tính bám dính của cốt liệu đá và XM dưới tác

dụng của tải trọng trong một thời gian dài bị nới lỏng. Biến dạng do từ biến dưới tác

dụng của đơn vị ứng suất gọi là độ từ biến, thông thường khoảng (10~300)10-6 MPa.

7

Có rất nhiều nhân tố ảnh hưởng đến giá trị từ biến như chủng loại XM, tính chất cốt

liệu, tỉ lệ N/XM, tỉ lệ vữa, chất phụ gia cùng với ngày tuổi bê tông khi gia tải, giá trị

ứng suất, thời gian duy trì tải trọng, nhiệt độ và độ ẩm của môi trường, hình dạng và

kích thước kết cấu, v.v…

1.2.4.2. Co ngót của BTĐL

Khi BTĐL rắn chắc trong không khí, thể tích của nó có thể giảm nhỏ, hiện tượng này

gọi là co ngót. Co ngót là biến dạng phát sinh do thể tích thay đổi mà bê tông không

chịu ngoại lực. Thông thường cho rằng co ngót bê tông là do thể tích bản thân khối kết

dính bị co ngót và bê tông co ngót thể tích do mất nước. Thời kỳ đầu co ngót phát triển

rất nhanh, sau đó dần dần chậm lại, tổng thể quá trình co ngót có thể kéo dài 2 năm trở

lên. Khi BTĐL không thể tự do co ngót, trong bê tông phát sinh ứng suất kéo dẫn đến

phá hoại nứt.

Nhân tố ảnh hưởng đến co ngót của BTĐL chủ yếu có nhiệt độ và độ ẩm môi trường

xung quanh, hình dạng và kích thước mặt cắt cấu kiện, tỉ lệ cấp phối, tính chất cốt liệu,

tính chất XM, điều kiện bảo dưỡng... nên tính toán chính xác co ngót bê tông rất khó

khăn.

1.2.4.3. Giá trị kéo dãn giới hạn của BTĐL

Giá trị kéo dãn giới hạn của BTĐL (p) tại thời điểm 28 ngày và 90 ngày có liên quan

đến cường độ kháng kéo của BTĐL có thể được xác định theo công thức (1.11) và

(1.12) dưới đây [14]:

p28 t2822,263f 33,365 (×10-6) (1.11)

p90 t906,890f 66,874 (×10-6) (1.12)

Từ công thức trên có thể thấy rằng giá trị kéo dãn giới hạn của BTĐL tăng lên khi

cường độ kháng kéo của BTĐL tăng lên.

8

1.2.5. Tính năng cơ học của BTĐL theo thời gian

Quan hệ ứng suất - biến dạng của vật liệu BTĐL là biểu thức toán học miêu tả quy luật

vận động và quan hệ giữa lực, nhiệt độ, biến dạng, v.v… của nội bộ kết cấu trong

không gian và thời gian.

BTĐL là vật liệu hỗn hợp được tạo thành từ XM, PGK, cốt liệu thô, cốt liệu mịn và

nước. Khi mới hình thành, trong bê tông đã tồn tại các khuyết tật như các lỗ rỗng, vết

nứt nhỏ, v.v... Dưới tác dụng của tải trọng ngoài, do tập trung ứng suất tại các khuyết

tật nên chúng dần dần phát triển, từ đó dẫn đến quan hệ ứng suất - biến dạng của phần

tử cốt liệu từng bước đi chệch quan hệ tuyến tính và xuất hiện đặc tính cơ bản của phi

tuyến tính. Đồng thời do các thành phần vật liệu bê tông có đặc trưng phân bố ngẫu

nhiên, vì vậy bất kể là phân bố khuyết tật ban đầu hay là quá trình diễn biến khuyết tật

về sau đều không thể ngăn ngừa đặc trưng ngẫu nhiên sẵn có của bê tông. Phi tuyến

tính và ngẫu nhiên là hai đặc trưng cơ bản của quan hệ ứng suất - biến dạng bê tông.

Hiện nay quan hệ ứng suất - biến dạng của vật liệu bê tông nói chung và BTĐL nói

riêng có thể phân thành mấy nhóm mô hình sau [42][48]:

- Mô hình cơ học đàn hồi tuyến tính và phi tuyến tính;

- Mô hình cơ học tính dẻo;

- Mô hình cơ học phá hủy.

Do tính phức tạp của vật liệu BTĐL, hiện nay vẫn chưa có một mô hình vật liệu BTĐL

duy nhất được mọi người công nhận. Nói chung căn cứ vào đặc điểm chịu lực, phạm

vi ứng suất và độ chính xác tính toán, v.v... của kết cấu phân tích để lựa chọn mô hình

thích hợp. Đương nhiên để xác định chính xác cần phải tiến hành nghiên cứu thực

nghiệm để xác lập các hàm biểu diễn quá trình phát triển các chỉ tiêu cơ lý của BTĐL

theo thời gian ứng với cấp phối được lựa chọn tối ưu cho từng công trình cụ thể.

9

1.3. Tình hình xây dựng đập BTĐL trên thế giới và tại Việt Nam

1.3.1. Tình hình xây dựng đập BTĐL trên thế giới

Trong khoảng thời gian từ năm 1960 đến 1970 có những cách sử dụng vật liệu có thể

coi là tiền đề của BTĐL. Cụ thể, năm 1961 hỗn hợp bê tông không độ sụt được rải

bằng xe ủi đã áp dụng cho đập Alpe Gera tại Italia và đập Manicongan ở Canada. Hỗn

hợp bê tông được đầm chặt bằng các loại đầm dùi gắn sau máy ủi hoặc đầm chặt bằng

máy ủi [43]. Cũng trong năm 1961 hỗn hợp cát đá trộn với XM được rải và đầm bằng

các thiết bị thi công đập đất để xây dựng tường quây của đập Thanh Môn, Đài Loan

[4]. Tuy nhiên BTĐL chỉ thực sự được chú ý khi giáo sư Raphael trình bày báo cáo

“Đập trọng lực tối ưu” vào năm 1970 [57], trong đó nêu ra phương pháp thi công

nhanh đập BTTL bằng cách sử dụng thiết bị đắp đập đất và một số công trình ở Mỹ đã

đưa vào nghiên cứu BTĐL trong phòng và nghiên cứu thiết kế thử nghiệm trên hiện

trường. Những nỗ lực trên tạo nền tảng cho việc xây dựng đập BTĐL đầu tiên trong

những năm 1980.

Từ 1972 đến 1974, Cannon R.W [47] đã có những đóng góp đáng kể về nghiên cứu

BTĐL. Kết quả thí nghiệm đã đưa ra khái niệm bê tông nghèo XM, vận chuyển bằng ô

tô, san gạt bằng xe ủi và đầm bằng lu rung. Sau đó Hiệp hội kỹ sư quân đội Hoa Kỳ

(USACE) đã thi công các lô bê tông thử nghiệm ở đập Lost Creek năm 1977. Năm

1980, lần đầu tiên Mỹ sử dụng BTĐL để xây dựng đập Willow Creek, bang Oregon.

Đập cao 52 m, dài 543 m, khối lượng BTĐL 331.000 m3. Đến 1999, tại Mỹ có hàng

chục đập BTĐL.

Ở Anh, Dunstan bắt đầu nghiên cứu tích cực trong phòng thí nghiệm về BTĐL trong

những năm 1970 [43]. Tiếp đó, Hiệp hội nghiên cứu và thông tin công nghiệp xây

dựng (CIRIA) của Anh đã tiến hành dự án nghiên cứu rộng về BTĐL có sử dụng tro

bay với hàm lượng lớn. Các kết quả nghiên cứu được đưa ra thử nghiệm ở trạm xử lý

nước Tamara - Coruwall (1976) và thử nghiệm tại công trình đập Wimbledall (1979).

Ý tưởng về sử dụng BTĐL có hàm lượng lớn tro bay sau này được Cục khai hoang Mỹ

(USBR) sử dụng làm cơ sở cho việc thiết kế đập Upper Stillwater cao 90 m, dài 815

m, khối lượng BTĐL 1.125.000 m3. Đặc điểm của công nghệ BTĐL của Mỹ (thường

gọi là RCC) là thiên về sử dụng BTĐL nghèo XM (hàm lượng CKD dưới 100 kg/m3).

10

Để chống thấm cho đập, thường sử dụng kết cấu tường bê tông thượng lưu bằng bê

tông thường đúc sẵn lắp ghép hoặc đổ tại chỗ bằng cốp pha trượt, kèm theo màng

chống thấm bằng vật liệu hữu cơ.

Năm 1974, các kỹ sư Nhật Bản bắt đầu nghiên cứu sử dụng BTĐL với mục đích rút

ngắn thời gian thi công và hạ giá thành công trình đập bê tông. Công trình đập BTĐL

đầu tiên của Nhật là Shimajigawa, cao 89 m, dài 240 m, khối lượng BTĐL 165.000 m3

trong tổng số 317.000 m3 của bê tông đập. Đến cuối 1992 đã có 30 đập BTĐL được thi

công ở Nhật.

Đến nay Nhật Bản đã hình thành trường phái BTĐL gọi là RCD gồm thiết kế mặt cắt

đập, tính toán thành phần bê tông, công nghệ thi công và khống chế nhiệt độ đập. Đặc

điểm của phương pháp RCD là sử dụng kết cấu “vàng bọc bạc”. Lõi đập là BTĐL, vỏ

đập bao bọc bằng bê tông thường chống thấm cao.

Năm 1980, Trung Quốc bắt đầu nghiên cứu áp dụng công nghệ BTĐL. Mặc dù áp

dụng công nghệ BTĐL tương đối muộn nhưng Trung Quốc là nước có tốc độ phát

triển công nghệ này rất nhanh. Sau khi xây dựng xong đập BTĐL đầu tiên vào năm

1986 (đập Khanh Khẩu), Trung Quốc bước vào cao trào xây dựng đập BTĐL. Hiện

nay đập BTĐL của Trung Quốc nói chung về mặt số lượng, chất lượng, chiều cao, kỹ

thuật đều đứng hàng đầu thế giới. Các chuyên gia Trung Quốc đã xây dựng tương đối

hoàn chỉnh trường phái công nghệ BTĐL của mình tên gọi RCCD. Phương pháp này

gồm thiết kế mặt cắt đập, quy trình thiết kế, chọn vật liệu và thi công, quy trình thử

nghiệm kiểm tra BTĐL tại hiện trường.

Theo thống kê của Hội đập lớn thế giới (ICOLD), tính đến năm 2009, Châu Á có số

lượng đập BTĐL nhiều nhất (52,8%,), tiếp đó là Châu Mỹ (25,6%), xem hình 1.1[50].

Theo tạp chí HydroWord có trên 650 đập BTĐL đã được xây dựng trên toàn thế giới,

Trung Quốc là nước dẫn đầu về số lượng đập BTĐL với 165 đập (2012) trong đó có

40 đập cao trên 100 m, sau đó là Nhật, Mỹ, Braxin và Tây Ban Nha.

11

Hình 1.1. Đập BTĐL được xây dựng trên thế giới tính đến năm 2009 [50]

Cho tới nay, đập BTĐL được xây dựng ở nhiều nước trên thế giới, ở nơi có nhiệt độ

môi trường từ rất thấp cho đến rất cao và cả những vùng có mưa lũ lớn. Trước đây,

đập BTĐL sử dụng BTĐL nghèo CKD được sử dụng tại một số đập cao dưới 60 m ở

Mỹ. Ngày nay, các đập BTĐL được xây dựng trên thế giới chủ yếu sử dụng BTĐL có

lượng CKD trung bình và giàu CKD như các nước Tây Âu, Trung Quốc, Nhật Bản.

1.3.2. Tình hình xây dựng đập BTĐL tại Việt Nam

Từ những năm 1990 Việt Nam đã bắt đầu nghiên cứu ứng dụng BTĐL. Năm 1990

Viện Khoa học Thủy lợi đã nghiên cứu PGK cho BTĐL, ngày 16/10/1995 Bộ Thủy lợi

(cũ) ra quyết định số 1570 QĐ/QLXD phê duyệt nghiên cứu khả thi công trình thủy lợi

Tân Giang (Ninh Thuận) thống nhất phương án công trình đầu mối là đập BTTL. Trên

cơ sở quyết định số 1570 QĐ/QLXD, Công ty cổ phần tư vấn xây dựng thủy lợi Việt

Nam đã tiến hành nghiên cứu thiết kế đập Tân Giang theo hai phương án BTTL truyền

thống và BTĐL. Đây là lần đầu tiên BTĐL được nghiên cứu vào công trình thực tế ở

Việt Nam. Ngày 20/9/1997 Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông thôn ra quyết định số

2425 NN/ĐTXD/QĐ phê duyệt đập đầu mối công trình Tân Giang là đập BTĐL. Do

nhiều lý do, khi thi công, đập Tân Giang được chỉnh thành đập CVC và đã thi công

hoàn thành vào năm 2003. Mặc dù vậy, các kết quả nghiên cứu thiết kế đập BTĐL Tân

Giang đã tích lũy được nhiều kinh nghiệm quý báu về thiết kế đập BTĐL, sử dụng tro

bay và phụ gia.

Công trình đập BTĐL xây dựng đầu tiên của Việt Nam là đập thủy điện Pleikrông tại

tỉnh Kon Tum với chiều cao 71 m được thiết kế bởi công ty cổ phần Tư vấn xây dựng

12

điện 1, công trình khởi công năm 2003, đã hoàn thành vào năm 2009. Tiếp đó hàng

loạt công trình đập thủy điện được xây dựng bằng BTĐL như thủy điện Bản Vẽ, hồ

chứa nước Định Bình, công trình thủy điện Sê San 4, công trình thủy điện A Vương,

thủy điện Sơn La ... Tính đến nay đã có trên 20 đập BTĐL đã và đang được xây dựng

tại Việt Nam (xem bảng 1.1).

Bảng 1.1. Các đập BTĐL đã và đang được xây dựng ở Việt Nam [34]

TT Tên công trình Chiều cao (m) Địa điểm XD Ghi chú

1 Plêikrông 71 Kon Tum Đã XD

2 Định Bình 54 Bình Định Đã XD

3 A Vương 70 Quảng Nam Đã XD

4 Sê San 4 80 Gia Lai Đã XD

5 Bình Điền 75 Thừa Thiên Huế Đã XD

6 Cổ Bi 70 Thừa Thiên Huế Đã XD

7 Đồng Nai 3 110 Đắc Nông Đã XD

8 Đồng Nai 4 129 Đắc Nông Đã XD

9 ĐaKrinh 100 Quảng Ngãi Đã XD

10 Nước Trong 70 Quảng Ngãi Đã XD

11 Sơn La 138 Sơn La Đã XD

12 Bản Chát 70 Lai Châu Đã XD

13 Bản Vẽ 138 Nghệ An Đã XD

14 Sông Bung 2 95 Quảng Nam Đã XD

15 Sông Tranh 2 100 Quảng Nam Đã XD

16 Sông Côn 2 50 Quảng Nam Đã XD

17 Bản Uôn 85 Thanh Hóa Đã XD

18 Huội Quảng 104 Sơn La Đã XD

19 Lai Châu 137 Lai Châu Đã XD

20 Trung Sơn 84 Thanh Hóa Đang XD

21 Tân Mỹ 58 Ninh Thuận Sắp XD

13

1.4. Tình hình nghiên cứu nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTĐL

1.4.1. Tình hình nghiên cứu nhiệt và ứng suất nhiệt BTĐL trên thế giới

Nhận thức rõ được tầm quan trọng của nhiệt và ứng suất do nhiệt đối với đập BTĐL

nên từ những năm 80 của thế kỷ 20 đã có nhiều tác giả trên thế giới nghiên cứu về vấn

đề này. Điển hình có nghiên cứu của Barret và Tatro (1992) [45][58] đã đề xuất

phương pháp phân tích nhiệt và ứng suất cho đập BTĐL. Các tác giả đã mô tả kỹ thuật

phân tích dựa trên phần tử hữu hạn để đánh giá các tác động của nhiệt độ, từ biến và

co ngót trong thi công đập BTĐL. Về sau này các nghiên cứu chủ yếu là kiểm soát

nhiệt độ và ứng suất nhiệt đập BTĐL hoặc ứng dụng cho một công trình cụ thể

[51][52][54][56][61][63][65][66].

1.4.2. Tình hình nghiên cứu nhiệt và ứng suất nhiệt BTĐL tại Việt Nam

Công tác nghiên cứu về BTĐL tại Việt Nam trong thời gian qua đã có những tiến bộ

nhất định đặc biệt trong các vấn đề như nghiên cứu thiết kế chế tạo cấp phối BTĐL,

nghiên cứu sử dụng PGK tro bay nhiệt điện và Puzơlan thiên nhiên, nghiên cứu chống

thấm cho BTĐL, nghiên cứu công nghệ thi công,v.v... Vấn đề nhiệt và ứng suất nhiệt

trong quá trình thi công BTĐL cũng đã có nhiều tác giả trong nước nghiên cứu, điển

hình như nghiên cứu của tác giả Nguyễn Như Quý và cộng sự [27] về nhiệt độ cách

nhiệt trong BTĐL. Với cấp phối bê tông đối chứng không sử dụng tro bay có ΔT =

24,9°C, trong đó cấp phối sử dụng 65 kg XM + 100 kg (120 kg) tro bay có ΔT = 8,l°C,

cấp phối bê tông sử dụng 85 kg XM + 100 kg (120 kg) tro bay có ΔT = 12,7°C. Khi sử

dụng tro bay cho phép giảm nhiệt độ cách nhiệt của BTĐL nói riêng và BTKL nói

chung một cách có hiệu quả; Nguyễn Tiến Đích [13] đã đề cập đến công tác bê tông

trong điều kiện khí hậu nóng ẩm Việt Nam và đưa ra khuyến cáo về nhiệt cho BTKL;

Đỗ Hồng Hải [15] nghiên cứu sử dụng Puzơlan Long Phước tỉnh Bà Rịa - Vũng Tàu

để chế tạo BTKL đập Lòng Sông. Trong nghiên cứu đã sử dụng Puzơlan Long Phước

và tro bay đến 35% khối lượng CKD. Kết quả đo nhiệt độ bê tông trong khối đổ sử

dụng Puzơlan và tro bay được nêu trong bảng 1.2. Kết quả nghiên cứu cho thấy có thể

thay thế tro bay bằng Puzơlan thiên nhiên nghiền mịn trộn ở tỷ lệ 35,4 ~ 40% để sản

xuất XM ít tỏa nhiệt dùng cho đập bê tông trọng lực, phù hợp với tiêu chuẩn TCVN

6069:2007.

14

Bảng 1.2. Nhiệt độ bê tông tại các khối đổ sử dụng Puzơlan

Khoảnh đổ Nhiệt độ, oC sau đổ

2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

35% Puzơlan

Long Phước 43 50,5 48 47 46 44 42 40 39 38,5 37,5 37

35% tro bay

Phả Lại 45 50 47 46 45 43 41 39 38,5 38 37 36,5

Các nghiên cứu của tác giả Lê Quang Hùng và Nguyễn Quang Hiệp [17][19] về sử

dụng tro bay làm PGK cho chế tạo BTĐL cho đập và mặt đường. Đối với BTĐL làm

đường có cường độ kháng nén từ 30~50 MPa ở tuổi 28 ngày thì tỷ lệ tro bay nên sử

dụng từ 10~20% so với khối lượng CKD. Với BTĐL làm đập có cường độ kháng nén

từ 15~25 MPa ở tuổi 90-180 ngày thì tỷ lệ tro bay nên sử dụng từ 30~50% so với khối

lượng CKD; Khi sử dụng tro bay nhiệt độ bê tông giảm đáng kể (từ ΔT = 25°C xuống

còn ΔT = 17°C). Như vậy khi sử dụng tro bay từ 30~50% cho phép tăng tốc độ thi

công mà vẫn khống chế được nhiệt độ khối đổ trong phạm vi cho phép.

Trong quá trình nghiên cứu thiết kế đập BTĐL Sơn La [7], TVTK chỉ quan tâm đến

vấn đề nhiệt và khống chế nhiệt trong quá trình thi công. Nghiên cứu của tác giả

Nguyễn Quang Hùng [20] phục vụ cho tìm nguyên nhân nứt đập Sơn La cũng mới chỉ

xét đến tải trọng do chất tải.

Lê Anh Vân, Nguyễn Văn Mạo [24][39] đã nghiên cứu phát triển nhiệt độ, đề xuất một

số giải pháp khống chế nhiệt cho RCCD và thực tiễn ứng dụng ở đập Pleikrông. Các

giải pháp được đưa ra chủ yếu về phân khe trong quá trình thi công. Nghiên cứu của

Đinh Hữu Dụng, Nguyễn Văn Mạo [12] đã phân tích ảnh hưởng của nhiệt độ và các tải

trọng trong quá trình lên đập đến trường ứng suất của đập BTĐL trong quá trình thi

công. Trong đó xét đến tính chất của vật liệu bê tông thay đổi theo thời gian thi công,

các tác động chính được xét đến là tác động đồng thời cả nhiệt và tải trọng sinh ra

trong quá trình thi công đập. Tuy nhiên mới chỉ dừng lại ở bài toán cụ thể cho đập

BTĐL Sơn La. Tác giả Đỗ Văn Lượng [23] đã nghiên cứu về sự phát triển nhiệt độ và

ứng suất nhiệt để ứng dụng vào công nghệ thi công đập bê tông trọng lực ở Việt Nam.

Kết quả nghiên cứu góp phần không nhỏ cho việc khống chế ứng suất nhiệt đập BTKL

15

sử dụng CVC, tuy nhiên ứng dụng cho BTĐL sẽ có những khác biệt đáng kể do quá

trình nhiệt thủy hóa BTĐL chậm và nhiệt độ lớn nhất giảm hơn so với CVC.

Trong nghiên cứu sản xuất BTĐL đã có nhiều nghiên cứu nhằm khống chế nhiệt và

ứng suất nhiệt trong BTĐL theo hướng tối ưu hóa cấp phối sử dụng và thực hiện các

biện pháp nhằm giảm nhiệt trong quá trình thi công và dưỡng hộ BTĐL. Cụ thể:

Nguyễn Trí Trinh: "Nghiên cứu tính toán khống chế nhiệt đập BTĐL Định Bình, tỉnh

Bình Định", đề tài sản xuất thực tế HEC1 2006 [37]; "Nghiên cứu tính toán khống chế

nhiệt đập bê tông Phước Hòa, tỉnh Bình Phước", đề tài sản xuất thực tế Viện KHTL,

2008 [38];

Võ Văn Lung, Đặng Quốc Đại, "Nghiên cứu tính toán khống chế nhiệt đập BTĐL

Nước Trong, tỉnh Quảng Ngãi", đề tài sản xuất thực tế HEC-1, 2010 [22];

Công ty TVXD Điện 1: "Nghiên cứu tính toán khống chế nhiệt đập BTĐL Sơn La, tỉnh

Sơn La" [8]; "Nghiên cứu tính toán khống chế nhiệt đập BTĐL Bản Chát, đập BTĐL

Lai Châu, tỉnh Lai Châu" [9] [10];

Công ty TVXD Điện 2, "Nghiên cứu tính toán khống chế nhiệt đập BTĐL Đồng Nai 3,

tỉnh Đắk Nông" [11].

Một nghiên cứu gần đây của tác giả Lê Quốc Toàn [35] nghiên cứu ảnh hưởng của một

số chỉ tiêu cơ lý BTĐL đến tiến độ thi công đập bê tông trọng lực ở Việt Nam. Tác giả

đã xây dựng được modul số liệu đầu vào trong phần mềm ANSYS tính toán nhiệt

trong BTĐL khối lớn để khẳng định các chỉ tiêu cơ lý theo thời gian ảnh hưởng đến

tốc độ thi công đập, kiểm định tốc độ thi công hợp lý cho đập BTĐL Đồng Nai 4. Tác

giả đã tính toán xác định kịch bản thi công hợp lý với các đập có điều kiện tương tự,

cụ thể là: nhiệt độ ban đầu của hỗn hợp vữa BTĐL (21oC, 23oC và 25oC), chiều dày

lớp đổ sau đầm lèn (0,30m), tốc độ đổ BTĐL (số lớp đổ trong 1 đợt đổ: 3, 4 và 5 lớp)

và thời gian nghỉ giãn cách giữa các đợt đổ BTĐL (2, 4 hoặc 5 ngày tùy theo mùa của

năm) phù hợp với diễn biến của các chỉ tiêu cơ lý của BTĐL. Đề xuất nhiệt độ hỗn

hợp BTĐL khống chế trước khi đổ là 23oC, 1 lớp đổ sau đầm dày 0,3m và đổ 3 lớp

liên tục v.v… có nhiều ưu điểm bởi kết quả tính toán cho thấy ứng với các điều kiện

16

của kịch bản thì nhiệt và ứng suất nhiệt phát sinh trong khối BTĐL vẫn nằm trong mức

cho phép. Tuy nhiên kết quả nghiên cứu mới chỉ dừng ở mức kiến nghị chung cho tất

cả các loại đập BTĐL, chưa xét đến yếu tố điều kiện tự nhiên, điều kiện vật liệu của

mỗi một vùng đặc thù ở Việt Nam.

1.5. Vấn đề nứt do nhiệt đối với đập BTĐL

Mặc dù đã có nhiều nghiên cứu về BTĐL nhưng trong quá trình xây dựng đập BTĐL

tại Việt Nam vẫn tồn tại nhiều vấn đề ảnh hưởng đến tuổi thọ của đập điển hình là vấn

đề nứt BTĐL trong quá trình xây dựng. Theo các tài liệu đã công bố các vết nứt xuất

hiện trên đập BTĐL tại Việt Nam chủ yếu có [1][25]:

Nứt bề mặt

Phần lớn vết nứt phát sinh trong đập BTĐL là nứt bề mặt, chủ yếu là do ứng suất kéo

phát sinh do chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài bề mặt và bảo dưỡng không kịp thời.

Nứt song song mặt đập

Phát sinh chủ yếu tại vị trí tiếp giáp giữa các lớp đặc biệt là gần thượng hạ lưu mặt bóc

lộ mùa đông và mặt nghỉ thi công thông thường, nghiêm trọng có thể xuất hiện vết nứt

xuyên thượng hạ lưu, trong vùng khí hậu lạnh khó ngăn ngừa loại vết nứt này. Vết nứt

này chủ yếu là do ứng suất chênh lệch nhiệt gây ra và có liên quan đến chiều dài khối

đập, đập càng dài ứng suất càng lớn, do khối đập BTĐL khá dài, ứng suất nhiệt phát

sinh do chênh lệch nhiệt độ thượng hạ lưu vượt quá cường độ kháng kéo của BTĐL.

Nứt xuyên

Vết nứt này thông thường ở vị trí tiếp xúc giữa bê tông và nền đá, hướng lên kéo dài

vào trong thân đập và mang tính chất kết cấu. Vết nứt có khả năng bắt đầu với mùa

lạnh đầu tiên, cũng có thể phát sinh do bề mặt bê tông được phơi ra trong môi trường

biên độ nhiệt giảm nhanh so với nhiệt độ ngày và phát triển không ngừng dưới tác

dụng của ứng suất nhiệt và tải trọng.

Nứt hành lang

Thường xuất hiện ở gần hành lang, hướng vuông góc với bề mặt. Nguyên nhân chủ

yếu là mép trong hành lang tiếp xúc với nước hoặc không khí, nhiệt độ nước mùa lạnh

17

hoặc nhiệt độ không khí thấp hơn nhiều nhiệt độ ổn định trong đập, ở phạm vi gần

hành lang xuất hiện chênh lệch nhiệt độ lớn, hiện tượng này gọi là quá lạnh. Trong

thời kỳ thi công, bề mặt hành lang bị phơi dễ xuất hiện nứt bề mặt, phạm vi kiềm chế

cường độ của nền đập trọng lực thi công lên đều khá lớn, ứng suất kiềm chế cũng khá

lớn làm cho vết nứt phát triển hướng vào trong thân đập.

Theo tổng kết hầu hết các loại vết nứt trên đều có liên quan đến nhiệt độ cả trong và

ngoài khối đập.

1.6. Vấn đề cần nghiên cứu đặt ra đối với luận án

Như trên đã trình bày trong quá trình xây dựng đập BTĐL đã xảy ra một số hiện tượng

nứt đập mà theo đánh giá sơ bộ chủ yếu đến từ nguyên nhân phát sinh nhiệt trong quá

trình thi công BTĐL dẫn đến nứt đập do ứng suất nhiệt. Trong điều kiện thời tiết nước

ta biên độ dao động nhiệt độ giữa mùa đông và mùa hè là rất lớn, chênh lệch nhiệt độ

giữa ban ngày và ban đêm lớn, khí hậu khô hanh, ít mưa. Hiện tượng co khô, co ngót

nhiệt độ, do thi công, do chất lượng vật liệu xây dựng… đều có thể sẽ gây ra nứt bê

tông làm ảnh hưởng đến chất lượng bê tông BTĐL và đặc biệt là ảnh hưởng đến độ

bền và tuổi thọ công trình. Vì vậy, “Nghiên cứu giải pháp giảm ứng suất nhiệt của

bê tông đầm lăn trong xây dựng công trình thủy lợi thủy điện tại Việt Nam” là

thực sự cần thiết.

1.7. Kết luận chương 1

Tính ưu việt của công nghệ BTĐL đã được chứng minh qua thực tiễn hơn 20 năm xây

dựng và phát triển đập BTĐL ở Việt Nam. Tuy nhiên trong quá trình xây dựng đã xảy

ra một số hiện tượng nứt đập BTĐL mà nguyên nhân chủ yếu xuất phát từ yếu tố phát

sinh nhiệt trong quá trình thủy hóa vật liệu CKD. Do tính chất đặc thù về vật liệu và

công nghệ thi công của BTĐL nên cơ chế hình thành nhiệt và ứng suất nhiệt có những

đặc thù riêng. Sự phát triển nhiệt của BTĐL bị ảnh hưởng rất lớn bởi môi trường và

nguồn cung cấp vật liệu XM và PGK. Vì vậy khó có một yêu cầu chung cho tất cả các

đập BTĐL ở Việt Nam mà cần thiết phải nghiên cứu giảm ứng suất nhiệt BTĐL phù

hợp với đặc thù của từng khu vực trên lãnh thổ Việt Nam.

18

CHƯƠNG 2. NHIỆT VÀ KHỐNG CHẾ ỨNG SUẤT NHIỆT TRONG ĐẬP BÊ TÔNG ĐẦM LĂN

2.1. Đặt vấn đề

Một đặc tính quan trọng của BTKL là trạng thái nhiệt dẫn tới ứng suất nhiệt. Do bê

tông có tính dẫn nhiệt kém, nên nhiệt độ trong BTKL nếu không được phân tán một

cách nhanh chóng sẽ tăng lên rất cao. Sự tăng hay giảm của nhiệt độ trong khối bê

tông sẽ dẫn tới sự thay đổi thể tích và phát sinh ứng suất nhiệt. Khi ứng suất nhiệt lớn

hơn khả năng chịu kéo cho phép của bê tông thì kết cấu sẽ bị nứt. Chính vì vậy khi

thiết kế và thi công các công trình khối lớn nói chung, đập bê tông trọng lực nói riêng

cần phải đặc biệt lưu ý đến sự phát sinh ứng suất nhiệt; cần áp dụng các biện pháp

công nghệ hợp lý để ngăn ngừa nứt do nhiệt, nhằm đảm bảo tính chỉnh thể, tính thẩm

mỹ, khả năng chống thấm và tuổi thọ của công trình. Trong Chương này sẽ trình bày

cơ sở khoa học của vấn đề nhiệt, nứt do nhiệt và khống chế nhiệt đập BTĐL để làm

tiền đề cho nghiên cứu giảm ứng suất nhiệt phù hợp với điều kiện Việt Nam.

2.2. Nguồn phát sinh nhiệt trong BTĐL

Phát sinh nhiệt trong BTĐL là do nhiệt thủy hóa của XM và phụ thuộc vào thành phần

khoáng và hàm lượng của nó có trong XM:

Q = aC3S(%) + bC2S(%) + cC3A(%) + dC4AF(%) (J/g) (2.1)

Các hệ số a, b, c, d là nhiệt thủy hóa của khoáng vật XM có thể lấy theo tổng kết ở

bảng 2.1, còn tỷ lệ thành phần khoáng có trong XM thông thường được cho ở bảng 2.2

[59].

Từ bảng 2.1 và bảng 2.2 cho thấy lượng nhiệt thủy hóa của XM là do các thành phần

khoáng chủ yếu của XM là C3A, C3S tiếp theo là C4AF và C2S. XM nhiều thành phần

C3A và C3S sẽ có nhiệt thủy hóa lớn, tốc độ phát nhiệt cũng nhanh. Trong tiêu chuẩn

XM Poóc lăng nhiệt của Hội thí nghiệm vật liệu Hoa Kỳ (ASTM) quy định tổng thành

phần khoáng C3A + C3S nhỏ hơn 58% có thể không yêu cầu thí nghiệm nhiệt thủy hóa

[44]. Vì vậy có thể nói thông qua điều chỉnh thành phần khoáng của vật liệu XM có

19

thể giảm nhiệt thủy hóa của vật liệu XM từ đó giảm được ứng suất nhiệt phát sinh

trong quá trình thủy hóa vật liệu BTĐL.

Bảng 2. 1. Nhiệt thủy hóa của các thành phần khoáng có trong XM (J/g)

Nghiên cứu của tác giả a (C3S) b (C2S) c (C3A) d (C4AF)

Woods [64] 569 260 837 126

McCarthy [53] 502 260 867 419

Verbeck [62] 490 222 1365 465

Giá trị trung bình 520 247 1023 337

Bảng 2. 2. Tỉ lệ thành phần khoáng có trong XM thông thường (%)

C3S C2S C3A C4AF

48 ~ 67 10 ~ 31 2 ~ 11 0 ~ 14

2.3. Vấn đề trao đổi nhiệt đối với BTĐL

2.3.1. Trao đổi nhiệt bằng dẫn nhiệt

Trao đổi nhiệt bằng dẫn nhiệt là quá trình trao đổi nhiệt giữa các phần của một vật hay

giữa các vật có nhiệt độ khác nhau khi chúng tiếp xúc với nhau. Hình thức trao đổi

nhiệt diễn ra trong khối bê tông là từ phần này sang phần khác, diễn ra ở nơi tiếp xúc

giữa bê tông với nền, giữa bê tông với ván khuôn và giữa bê tông với không khí hoặc

nước.

Phương trình vi phân dẫn nhiệt được thiết lập trên cơ sở định luật bảo toàn năng lượng

và định luật Fourier với các giả thiết là vật liệu đồng chất, đẳng hướng; các đại lượng

vật lý không đổi; vật xem là hoàn toàn cứng, nghĩa là sự thay đổi thể tích do nhiệt độ

gây nên rất nhỏ và các phần vĩ mô của vật không có sự chuyển động tương đối.

Phương trình vi phân dẫn nhiệt viết dưới dạng tổng quát là:

2 2 2v

2 2 2

qT T T T

t C. x y z

(2.2)

trong đó:

T: nhiệt độ của 1 điểm bất kỳ ở thời điểm t (oC); t: thời gian (h);

20

: hệ số dẫn nhiệt của vật liệu, với bê tông = (1,1 ÷ 2,3) kcal/m.h.oC;

C: nhiệt dung riêng của vật liệu, với bê tông C = (0,22 ÷ 0,27) kcal/kg.oC;

: khối lượng riêng của vật liệu (kg/m³);

x,y,z : tọa độ điểm đang xét;

qv: công suất sinh nhiệt (kcal/m3.h).

Phương trình (2.2) có thể viết thành:

2 vqTa. T

t

(2.3)

trong đó: aC.

, là hệ số khuếch tán nhiệt, đặc trưng cho tốc độ biến thiên nhiệt độ

của vật thể:

2 2 22

2 2 2

T T TT

x y z

- Toán tử Laplace của hàm T

Phương trình (2.2) là phương trình vi phân dẫn nhiệt tổng quát, nhiệt độ có quan hệ

với không gian và thời gian. Giải phương trình vi phân này, ta được nghiệm tổng quát

dưới dạng T = f(x,y,z,t), kết hợp với các điều kiện ban đầu và điều kiện biên xác định

được nghiệm cụ thể của từng bài toán.

Điều kiện ban đầu là quy luật phân bố nhiệt độ trong vật thể tại thời điểm ban đầu,

dùng biểu thức dưới đây:

Khi t = 0: T = f(x,y,z) (2.4)

Điều kiện biên là quy luật tác dụng tương hỗ giữa bề mặt vật thể với môi trường xung

quanh, có thể dùng hai phương thức dưới đây:

(1) Điều kiện biên loại 1: nhiệt độ bề mặt vật thể là hàm số đã biết của thời gian, hay

(ở trên biên B)

21

T = TB(t) (2.5)

(2) Điều kiện biên loại 2: khi bề mặt vật thể tiếp xúc với nước (không khí), thông qua

mật độ dòng nhiệt của bề mặt vật thể với chênh lệch nhiệt độ bề mặt vật thể và nhiệt

độ nước, hay (ở trên bên C)

x y z C

T T Tl l l (T T )

x y z

(2.6)

trong đó

- hệ số bức xạ bề mặt (kJ/m.h.oC);

lx, ly, lz – pháp tuyến ngoài bề mặt biên.

Khi , từ công thức trên T – TC = 0, hay T = TC, lúc này trở thành biên loại 1.

2.3.2. Trao đổi nhiệt đối lưu

Trao đổi nhiệt đối lưu là quá trình trao đổi nhiệt được thực hiện nhờ sự chuyển động

của chất lỏng hay chất khí giữa các vùng có nhiệt độ khác nhau. Trao đổi nhiệt đối lưu

luôn kèm theo hiện tượng dẫn nhiệt, vì trong nội bộ chất lỏng hoặc chất khí không thể

tránh khỏi có những phần tử có nhiệt độ khác nhau tiếp xúc với nhau.

Trao đổi nhiệt đối lưu giữa bề mặt vật rắn với chất lỏng hoặc chất khí chuyển động gọi

là tỏa nhiệt đối lưu. Trong công trình thủy lợi, trao đổi nhiệt đối lưu là sự tỏa nhiệt từ

bề mặt công trình với không khí hoặc từ bề mặt công trình với môi trường nước. Trong

trường hợp bề mặt bê tông có ván khuôn thì sự tỏa nhiệt sẽ diễn ra trên bề mặt ván

khuôn với môi trường.

Theo định luật Fourier thì quan hệ giữa nhiệt lượng Q truyền qua bề mặt đẳng nhiệt F

trong một đơn vị thời gian có thể xác định theo biểu thức:

F

Q . gradT.dF (2.7)

Để thuận tiện trong tính toán thường dùng công thức ở dạng:

dQ = .(Tw – Tf).dF (2.8)

22

hay Q = .F.(Tw – Tf) (kcal/h) (2.9)

trong đó:

: hệ số toả nhiệt (kcal/m².h.oC);

F : diện tích bề mặt trao đổi nhiệt (m²);

Tw: nhiệt độ bề mặt vách (oC);

Tf : nhiệt độ trung bình của chất lỏng (oC).

Trao đổi nhiệt đối lưu là một quá trình phức tạp, phụ thuộc vào nhiều yếu tố như hình

dạng, kích thước bề mặt trao đổi nhiệt, nhiệt độ bề mặt vật, nhiệt độ nước, nhiệt độ

không khí, vận tốc của nước và không khí, , C, của vật rắn,v.v...

2.3.3. Trao đổi nhiệt bức xạ

Trao đổi nhiệt bức xạ là quá trình trao đổi nhiệt được thực hiện bằng sóng điện từ. Quá

trình trao đổi nhiệt bằng bức xạ liên quan đến hai lần chuyển hóa năng lượng: nhiệt

năng biến thành năng lượng bức xạ và năng lượng bức xạ biến thành nhiệt năng. Khác

với trao đổi nhiệt bằng dẫn nhiệt và trao đổi nhiệt bằng đối lưu, cường độ trao đổi

nhiệt bức xạ không chỉ phụ thuộc vào độ chênh nhiệt độ, mà còn phụ thuộc vào giá trị

tuyệt đối nhiệt độ của vật thể. Trao đổi bằng nhiệt bức xạ giữa các vật còn có thể diễn

ra trong chân không.

Ánh sáng mặt trời ảnh hưởng đến nhiệt độ môi trường, nó làm thay đổi nhiệt độ bề mặt

công trình. Sự tăng thêm biên độ dao động nhiệt ở bề mặt công trình do ánh sáng mặt

trời woT có thể tính bằng công thức:

w oo

w

QT

(2.10)

trong đó:

Qo - năng lượng lớn nhất của ánh sáng (kcal/m².h);

w - hệ số truyền nhiệt đến bề mặt (kcal/m².h.oC).

23

2.4. Cơ chế nứt do nhiệt trong bê tông khối lớn

Trong quá trình thủy hóa XM làm thay đổi nhiệt độ của khối bê tông sẽ dẫn đến sự

biến đổi hình dạng của khối. Nếu biến đổi hình dạng bị kiềm chế sẽ sinh ra ứng suất,

gọi là ứng suất nhiệt. Nếu ứng suất nhiệt là ứng suất kéo, thường gây nứt bê tông vì bê

tông chịu kéo rất kém. Trong đập BTĐL thường tồn tại hai loại vết nứt do nhiệt đó là

nứt bề mặt và nứt xuyên từ nền.

2.4.1. Nứt bề mặt

Trong quá trình bê tông đông cứng, do XM thuỷ hoá làm nhiệt độ của khối bê tông

tăng cao, mặt ngoài của khối bê tông tỏa nhiệt nhanh, bên trong tỏa nhiệt chậm, sinh

chênh lệch nhiệt độ giữa các vùng dẫn đến thể tích các vùng biến đổi khác nhau, kiềm

chế lẫn nhau. Nhất là trường hợp bê tông mới đổ xong, nhiệt độ bên ngoài đột ngột hạ

thấp làm cho mặt ngoài của khối bê tông co lại, trong lòng khối bê tông nở ra, dẫn đến

chênh lệch biến dạng trong và ngoài khối lớn. Kết quả là trong lòng khối bê tông sinh

ứng suất nén, bề mặt sinh ứng suất kéo. Ứng suất nhiệt lớn hay nhỏ là tùy thuộc vào sự

chênh lệch nhiệt độ, biểu thị trên hình 2.1.

Khi ứng suất kéo xuất hiện ở mặt ngoài vượt quá trị số cho phép sẽ xảy ra nứt. Đó là

nứt bề mặt. Nứt mặt thường không sâu và có khả năng “khép lại” khi nhiệt độ trong

khối bê tông giảm dần.

(a) Phân bố nhiệt độ (b) Phân bố ứng suất

1-Ứng suất kéo; 2-Ứng suất nén

Hình 2.1. Ứng suất nhiệt tại bề mặt khối bê tông

24

2.4.2. Nứt xuyên

Nứt xuyên xảy ra tại bề mặt tiếp xúc giữa khối bê tông mới đổ với nền đá hoặc với

khối bê tông cũ, do ứng suất kiềm chế của nền đá hoặc khối bê tông cũ với khối bê

tông mới đổ.

Ứng suất kiềm chế sinh ra do khối bê tông mới đổ và nền đá hoặc khối bê tông đã đổ

cũ có sự chênh lệch về nhiệt độ hoặc chênh lệch về biến dạng do sự thay đổi nhiệt độ.

Ở giai đoạn bê tông phát nhiệt, thể tích bê tông nở ra, ứng suất kiềm chế là ứng suất

nén; ở giai đoạn hạ nhiệt, thể tích bê tông co lại, ứng suất kiềm chế là ứng suất kéo.

Khi ứng suất kéo vượt quá khả năng chịu kéo cho phép của bê tông sẽ phát sinh nứt,

loại nứt này được gọi là nứt do sự kiềm chế của nền, hình 2.2.

Loại nứt này bắt đầu từ mặt tiếp xúc với nền phát triển lên, nghiêm trọng có thể nứt

suốt khối bê tông, phá vỡ sự chỉnh thể, do vậy thường gọi là nứt xuyên. Vì vết nứt có

thể tới 1÷3 m, nên còn được gọi là nứt sâu. Vết nứt thường vuông góc với mặt nền,

gây nguy hại cho đập.

(a) Biến dạng do nền kiềm chế; (b) Phân bố ứng suất nhiệt khi bị nền kiềm chế:

1: ứng suất nén, 2: ứng suất kéo, xy: ứng suất tiếp; (c) Vết nứt do nền kiềm chế

Hình 2.2. Biến dạng do nhiệt độ & ứng suất do nền kiềm chế của khối bê tông

2.5. Yêu cầu khống chế nhiệt cho đập BTĐL

Phần lớn các vết nứt phát sinh trong đập BTĐL đều có liên quan đến nhiệt độ hay nói

cách khác ứng suất phát sinh do chênh lệch nhiệt độ vượt quá cường độ chịu kéo của

BTĐL gây ra nứt. Để khống chế nứt do nhiệt chủ yếu là khống chế nhiệt độ phát sinh

trong thân đập thích hợp để đảm bảo điều kiện chênh lệch nhiệt độ tại đáy đập, chênh

lệch nhiệt độ lớp trên và dưới, chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài ở trong phạm vi cho

(a) (b) (c)

25

phép. Theo các nghiên cứu trước đây và trong các tài liệu kỹ thuật về đập BTĐL đều

đưa ra các yêu cầu chung về khống chế các điều kiện này [30][60].

2.5.1. Chênh lệch nhiệt độ tại đáy đập

Chênh lệch nhiệt độ tại đáy đập là sự chênh lệch giữa nhiệt độ cao nhất với nhiệt độ ổn

định tại vị trí đáy khối đập (trong phạm vi độ cao bằng 0,2 lần bề rộng đáy đập):

T = Tp + Tr - Tf (2.11)

trong đó:

T - chênh lệch nhiệt độ tại đáy đập;

Tp - Nhiệt độ đổ bê tông;

Tr - Tăng nhiệt thủy hóa của bê tông;

Tf - Nhiệt độ ổn định của khối đập.

Do đập BTĐL không bố trí khe dọc trục đập, bề rộng đáy đập lớn, phạm vi ràng buộc

nền lớn, chênh lệch nhiệt độ của trường nhiệt độ ổn định trong khối đập cũng lớn, vì

vậy bất kể chênh lệch nhiệt theo phương ngang hay phương đứng đều là phân bố

không đều. Quy phạm SL314-2004 của Trung Quốc [30] quy định khi giá trị kéo dãn

cực hạn của bê tông nền ở 28 ngày tuổi lớn hơn 0,85×10-6, chất lượng thi công tốt, mô

đun đàn hồi của bê tông và nền xấp xỉ nhau, khối đổ lên đều liên tục với thời gian nghỉ

ngắn, chênh lệch nhiệt độ cho phép được quy định ở bảng 2.3.

Bảng 2. 3. Chênh lệch nhiệt độ cho phép (oC)

Độ rộng khối đổ L

Độ cao từ nền h

Dưới 16

m 17~20 m 21~30 m 31~40 m

Đổ toàn

mặt

(0~0,2)L 26~25 24~22 22~19 19~16 16~14

(0,2~0,4)L 28~27 26~25 25~22 22~19 19~17

26

2.5.2. Chênh lệch nhiệt độ lớp trên và dưới

Chênh lệch nhiệt độ lớp trên và dưới là chỉ ở trong khoảng thời gian bê tông mới đổ

nghỉ trên khối bê tông cũ, hạn chế chênh lệch nhiệt độ giữa bê tông cũ và mới. Mục

đích là ngăn ngừa nhiệt độ bê tông mới đổ ở trên quá cao, khi nhiệt giảm chịu sự ràng

buộc của bê tông cũ sẽ gây ra nứt. Nguyên nhân là:

Tác dụng thủy hóa của bê tông cũ trong thời gian nghỉ bị kiềm chế, nhiệt độ bên trong

chịu ảnh hưởng trực tiếp của nhiệt độ không khí làm tính chu kỳ thay đổi, tiệm cận

thậm chí thấp hơn nhiệt độ không khí bình quân năm.

Tuổi bê công cũ dài, mô đun đàn hồi cao, thậm chí lớn hơn nền đá, đối với bê tông

mới bị ràng buộc khi nhiệt giảm.

Quy phạm SL319-2005 của Trung Quốc [31] quy định “chênh lệch nhiệt độ lớp trên

và dưới trong phạm vi khoảng L/4 tính từ mặt bê tông cũ khi tuổi bê tông qua 20 ngày,

chênh lệch giữa nhiệt độ bình quân cao nhất lớp trên bê tông cũ với nhiệt độ bình

quân thực tế lớp dưới khi bắt đầu đổ bê tông mới. Khi chiều cao lớp đổ bê tông lớp

trên lên đều giãn cách ngắn, chênh lệch nhiệt độ cho phép lớp trên và dưới là

15~20oC, khi mặt bên khối đổ lộ ra trong thời gian dài nên dùng giá trị nhỏ hơn”. Quy

phạm này đã xây dựng một tiêu chuẩn chênh lệch nhiệt độ lớp trên và dưới, trong thực

tế chênh lệch lớp trên dưới thường chuyển đổi là khống chế nhiệt độ cao nhất của bê

tông mới đổ.

Do ngày tuổi của bê tông cũ dài, về cơ bản nhiệt độ bên trong thay đổi theo nhiệt độ

không khí, vì vậy đối với khối bê tông cũ có bề rộng bình thường, nhiệt độ bình quân

trong khoảng 0 ~ L/4 độ sâu bê tông cũ khi bắt đầu đổ bê tông mới có thể tính toán

theo công thức dưới đây:

L

4 x2a

m b

0

0

T T e sin t x dx2a

TL

4

(2.12)

m bT T

27

L

4 x2a

0

e sin t x dx2a

L

4

trong đó:

T0 - nhiệt độ bình quân trong khoảng 0 ~ L/4 độ sâu bê tông cũ khi bắt đầu đổ bê

tông mới;

Tm – nhiệt độ không khí bình quân năm;

Tb – biên độ nhiệt độ không khí năm;

- hệ số biên độ nhiệt độ nhiệt độ không khí năm;

a – hệ số dẫn nhiệt bê tông cũ;

- tần suất thay đổi nhiệt độ không khí;

t – thời gian thay đổi nhiệt độ không khí;

x – biến tích phân của phương độ cao bê tông;

L – độ rộng của khối đổ bê tông.

Đối với khối cụ thể, thay đổi nhiệt độ không khí năm [Tm + Tbsin(t)] và kích thước

bê tông cũ là đã biết, thay vào công thức (2.12) thu được giá trị và nhiệt độ bình

quân T0 giữa 0 ~ L/4 độ sâu trong bê tông cũ khi bắt đầu đổ bê tông mới, căn cứ vào

quy phạm đưa ra yêu cầu khống chế nhiệt độ bình quân cao nhất (trong khoảng L/4)

của bê tông mới đổ lớp trên thỏa mãn yêu cầu chênh lệch nhiệt độ lớp trên và dưới:

o

M m bT 15 ~ 20 C T T (2.13)

trong đó:

TM – nhiệt độ bình quân cao nhất của bê tông mới đổ.

28

2.5.3. Chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài

2.5.3.1. Ảnh hưởng của chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài

Như đã biết ứng suất nhiệt là do sự thay đổi của trường nhiệt độ gây nên, sau khi đổ

một khối bê tông đập, do ảnh hưởng của thay đổi nhiệt thủy hóa và nhiệt độ không khí

bên ngoài, nhiệt độ bên trong liên tục thay đổi tương đối với nhiệt độ ban đầu, thay đổi

của trường nhiệt độ có thể phân thành hai phần giảm nhiệt bình quân và phi tuyến, có

thể xem xét lần lượt hai thành phần này dựa vào nguyên lý chất tải. Nhưng đối với vị

trí không tồn tại ràng buộc bên ngoài, giảm nhiệt bình quân không thể phát sinh ứng

suất nhiệt hoặc có thể bỏ qua không tính.

Đối với phần giảm nhiệt phi tuyến, trong khối đập sẽ sinh ra ứng suất vì vậy cần phải

thêm phân tích và hạn chế. Độ lớn của ứng suất có liên quan đến biên độ giảm nhiệt

phi tuyến và gradient, hai vấn đề này đều có thể biểu thị sự chênh lệch giảm nhiệt giữa

hai điểm trong và ngoài khối đập. Nhưng dưới điều kiện nhiệt độ ban đầu phân bố đều,

chênh lệch giảm nhiệt giữa hai điểm trong và ngoài hay bằng chênh lệch nhiệt độ hai

điểm trong và ngoài (chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài), trong thực tế chênh lệch

nhiệt độ trong và ngoài khối đập có thể là chênh lệch nhiệt độ giữa điểm trung tâm và

điểm bên ngoài như biểu thị ở hình 2.3. Vì vậy vấn đề chênh lệch nhiệt độ trong và

ngoài khối đập thực chất là phản ánh phân bố giảm nhiệt phi tuyến của khối đập, tạo

thành ràng buộc nội tại mà phát sinh ứng suất nhiệt.

Hình 2.3. Chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài khối đập

29

Chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài sinh ứng suất kéo trên mặt thượng hạ lưu đặc biệt

là ứng suất theo phương đứng. Đây là do mặt thượng hạ lưu lộ ra trong khoảng thời

gian dài chịu tác dụng trực tiếp của nhiệt độ không khí tạo thành chênh lệch nhiệt độ

trong và ngoài lớn; do có các đoạn đập liên tục ở hai bên, không cho phép chênh lệch

độ cao quá lớn trong thi công, ở phương song song dọc trục đập hình thành thang độ

nhiệt khá nhỏ; ngoài ra khoảng cách khe dọc khối đập thông thường đều lớn hơn

khoảng cách khe ngang và hai bên trái phải là biên tự do.

Vết nứt do chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài thường là vết nứt sâu và ở thời kỳ sau.

Vì vậy không thể bỏ qua khống chế chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài.

2.5.3.2. Thực tế khống chế chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài

Mục tiêu khống chế chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài khối đập là đưa ra giá trị cho

phép đảm bảo khi chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài lớn nhất xuất hiện trong khối

đập, ứng suất kéo bề mặt (hoặc biến dạng) không vượt quá cường độ kháng kéo giới

hạn của bê tông (hoặc giá trị kéo dãn giới hạn).

Tuy nhiên do chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài không xác định được chính xác và

khó khống chế, trong thực tế khống chế chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài thường

chuyển thành khống chế nhiệt độ cao nhất.

Từ hình 2.3 có thể thấy rằng, chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài cao nhất trong khối

đập T0 xuất hiện vào mùa lạnh và nhiệt độ cao nhất khi đổ Tm có quan hệ như dưới

đây:

Tm = T0 + Tm + TS (2.14)

Khi chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài T0 trong công thức trên là giá trị cho phép [T0],

nhiệt độ cao nhất thu được tương ứng Tm là giá trị cho phép [Tm] thì:

[Tm] = [T0] + Tm + TS (2.15)

trong đó:

TS là nhiệt độ bề mặt mùa lạnh năm thứ nhất sau khi đổ khối đập, giá trị này dựa

vào điều kiện biên cụ thể để xác định;

30

T0 là chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài;

Tm là lượng giảm nhiệt bình quân từ giá trị nhiệt độ cao nhất đến khi xuất hiện

chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài lớn nhất.

2.6. Phương pháp giải bài toán nhiệt

2.6.1. Các phương pháp giải bài toán nhiệt

Lý thuyết về truyền nhiệt đã được phát triển từ rất sớm và đã được ứng dụng rộng rãi

vào tính toán trong nhiều lĩnh vực khác nhau. Để giải bài toán nhiệt hiện có 3 phương

pháp chính như sơ đồ hình 2.4.

Hình 2.4. Các phương pháp chính để giải bài toán nhiệt

2.6.1.1. Phương pháp giải tích

Nội dung của phương pháp này là giải phương trình truyền nhiệt nhằm tìm một tổ hợp

các nghiệm riêng Ti thỏa mãn phương trình vi phân và các điều kiện biên. Sau đó

thành lập chuỗi các nghiệm theo nguyên tắc cộng:

n

1 1 2 2 n n i ii 1

T W .T W .T .... .. W .T W .T

(2.16)

31

Các hệ số Wi tìm từ điều kiện ban đầu. Nghiệm riêng T được tìm dưới dạng tích của

hai hàm số, một chỉ phụ thuộc vào thời gian (t), hàm số kia chỉ phụ thuộc vào tọa độ

(x,y,z), tức là:

T = W (t).(x,y,z) (2.17)

trong đó: W là một hằng số.

2.6.1.2. Phương pháp toán tử

Các bài toán truyền nhiệt có nguồn nhiệt bên trong được giải bằng phương pháp giải

tích nhiều khi không đạt kết quả, lời giải nhận được tốn nhiều công sức, không thuận

tiện sử dụng trong thực tiễn đặc biệt là các bài toán có điều kiện ban đầu và điều kiện

biên phức tạp. Phương pháp toán tử được sử dụng trong vài chục năm gần đây tỏ ra

khá hiệu nghiệm.

Bản chất của phương pháp này là dùng phép biến đổi tích phân chuyển các hàm số gốc

thành các hàm số ảnh. Sau đó thực hiện phép tính trên các hàm số ảnh. Khi đã đến kết

quả, ta lại dùng phép biến đổi ngược để tìm lại biểu thức giải tích của nghiệm. Nhờ

phép biến đổi này nhiều bài toán vi phân được chuyển thành những bài toán đại số

thông thường, việc giải có thể thực hiện được. Tuy nhiên với các bài toán lớn sẽ gặp

nhiều khó khăn khi thực hiện bằng tay.

2.6.1.3. Phương pháp gần đúng

Phương pháp sai phân hữu hạn

Phương pháp sai phân hữu hạn do F.Sitmit đề xướng, nó được ứng dụng để giải các

bài toán trường 1 chiều và trường 2 chiều.

Cơ sở của phương pháp này là thay đạo hàm bằng tỷ số các số gia hàm số và số gia

biến số. Các đại lượng vi phân T, x, y, t được thay bằng các đại lượng sai phân

tương ứng T, x, y, t. Với hàm T và T’(x,y,t) các đạo hàm riêng cấp một và cấp

hai được chuyển thành các tỷ sai phân. Để đơn giản trong tính toán, thường chọn x =

y.

Trường hợp bài toán một chiều phương trình truyền nhiệt có dạng:

32

n 1,k n 1,k

n,k 1 n,k r2 2

T Ta t a tT 2 . 2 1 T T

x 2 x

(2.18)

trong đó:

Tn,k+1 là nhiệt độ tại điểm n vào thời điểm k+1;

Tn-1,k, Tn,k, Tn+1,k : là nhiệt độ tại điểm n-1, n, n+1 vào thời điểm k;

Tr là nhiệt tăng do XM thủy hoá sinh ra trong thời đoạn t.

Tương tự trường hợp bài toán hai chiều, miền tính toán chia thành lưới ô vuông (x =

y). Diện tích ô lưới vuông nên chọn sao cho 2

t4a. 1

x

, nhiệt độ tại mỗi điểm nút

mn tại thời điểm k+1 được tính bằng công thức:

mn,k 1 m 1,n,k m 1,n,k m,n 1,k m.n 1,k r

1T (T T T T ) T

4 (2.19)

Ở đây: Tmn,k+1 là nhiệt độ ở nút lưới ô vuông mn tại thời điểm k+1; Tm-1,n,k, Tm+1,n,k,

Tm,n-1,k, Tm.n+1,k là nhiệt độ ở các nút phải và trái, trên và dưới của điểm tính toán ở thời

điểm k.

Phương pháp sai phân hữu hạn có nhược điểm là các vật có hình dạng hình học và

điều kiện biên phức tạp tính toán gặp nhiều khó khăn.

Phương pháp mô hình

Phương pháp mô hình thường là mô hình điện hoặc mô hình thủy lực. Các quá trình đó

cũng được biểu diễn bởi phương trình Laplace.

Trong các mô hình tương tự thủy lực, vai trò nhiệt kháng của các lớp bê tông được

thay bằng sức kháng thủy lực nối giữa các ống dẫn và dung tích ống dẫn.

Phương pháp tương tự điện trong trường hợp này là nhiệt kháng và nhiệt dung của các

lớp bê tông được thay bằng điện trở và điện dung tạo thành mạng điện, có thể thiết lập

được mô hình cho bài toán một chiều, hai chiều, ba chiều.

33

Phương pháp mô hình cho kết quả trực quan, tuy nhiên việc thực hiện tương tự mô

hình gặp nhiều khó khăn và tốn kém, thường sử dụng để kiểm chứng mô hình toán.

Phương pháp phần tử hữu hạn

Đây là phương pháp hiện đại đang được ứng dụng rộng rãi và hiệu quả trong việc giải

quyết các bài toán của cơ học môi trường liên tục với những vật thể có hình dạng hình

học bất kỳ, điều kiện biên và chịu tải phức tạp. Sự ra đời và phát triển của phương

pháp này liên hệ chặt chẽ với sự phát triển của máy tính điện tử. Cơ sở lý thuyết tính

toán nhiệt bằng phương pháp PTHH sẽ được trình bày cụ thể trong Chương 3.

2.6.1.4. Lựa chọn phương pháp giải bài toán nhiệt

Ngày nay các nghiên cứu về nhiệt trong BTKL và những cơ sở lý thuyết của bài toán

nhiệt đã tương đối hoàn chỉnh. Các phương trình cơ bản để tính trường nhiệt độ và

trường ứng suất trong BTKL hầu hết xuất phát như nhau. Nhưng việc giải bài toán

nhiệt trong BTKL khá phức tạp, khối lượng tính toán lớn, kết quả của bài toán phụ

thuộc vào nhiều yếu tố. Với đặc điểm của bài toán như vậy, thì việc chọn Phương

pháp PTHH để giải bài toán nhiệt sẽ đáp ứng được các yêu cầu đề ra. Khi dùng

phương pháp PTHH để giải bài toán nhiệt trong BTKL có thể dễ dàng giải quyết hai

bài toán:

- Tìm sự phân bố nhiệt độ trong khối bê tông (trường nhiệt độ) theo không

gian và thời gian.

- Tìm sự phân bố ứng suất nhiệt (trường ứng suất nhiệt) trong khối bê tông

dưới ảnh hưởng của nhiệt độ.

Đây là cơ sở cho việc nghiên cứu biện pháp giảm ứng suất nhiệt BTĐL trong các công

trình đập thủy lợi thủy điện ở Việt Nam.

2.6.2. Cơ sở tính toán nhiệt và ứng suất nhiệt theo phương pháp phần tử hữu hạn

2.6.2.1. Các giả thiết

Để giải bài toán nhiệt trong thực tế công trình bằng phương pháp PTHH, ngoài các

điều kiện ban đầu, điều kiện biên của bài toán nhiệt nói chung, cần đưa vào một số giả

thiết cơ bản sau:

34

- Với các đặc trưng truyền nhiệt của bê tông như: hệ số dẫn nhiệt (), nhiệt dung riêng

(C) không thay đổi theo tuổi bê tông.

- Đập BTĐL thuộc loại BTKL, nhiệt lượng tỏa ra trong khối bê tông theo cả 3 phương.

Tuy nhiên do chiều dài đập tương đối lớn so với mặt cắt ngang nên nhiệt lượng tỏa ra

theo phương dọc trục đập bị kiềm chế và chủ yếu tỏa ra bên ngoài theo phương mặt cắt

ngang đập. Vì vậy nhiệt lượng tỏa ra từ trong khối bê tông ra môi trường xung quanh

theo hai phương trong mặt phẳng cắt ngang đập, nên các nghiên cứu chỉ thực hiện cho

bài toán phẳng [26][3].

2.6.2.2. Xác định trường nhiệt độ

(1) Chọn dạng phần tử

Đối với bài toán phẳng sử dụng phần tử tứ giác có bốn điểm nút ký hiệu là i, j, k, l

(hình 2.5a) hoặc tam giác có ba điểm nút khi phần tử tứ giác suy biến có hai điểm nút

trùng nhau i, j, k (l k), xem hình 2.5b.

(a) Phần tử tứ giác (b) Phần tử tam giác

Hình 2.5. Phần tử phẳng sử dụng trong tính toán nhiệt

(2) Chọn dạng hàm xấp xỉ trường nhiệt độ trong phạm vi phần tử

Giả thiết trong phạm vi phần tử nhiệt độ là hàm bậc nhất của tọa độ.

T = a1+ a2x+ a3y (2.20)

hoặc viết ở dạng ma trận

a.PT (2.21)

O

Y

X

i

j

k,l

O

Y

X

i

j

l

k

35

trong đó: ]yx1[P

T321 ]aaa[a

Ví dụ xét một phần tử tam giác như hình 3.1a, gọi Ti, Tj và Tk là nhiệt độ tại các điểm

nút. Thay tọa độ của các nút i, j, k vào (2.20) được:

Ti = a1+ a2xi+ a3yi

Tj = a1+ a2xj+ a3yj (2.22)

Tk = a1+ a2xk+ a3yk


e

T C . a (2.23)

trong đó: i

je

k

T

T T

T

, i i

j j

k k

1 x y

C 1 x y

1 x y

,

Từ (2.23) rút ra

-1

ea C . T (2.24)

Thay (2.24) vào (2.21) được nhiệt độ tại một điểm bất kỳ trong phần tử

-1

e eT P . C . T N . T (2.25)

với 1

N P . C

(3) Thiết lập phương trình xác định nhiệt độ nút

Về mặt toán học đã chứng minh rằng hàm xấp xỉ (2.25) là nghiệm phải tìm nếu trị số

của nó cho giá trị cực tiểu của phiếm hàm:

36

2 3

222

x y v S2 2 w f 3

D S s

1 T T T 1q C T dxdy T.q .dS (T T ) .dS

2 x y t 2

(2.26)

Thay (2.25) vào (2.26) và thực hiện điều kiện giá trị cực tiểu của phiếm hàm

i

χ0

T

(2.27)

với i i ii j k

T N N NT T T

x x x x

i

i

T N

T x x

i

i

TN

T

ji ki j k

TT T TN N N

t t t t

thu được 3

TK T K P 0

t

(2.28)

trong đó: K , 3K là các ma trận hệ số.

P là véc tơ tải trọng.

(2.28) là hệ phương trình để xác định nhiệt độ nút Ti tại thời điểm t.

2.6.2.3. Xác định trường ứng suất

(1) Các phương trình cơ bản của lý thuyết đàn hồi

Trong luận án này giới hạn chỉ xét bài toán biến dạng phẳng của lý thuyết đàn hồi. Lúc

này biến dạng theo phương z được coi bằng 0. Giả thiết này được áp dụng cho các kết

cấu có kích thước theo một phương (phương z) khá nhỏ so với kích thước của hai

phương kia (phương x, y).

Với bài toán phẳng của lý thuyết đàn hồi các phương trình được viết ở dạng:

a. Phương trình cân bằng:

37

0

X

yx

yxx

0

Y

yx

yxy

hoặc ở dạng ma trận

0Xσ. (2.29)

trong đó:

xy

yx

0

0

,

xy

y

x

, Y

XX

b. Phương trình hình học:

x

ux

,

y

vy

y

u

x

vxy


u.εT

(2.30)

trong đó:

xy

y0

0x

T

,

xy

y

x

γ

ε

ε

ε , v

uu

c. Phương trình vật lý:

α.TE

μ.σ

E

σε

yxx , α.T

E

μ.σ

E

σε xy

y

G

xy

xy

38


ε E . σ α.T H (2.31)

trong đó:

1 μ0

E E

μ 1E 0

E E

10 0

G

, 0

1

1

H , )1(2

EG

Từ (2.31) suy ra công thức tính ứng suất từ biến dạng

1

σ E .( ε α.T. H )

hoặc )Hα.T.ε.(Dσ (2.32)

với 1

D E

, được gọi là ma trận đàn hồi của vật liệu.

(2) Xác định trường ứng suất nhiệt bằng phương pháp phần tử hữu hạn

a. Chọn dạng phần tử:

Sử dụng phần tử tứ giác có bốn điểm nút (i, j, k, l) hoặc phần tử suy biến từ phần tử tứ

giác gồm có ba điểm nút là ba đỉnh phần tử ký hiệu là i, j, k (lk) (hình 2.6).

Hình 2.6. Phần tử và chuyển vị nút của phần tử tứ giác và tam giác

b. Chọn dạng hàm xấp xỉ trường chuyển vị trong phạm vi phần tử:

O X

Y

i

j

k

ui

vi

uj

vj

uk

vk

ui

vi

uj

vj

ul

ul

O X

Y

i

j

l uk

vk

k

39

Giả thiết trong phạm vi phần tử chuyển vị là hàm bậc nhất của tọa độ.

u = a1+ a2x+ a3y (2.33)

v = a4+ a5x+ a6y


a.Pu (2.34)

trong đó:

v

uu

yx1000

000yx1P

T621 a.,,.........a,aa

Gọi ui, vi, uj, vj, uk, vk là các thành phần chuyển vị ngang và đứng tại các nút i, j, k của

phần tử tam giác. Thay tọa độ các nút vào (2.33) được:

ui = a1+ a2xi+ a3yi

vi = a4+ a5xi+ a6yi

uj = a1+ a2xj+ a3yj

vj = a4+ a5xj+ a6yj

uk = a1+ a2xk+ a3yk

vk = a4+ a5xk+ a6yk


a.CΔ e (2.35)

trong đó: Tkkjjiie v,u,v,u,v,uΔ

40

kk

kk

jj

jj

ii

ii

yx1000

000yx1

yx1000

000yx1

yx1000

000yx1

C

Từ (2.35) rút ra

eΔ.Ca1

(2.36)

Thay (2.36) vào (2.34) được

eΔ.NΔ.C.Pu e

1

(2.37)

c. Thiết lập phương trình xác định chuyển vị nút:

Về mặt toán học đã chứng minh được rằng hàm xấp xỉ (2.37) là nghiệm phải tìm nếu

trị của nó cho giá trị cực tiểu của phiếm hàm:

.dS)p.u.dVX.u.dV.2

1(

T

S

T

V

T

V

n

1e

n

1ee

σεΠΠ (2.38)

trong đó:

là véctơ biến dạng;

là véctơ ứng suất;

u là véctơ chuyển vị;

X là véctơ lực thể tích, TYX,X ;

p là véctơ lực bề mặt, T

yx P,Pp , với Px, Py là các thành phần của lực bề mặt

theo các phương x, y.


T

e eε . N . Δ B . Δ (2.39)

41

với T

B . N


e

σ D .( B . α.T. H ) (2.40)

Thay (2.37), (2.39), (2.40) vào (2.38) và thực hiện điều kiện giá trị cực tiểu của phiếm

hàm

0

iu được hệ phương trình

FΔ.K (2.41)

trong đó: n

T

e 1 V

K B . D . B .dV

(2.42)

được gọi là ma trận độ cứng của phần tử

321 FFFF (2.43)

là véc tơ tải trọng nút

trong đó: .dVX.NFn

1e V

T

1

(2.44)

là véctơ tải trọng nút ứng với lực thể tích

.dSP.NFn

1e S

T

2

(2.45)

là véctơ tải trọng nút ứng với lực bề mặt

n

T

3e 1 V

F B . D . .T. H .dV

(2.46)

là véctơ tải trọng nút ứng với sự thay đổi của nhiệt độ nút.

42

Trong (2.46) T là biến thiên của nhiệt độ trung bình trong phạm vi phần tử được xác

định bằng công thức

3

TTTT

kji

với Ti, Tj, Tk là biến thiên nhiệt độ tại các nút.

Thay chuyển vị nút của phần tử vào (2.40) xác định được ứng suất của từng phần tử.

Hiện nay có rất nhiều phần mềm thương mại ứng dụng phương pháp PTHH trong tính

toán nhiệt và ứng suất nhiệt như ANSYS, SAP2000, ABAQUS… Để nghiên cứu biện

pháp giảm ứng suất nhiệt trong đập BTĐL, luận án đã sử dụng công cụ phần mềm

ANSYS kết hợp ngôn ngữ lập trình tham số.

2.7. Kết luận Chương 2

Nhiệt và ứng suất nhiệt đối với BTKL đã có những nghiên cứu và phát triển lâu dài.

Tuy nhiên đối với BTĐL làm đập trọng lực mới được nghiên cứu trong mấy chục năm

trở lại đây khi công nghệ BTĐL phát triển mạnh mẽ. Cùng với đó là những tồn tại phát

sinh trong quá trình thi công đó là sự phát triển và hình thành vết nứt do ứng suất

nhiệt. Hiểu được cơ chế hình thành và phát triển nhiệt trong đập BTĐL sẽ khống chế

được nứt do nhiệt.

Để giải bài toán nhiệt hiện nay có nhiều phương pháp, mỗi phương pháp có ưu và

nhược điểm riêng. Đối với đập trọng lực BTĐL là một kết cấu phức tạp, chịu điều kiện

ban đầu và điều kiện biên thay đổi. Phương pháp PTHH sẽ là một lựa chọn tối ưu để

giải bài toán nhiệt không ổn định theo thời gian của đập trọng lực BTĐL. Phương pháp

này có thể dễ dàng thực hiện trên máy tính điện tử với sự trợ giúp của các phần mềm

chuyên dụng như SAP2000, ANSYS, ABAQUS… Trong Chương tiếp theo sẽ trình

bày cơ sở của phương pháp PTHH trong tính toán nhiệt và ứng dụng trên phần mềm

ANSYS.

43

CHƯƠNG 3. TÍNH TOÁN NHIỆT VÀ ỨNG SUẤT NHIỆT TRONG ĐẬP

BTĐL THEO PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN VÀ ỨNG DỤNG

TRONG PHẦN MỀM ANSYS


Hiện nay phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH) được ứng dụng rộng rãi trong nhiều

lĩnh vực kỹ thuật do phương pháp này có nhiều ưu điểm vượt trội so với các phương

pháp khác. Ngoài ra phương pháp này cũng đã được tích hợp trong nhiều phần mềm

tính toán chuyên dụng chạy trên máy tính điện tử để hỗ trợ người sử dụng giải các bài

toán có điều kiện ban đầu và điều kiện biên phức tạp với hàng vạn hàng triệu phương

trình không thể thực hiện bằng tay. Có thể nói việc giải bài toán đã “có máy tính lo”,

tuy nhiên việc nắm vững cơ sở lý thuyết của phương pháp để kiểm soát “điều kiện đầu

vào” và “sản phẩm đầu ra” thì việc ứng dụng phần mềm mới mang lại hiệu quả. Cơ sở

lý thuyết của phương pháp PTHH để giải bài toán nhiệt có thể tham khảo trong nhiều

giáo trình, tài liệu của Việt Nam cũng như của nước ngoài đã được trình bày trong

Chương 2. Trong Chương này sẽ trình bày tính toán nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTTL

bằng phần mềm ANSYS với sự điều chỉnh nhiệt thủy hóa của vật liệu kết dính để làm

công cụ cho việc nghiên cứu giải pháp giảm ứng suất nhiệt đập BTĐL ở Việt Nam.

3.2. Tính toán nhiệt thủy hóa của vật liệu chất kết dính BTĐL

Như Chương 2 đã trình trình bày nguồn phát sinh nhiệt trong BTĐL là do nhiệt thủy

hóa của XM trong quá trình đông cứng. Đối với XM sản xuất tại Việt Nam có tính

chất đặc thù của từng vùng do phụ thuộc vào nguồn nguyên liệu sẵn có tại địa phương

và công nghệ sản xuất. Vì vậy thành phần khoáng và nhiệt thủy hóa của khoáng vật

đối với từng loại XM cũng khác nhau. Thông qua kết quả thí nghiệm xác định thành

phần khoáng của một số loại XM thường dùng trong công trình thủy lợi thủy điện tại

Việt Nam của Viện vật liệu xây dựng và tính toán thành phần khoáng quy đổi (xem

Phụ lục A) được kết quả cho ở bảng 3.1 [33]. Đập BTĐL có khối tích lớn, lượng dùng

XM cũng lớn, thường sử dụng nguồn XM sản xuất tại địa phương do đó khi sử dụng

loại XM khác nhau có thể ảnh hưởng đến quá trình nhiệt thủy hóa của BTĐL.

44

Bảng 3.1. Thành phần khoáng và nhiệt thủy hóa của một số loại XM phổ biến tại VN

Loại XM Thành phần khoáng (%) và nhiệt thủy hóa (J/g)

C3S C2S C3A C4AF

Hà Tiên 52,78 18,48 10 8

286 37 102 27

Bút Sơn 46,27 30,24 15 7,39

257 64 153 25

Nghi Sơn 34,95 39,39 7,61 9

197 87 78 30

Holcim 65,27 7,65 6,69 10,61

355 9 69 36

Điện biên 59,90 18,33 7 10,67

304 42 71 36

Xuân Thành 51,57 25,84 6,97 8,72

292 49 71 29

Tam Điệp 50,43 27,56 7,64 10,18

266 61 78 34

Quán Triều 48,21 27,61 7,10 11,16

259 59 72 38

Công Thanh 62,92 16,18 6,14 9,45

319 34 63 32

La Hiên 41,84 29,29 7,98 10,67

256 53 81 36

Tân Quang 61,29 14,25 8,05 9,45

321 28 82 32

Quang Sơn 81,70 0,26 7,37 10,67

420 3 75 36

45

Đối với vật liệu CKD trong BTĐL ngoài thành phần XM còn có một lượng nhất định

PGK tro bay hoặc Puzơlan thiên nhiên nên nhiệt thủy hóa của BTĐL khác bê tông

thông thường. Theo nghiên cứu của tác giả Lưu Thụ Hoa [18] đề xuất mô hình toán

của nhiệt thủy hóa vật liệu kết dính (3.1) trong BTĐL như dưới đây:

Q = c.kF.Qt (J/g) (3.1)

trong đó:

c – hệ số điều chỉnh; c = 0,008

kF – hệ số ảnh hưởng của hàm lượng PGK đến nhiệt thủy hóa vật liệu kết dính:

kF = -1,89.F + 238,07

F – tỉ lệ khối lượng PGK trên tổng khối lượng chất kết dính (%);

Qt – phương trình cơ bản của nhiệt thủy hóa vật liệu kết dính:

Qt = 36,75ln(t) + 101,15 (J/g) R2 = 0,9899 (3.2)

t – thời gian (ngày).

Công thức (3.2) được xác định dựa trên phương pháp quy nạp từ các loại XM sử dụng

phổ biến tại Trung Quốc vì vậy có thể không phù hợp khi sử dụng XM được sản xuất

tại Việt Nam. Nếu coi nhiệt thủy hóa vật liệu kết dính được tính toán từ công thức

(3.2) là giá trị chuẩn (giá trị bằng 1), kết quả so sánh giá trị nhiệt thủy hóa của một số

loại XM phổ biến tại Việt Nam (bảng 3.1) với công thức (3.2) cho thấy có sự chênh

lệch (xem hình 3.1).

Vì vậy luận án đã điều chỉnh phương trình cơ bản nhiệt thủy hóa BTĐL theo thời gian

(công thức 3.2) với hệ số kC được tuyến tính hóa từ các giá trị chênh lệch của các loại

XM để xét đến ảnh hưởng của thành phần gây nhiệt thủy hóa chủ yếu C3A + C3S đến

ứng suất nhiệt đập BTĐL:

F t CQ c.k .(Q .k ) (3.3)

trong đó:

46

kC – hệ số xét đến ảnh hưởng của hàm lượng khoáng C3A + C3S trong XM đến

nhiệt thủy hóa vật liệu CKD:

kC = 0,0073.CX + 0,4842 R2 = 0,9893

CX – tổng hàm lượng khoáng C3A+C3S có trong xi măng (%).

Hình 3.1. Hệ số ảnh hưởng của hàm lượng C3A + C3S đến nhiệt thủy hóa của XM

Công thức sẽ được kiểm chứng sau khi so sánh kết quả tính toán bằng phần mềm

ANSYS và kết quả quan trắc thực tế công trình.

3.3. Tính nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTĐL trong quá trình thi công bằng ngôn

ngữ lập trình tham số (APDL) trong ANSYS

3.3.1. Giới thiệu về phần mềm ANSYS

Trong khoảng 40 năm gần đây, công cụ máy tính đã phát triển mạnh mẽ và được sử

dụng rộng rãi trên toàn thế giới, cùng với phương pháp phần tử hữu hạn ngày càng

hoàn thiện đã xuất hiện nhiều phần mềm tính toán kết cấu chuyên ngành được ứng

dụng trong nhiều lĩnh vực kỹ thuật. Trên thế giới phần mềm ANSYS đã trở thành một

phần mềm thương mại chủ yếu và đã được ứng dụng rộng rãi để phân tích mô phỏng

trong ngành xây dựng như: kết cấu thép, kết cấu bê tông cốt thép nhà cao tầng, cầu

dầm, đập lớn, đường hầm và các công trình ngầm. Thông qua đó có thể phân tích toàn

47

diện khả năng chịu lực, biến dạng, tính ổn định, dưới tác dụng của tải trọng tĩnh và

động với các điều kiện biên phức tạp.

Phần mềm ANSYS là phần mềm đa năng có thể dùng để giải các bài toán trong nhiều

lĩnh vực khác nhau như kết cấu, thủy lực, nhiệt, điện, điện tử, đặc biệt là các bài toán

tương tác giữa các môi trường khác nhau, tương tác giữa các hệ vật lý,… Từ khi ra đời

năm 1970, phần mềm ANSYS không ngừng được cải tiến nâng cao, công năng và

phạm vi sử dụng ngày càng lớn mạnh, hiện nay đã phát triển đến phiên bản 16.2.

Phần mềm ANSYS được phổ biến ở Việt Nam khoảng hơn 10 năm trở lại đây nhưng

chủ yếu trong lĩnh vực cơ khí chế tạo máy, trong phân tích tính toán công trình xây

dựng chưa được sử dụng nhiều. Đặc biệt trong lĩnh vực xây dựng công trình thủy lợi,

thủy điện thì vẫn chưa được ứng dụng nhiều trong phân tích tính toán. Với thế mạnh

có thể phân tích được tất cả các loại kết cấu giàn, dầm và khung, kết cấu vỏ mỏng, kết

cấu khối và kết cấu hỗn hợp.

Phần mềm ANSYS tỏ ra rất có hiệu quả trong phân tích đập bê tông trọng lực và đập

vòm, phân tích đập chịu tác động của động đất, phân tích ứng suất nhiệt trong đập bê

tông, phân tích kết cấu đường hầm, cống ngầm, phân tích ổn định mái dốc, phân tích

thấm ổn định đập đất, phân tích ứng suất biến dạng cửa van, phân tích ứng suất và biến

dạng cầu máng vỏ mỏng xi măng lưới thép, hay các vấn đề về bê tông cốt thép thường

và bê tông cốt thép ứng suất trước [21].

3.3.2. Giải bài toán bằng phần mềm ANSYS

Có 3 phương thức chính giải bài toán kết cấu bằng ANSYS đó là:

Phương thức giao diện đồ họa–người dùng (GUI).

Phương thức dùng lệnh (Command).

Phương thức ngôn ngữ lập trình tham số (APDL).

Người sử dụng có thể dùng phối hợp cả 3 phương thức này, ngoài ra có thể dựa trên

APDL xây dựng chương trình phân tích chuyên dụng dưới dạng file macro.

48

3.3.3. Công năng phân tích nhiệt bằng phần mềm ANSYS

Phần mềm ANSYS có nhiều mô đun trong đó ANSYS/Multiphysics,

ANSYS/Mechanical, ANSYS/Thermal đều có công năng phân tích nhiệt.

Phân tích nhiệt trong ANSYS dựa trên phương trình cân bằng nhiệt của nguyên lý bảo

toàn năng lượng, dùng phương pháp phần tử hữu hạn tính toán nhiệt độ tại các điểm

nút, đồng thời đưa ra tham số vật lý nhiệt khác.

ANSYS có thể phân tích trạng thái truyền nhiệt không ổn định tức là nguồn nội nhiệt

và trường nhiệt độ của hệ thống thay đổi theo thời gian với 3 loại phương thức trao đổi

nhiệt: truyền dẫn nhiệt, đối lưu nhiệt, bức xạ nhiệt.

ANSYS có kho phần tử phân tích nhiệt bao gồm khoảng 40 loại, trong đó thuần tuý

phân tích nhiệt có 14 loại, với bài toán hai chiều sử dụng loại hình phần tử PLANE55

(phần tử tứ giác 4 điểm nút hoặc phần tử tam giác) hoặc phần tử PLANE77 (phần tử tứ

giác 8 điểm nút hoặc phần tử tam giác).

ANSYS cho phép tiến hành phân tích tương tác nhiều môi trường như trường nhiệt với

trường ứng suất. Sau khi tiến hành phân tích nhiệt chuyển sang tính toán ứng suất với

điều kiện tương đương về phần tử và điểm nút. Nhiệt độ điểm nút chính là tải trọng nút

trong tính toán kết cấu.

Hình 3.2 thể hiện cặp phần tử nhiệt PLANE55 và phần tử kết cấu PLANE182 sử dụng

cho phân tích nhiệt - ứng suất đập BTĐL.

Hình 3.2. Phần tử sử dụng cho phân tích nhiệt - ứng suất (PLANE55 – PLANE182)

49

3.3.4. Cơ sở xây dựng bài toán tính nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTĐL

Đập BTĐL được thi công theo từng lớp, các lớp đổ được giãn cách nhau nên trong quá

trình phát triển nhiệt bề mặt mỗi lớp đổ có điều kiện biên thay đổi, trước khi đổ lớp

phía trên, bề mặt phía trên lớp đổ chịu ảnh hưởng của nhiệt độ, độ ẩm, bức xạ của môi

trường, sau khi đổ lớp trên, bề mặt lớp chịu ràng buộc của phát triển nhiệt độ lớp phía

trên và dưới nó. Quá trình lặp được thực hiện đến lớp cuối cùng, hình 3.3.

TD: Thời gian đổ lớp bê tông thứ I; TN: Thời gian nghỉ giữa các lớp đổ; NLOP: Tổng

số lớp đổ; BT-MT: Trao đổi nhiệt giữa bê tông với không khí; BT-BT: Trao đổi nhiệt

giữa bê tông cũ và bê tông mới

Hình 3. 3. Điều kiện biên nhiệt

Trong nghiên cứu của tác giả Lê Quốc Toàn [36] đã xây dựng chương trình tính nhiệt

và ứng suất nhiệt cho đập BTĐL có xét đến sự thay đổi chiều dày lớp đổ, thời gian đổ

đến sự phát triển nhiệt trong thân đập. Tuy nhiên điều kiện biên về nhiệt vẫn được coi

là hằng số vì vậy khó phản ánh được ảnh hưởng của điều kiện vùng miền đến trạng

thái nhiệt và ứng suất nhiệt trong thân đập BTĐL. Vì vậy để xem xét ảnh hưởng của

điều kiện môi trường và nguồn cung ứng vật liệu XM, cần thiết phải xây dựng bài toán

có xét đến điều kiện biên nhiệt thay đổi theo thời gian, ảnh hưởng của thành phần

khoáng XM đến nhiệt thủy hóa BTĐL mới có thể xem xét đến tính đặc thù vùng miền.

TN

I=NLOP

I=NLOP-1

Nhiệt thủy hóa BT-MT

BT-BT I=NLOP-1

TD

BT-BT

50

3.3.5. Sơ đồ khối tính nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTTL

Hình 3.4. Sơ đồ khối tính toán nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTĐL

3.3.6. Xây dựng bài toán tính nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTTL

3.3.6.1. Mô tả kết cấu đập

Xây dựng bài toán với mặt cắt ngang đập trọng lực BTĐL đơn giản có chiều cao H

(m), mặt thượng lưu thẳng đứng như hình 3.5. Bề rộng đáy đập BD (m), bề rộng đỉnh

đập BDD (m), chiều cao cổ đập HD (m), bề rộng chân đập thượng lưu BC (m) và

chiều cao chân đập thượng lưu HC (m). Đập được đặt trên nền đàn hồi với phạm vi

BẮT ĐẦU

Nhập: Số lớp đổ NLOP, thời gian đổ bê tông TD, thời gian

nghỉ giữa các đợt đổ TN

I = I + 1

KẾT THÚC

K = K + 1

HE=f(((I-K+1)*TD+(I-K)*TN))

L = L + 1

HE=f(((I-L+1)*TD+(I-L+1)*TN))

I NLOP

K I

L I

Yes

No

Yes

No

No

Yes Biên nhiệt thay đổi

theo thời gian và

nhiệt thủy hóa XM

51

nền tính toán về phía thượng lưu TLN (m), về phía hạ lưu HLN (m) và về phía dưới

DSN (m) đủ lớn để đảm bảo đập làm việc như trên nền bán không gian vô hạn.

Hình 3.5. Mặt cắt ngang đập trọng lực BTĐL

3.3.6.2. Mô hình hóa kết cấu đập BTĐL

Mô hình hóa kết cấu đập và nền với mặt cắt cho ở hình 3.5 theo bài toán biến dạng

phẳng sử dụng phần tử tính toán nhiệt PLANE55. Sau khi tiến hành phân tích nhiệt

chuyển sang mô hình phân tích ứng suất – biến dạng của kết cấu với mạng lưới phần

tử PLANE182.

3.3.6.3. Xây dựng bài toán tính nhiệt và ứng suất nhiệt trong đập trọng lực BTĐL

Kế thừa và phát triển chương trình tính toán nhiệt và ứng suất nhiệt của tác giả Lê

Quốc Toàn, dùng ngôn ngữ lập trình tham số APDL (ANSYS Parametric Design

Language) thay đổi các điều kiện biên và nhiệt thủy hóa vật liệu CKD theo sơ đồ khối

hình 3.4, để giải bài toán kết cấu đập có kích thước tùy ý với điều kiện môi trường

(nhiệt độ, độ ẩm thay đổi theo thời gian), điều kiện vật liệu (XM, PGK) và điều kiện

thi công (chiều dày lớp đổ, thời gian giữa các đợt đổ) tương ứng phù hợp với điều kiện

52

Việt Nam. Với phương thức này sẽ đáp ứng được yêu cầu tính toán hàng loạt bài toán

không gặp khó khăn nào.

Bài toán tính nhiệt và ứng suất nhiệt đập trọng lực BTĐL có các phần chính dưới đây.

!*********************************************************************

/FILNAME,DAPBTDL

/TITLE, PHAN TICH NHIET-UNG SUAT DAP BE TONG DAM LAN

!TINH NHIET

/PREP7

ET,1,PLANE55

FINISH

/SOLU

ANTYPE,TRANS

HE00=0.008*(-1.89*F+238.07)*(36.75*log(T)+101.15)* (0.0073*CX+0.4842)

SOLVE

FINISH

!TINH UNG SUAT NHIET

KEYW,PR_STRUC,1

/PREP7

ETCHG,TTS

/SOL

LDREAD,TEMP, , ,TL, ,'DAPBTDL','rst',' '

SOLVE

FINISH

!*********************************************************************

3.4. Kiểm nghiệm tính toán nhiệt cho đập BTĐL Sơn La

3.4.1. Giới thiệu công trình

Công trình thủy điện Sơn La được xây dựng trên dòng chính sông Đà thuộc địa phận

xã xã Ít Ong, huyện Mường La, tỉnh Sơn La. Nhà máy được khởi công xây dựng

53

ngày 2 tháng 12 năm 2005. Sau 7 năm xây dựng, thủy điện Sơn La được khánh thành

vào ngày 23 tháng 12 năm 2012, sớm hơn kế hoạch 3 năm, trở thành nhà máy thủy

điện lớn nhất Việt Nam và cả khu vực Đông Nam Á. Công trình có đập dâng hình thức

đập trọng lực BTĐL mặt cắt ngang dạng hình thang; cao trình đỉnh đập 228,1 m; chiều

cao đập lớn nhất 138,1 m; chiều dài đập theo đỉnh 961,57 m; chiều rộng đáy đập 105

m; chiều rộng đỉnh đập 10 m.

3.4.2. Các chỉ tiêu cơ lý và nhiệt của bê tông và đá nền

Theo tài liệu thiết kế kỹ thuật giai đoạn 2 của Công trình thủy điện Sơn La [7], các chỉ

tiêu cơ lý và nhiệt của BTĐL và đá nền như sau:

Các chỉ tiêu cơ lý của BTĐL: Khối lượng riêng: 2400 kg/m3; Hệ số Poisson: 0,2; Mô

đun đàn hồi ban đầu: 25000 MPa = 2,5×107 kN/m2.

Chỉ tiêu cơ lý của BTĐL theo thời gian theo kết quả thực nghiệm của TVTK cho ở

hình 3.6 và hình 3.7.

Hình 3. 6. Sự phát triển cường độ kháng nén, kéo theo thời gian của BTĐL Sơn La

Hình 3. 7. Sự phát triển mô đun đàn hồi theo thời gian của BTĐL Sơn La

Các chỉ tiêu về nhiệt của BTĐL:

54

Bảng 3.2. Các chỉ tiêu về nhiệt của BTĐL đập Sơn La

STT Các chỉ tiêu về nhiệt Ký hiệu Đơn vị Giá trị

1 Nhiệt dung riêng C J/(kg.oC) 756

2 Hệ số dẫn nhiệt λ W/(m.oC) 2,63

3 Hệ số giãn nở nhiệt α mm/mm×10-6/oC 7,87

Nhiệt thủy hóa của BTĐL:

- Khối lượng chất kết dính cho 1 m3 BTĐL: 60 kg/m3 XM Bút Sơn và 140

kg/m3 tro bay Phả Lại, hàm lượng PGK/CKD bằng 70%.

- Tổng lượng nhiệt thủy hóa của CKD: 204 J/g.

Các chỉ tiêu cơ lý của đá nền:

- Khối lượng riêng: 2600 kg/m3

- Hệ số Poisson: 0,28

- Mô đun đàn hồi: 13000 MPa = 1,3×107 kN/m2

Các chỉ tiêu về nhiệt của đá nền IIA:

Bảng 3.3. Các chỉ tiêu về nhiệt của đá nền


1 Nhiệt dung riêng C J/(kg.oC) 850

2 Hệ số dẫn nhiệt λ W/(m.oC) 3,1

3.4.3. Các điều kiện biên về nhiệt

Một số điều kiện biên cơ bản khi tính nhiệt trong đập BTĐL bao gồm các hệ số truyền

nhiệt đối lưu, nhiệt độ trung bình tháng vùng xây dựng công trình, nhiệt độ ban đầu tại

khối đổ bê tông và nhiệt độ ban đầu của đá nền và nước hồ được thể hiện trên các

Bảng 3.4 ~ 3.6. Trong đó nhiệt độ bức xạ của mặt trời vào mùa hè lấy bằng 4oC, vào

mùa đông lấy bằng 2oC.

Bảng 3.4. Hệ số truyền nhiệt đối lưu

TT Môi trường Hệ số truyền nhiệt đối lưu [W/(m2.oC)]

1 Bê tông - Không khí 30

2 Nền đá - Không khí 15

3 Bê tông - Nước hồ 300

55

Bảng 3.5. Nhiệt độ ban đầu của vật liệu

TT Vật liệu Nhiệt độ (oC)

1 Bê tông đầm lăn 20

2 Đá nền 16

Bảng 3.6. Nhiệt độ không khí trung bình tháng tại khu vực thi công công trình

Tháng Nhiệt độ không khí (oC) Tăng nhiệt do bức xạ (oC)

1 16 2,0

2 17,5 2,0

3 20,6 2,0

4 24 4,0

5 26 4,0

6 26,6 4,0

7 26,5 4,0

8 26,3 4,0

9 25,3 4,0

10 23,2 4,0

11 19,6 2,0

12 16,5 2,0

3.4.4. Tiến độ thi công

Tiến độ thi công đập: Đập được chia thành 12 khối đổ: C1C5; L1L3; R1R4. Thời

gian bắt đầu thi công từ tháng 1/2008, kết thúc vào cuối tháng 06/2010.

Tiến độ thi công thực tế của đập theo như hồ sơ báo cáo tại công trường cho đến nay

và thời gian đổ mỗi lớp, gồm cả những lần dừng lại khác nhau trong thời gian thi công

vừa qua thể hiện trong bảng 3.7 và hình 3.8.

56

Bảng 3.7. Cường độ đổ bê tông và tốc độ lên đập

TT Khối đổ

Thời gian bắt

đầu

Thời gian kết

thúc

Số ngày thi

công

Chiều cao (m)

V (m3) Cường độ đổ

(m3/ng.đ)

Tốc độ lên đập

(m/ng.đ)

1 C1 11/01/08 01/03/08 49 13,4 208.618 4.257 0,27

2 C2 02/03/08 14/04/08 43 16,5 301.008 6.794 0,38

3 C3 03/05/08 12/06/08 40 24,6 197.592 4.940 0,62

4 C4 29/07/08 04/09/08 37 16,5 136.188 3.680 0,45

5 C5 04/09/08 25/10/08 51 24,6 217.020 4.255 0,48

6 L1.1 20/06/08 12/07/08 22 15,9 91.391 4.151 0,72

7 L1.2 28/11/08 14/12/08 16 8,7 71.245 4.453 0,54

8 L2 15/12/08 20/02/09 50 33,3 202.000 4.040 0,67

Hình 3.8. Tiến độ thi công đập

57

3.4.5. Kết quả quan trắc nhiệt trong thân đập BTĐL Sơn La

Hệ thống quan trắc đo lường nhiệt độ trong thân đập BTĐL Sơn La bằng cáp sợi

quang phân bố (FDOT) và nhiệt điện kế để giám sát nhiệt độ BTĐL. Cáp sợi quang

tạo ra khả năng đo lường nhiệt độ liên tục dọc theo sợi cáp quang tích hợp trong kết

cấu đập. Thiết bị đo được sử dụng của hãng Sensor-Tran (Mỹ) DTS 5100 M04 với độ

chính xác lên đến 0,2oC. Các mặt cắt đo lường chính được đặt tại tâm của các khối

nguyên của đập với 7 tuyến, trong đó tuyến IL2 – khối nguyên 8 (J7/8-J8/9) là khối

nguyên không tràn tiếp giáp cửa nhận nước. Kết quả đo nhiệt độ tại cao trình +114,0 m

được cho ở hình 3.9.

Hình 3.9. Nhiệt độ quan trắc tại cao trình +114,0 m

3.4.6. Mặt cắt kiểm tra

Tính toán kiểm tra cho mặt cắt đập không tràn tiếp giáp cửa nhận nước có giá trị đo

nhiệt độ tại cao trình +114,0 m được cho ở hình 3.10.

58

Hình 3.10. Mặt cắt tính toán

3.4.7. Mô hình tính toán

Mô hình hóa kết cấu đập và nền theo bài toán phẳng bằng phương pháp phần tử hữu

hạn gồm 2 loại phần tử:

Phần tử tính toán nhiệt (PLANE55).

Phần tử tính toán kết cấu (PLANE182).

Đầu tiên sử dụng mạng lưới phần tử PLANE55 tiến hành phân tích trường nhiệt sau đó

sử dụng phần tử PLANE182 phân tích trạng thái ứng suất biến dạng của kết cấu.

Kích thước hình học đập được lấy theo hình 3.10. Phạm vi nền tính toán về mỗi phía

bằng 100m. Mô hình hình học đập và nền được cho ở hình 3.11. Mô hình PTHH đập

và nền được cho ở hình 3.12.

10 m

138,

1 m

100

m

100 m 105 m 100 m

59

Hình 3.11. Mô hình hình học đập và nền

Hình 3.12. Mô hình PTHH đập làm việc đồng thời với nền

60

3.4.8. Kết quả tính toán

Kết quả tính toán trường nhiệt độ lớn nhất và diễn biến nhiệt độ tại cao trình +114,0 m

(cách đáy đập 24 m) được cho ở hình 3.13 và hình 3.14. Kết quả tính toán trường ứng

suất chính lớn nhất trong thân đập tại thời điểm chênh lệch nhiệt độ lớn nhất và ứng

suất chính lớn nhất tại mép thượng và hạ lưu đập được cho ở hình 3.15 và hình 3.16.

Kết quả so sánh nhiệt độ lớn nhất và thời điểm xuất hiện nhiệt độ lớn nhất trong thân

đập được cho ở bảng 3.8. Diễn biến nhiệt độ tại theo tính toán và thực đo tại cao trình

+114,0 được cho ở hình 3.17.

Bảng 3.8. Bảng so sánh kết quả nhiệt độ tính toán và thực đo tại cao trình +114,0 m

Trường hợp Nhiệt độ lớn

nhất (oC)

Thời điểm xuất hiện

nhiệt độ lớn nhất (ngày)

Chênh lệch (oC)

so với thực đo

Thực đo 40,1 60

Tính toán theo (3.1) 42,3966 50 +2,2966

Tính toán theo (3.3) 41,25 50 +1,15

(a) (b)

(a) Tính toán theo công thức của Trung Quốc (3.1); (b) Tính toán theo công thức điều

chỉnh của tác giả (3.3)

Hình 3.13. Trường nhiệt độ lớn nhất trong thân đập

Từ kết quả tính toán cho ở bảng 3.8 và hình 3.13 cho thấy khi tính toán theo công thức

điều chỉnh (3.3) cho kết quả gần với kết quả thực đo hơn do đã xét đến ảnh hưởng của

loại xi măng đến phát triển nhiệt bê tông đầm lăn. Hình 3.14 đến 3.17 thể hiện một vài

kết quả khi tính toán theo công thức điều chỉnh (3.3).

61

Hình 3.14. Diễn biến nhiệt độ tại cao trình +114,0 m theo thời gian

Hình 3.15. Trường ứng suất chính lớn nhất trong thân đập

62

Hình 3.16. Ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập

Hình 3.17. So sánh nhiệt độ tính toán và thực đo tại cao trình +114,0 m

3.4.9. Nhận xét

Qua kết quả tính toán nhiệt độ lớn nhất trong thân đập có sự chênh lệch với kết quả

quan trắc nhưng không nhiều (tính toán tăng 2,9% so với kết quả thực đo), thời điểm

xuất hiện nhiệt độ lớn nhất nhanh hơn so với thực tế khoảng 10 ngày là do mặt cắt tính

toán đập đã được đơn giản hóa và tốc độ lên đập tính toán và thực tế có sự chênh lệch.

Như vậy, tại thời điểm xuất hiện nhiệt độ lớn nhất, ứng suất kéo cho phép của bê tông

bằng 1,2 MPa, mặt hạ lưu đập có thể xuất hiện nứt do vượt quá khả năng chịu kéo của

bê tông. Do bê tông đáy đập bị kiềm chế nên cũng xuất hiện ứng suất kéo vượt qua khả

63

năng chịu kéo của bê tông. Vì vậy để ngăn ngừa vết nứt có thể xảy ra do nhiệt cần có

biện pháp giảm ứng nhiệt để nâng cao độ an toàn của kết cấu.

3.5. Kết luận Chương 3

Cho đến nay, phương pháp phần tử hữu hạn là phương pháp được áp dụng phổ biến để

giải các bài toán kỹ thuật phức tạp, đồng thời là phương pháp giải bài toán nhiệt có độ

tin cậy hơn các phương pháp khác.

Dựa trên thuật toán và sử dụng phần mềm ANSYS có thể giải các bài toán nhiệt trong

quá trình thi công đập BTĐL. Kết quả tính toán bằng phần mềm ANSYS so với kết

quả quan trắc nhiệt tại hiện trường đảm bảo độ tin cậy, vì vậy có cơ sở để đề xuất các

giải pháp điều chỉnh nhằm mục tiêu giảm ứng suất nhiệt trong BTĐL.

64

CHƯƠNG 4. BIỆN PHÁP GIẢM NHIỆT VÀ ỨNG SUẤT NHIỆT ĐẬP BÊ TÔNG ĐẦM LĂN PHÙ HỢP VỚI ĐIỀU KIỆN VIỆT NAM


Khi xây dựng đập BTĐL ngoài yêu cầu về cốt liệu, cấp phối BTĐL cần một lượng lớn

các PGK hoạt tính là tro bay và Puzơlan. Việt Nam hiện có nhiều nguồn PGK có thể

sử dụng làm PGK cho BTĐL gồm các nguồn nhân tạo như tro bay (nhà máy nhiệt điện

Phả Lại, Ninh Bình, Uông Bí) và các loại Puzơlan tự nhiên như Puzơlan Sơn Tây, đá

silic Hải Phòng, Puzơlan Phong Mỹ - Thừa Thiên Huế, Puzơlan Gia Lai, điatomit

Kontum, Puzơlan Bà Rịa-Vũng Tàu, điatomit Phú Yên...

Với các ưu điểm nổi bật và tiềm năng lớn về nguyên vật liệu, công nghệ thi công đập

BTĐL đã được sử dụng tương đối phổ biến ở Việt Nam. Đến nay đã có gần 30 công

trình đập bê tông trọng lực được xây dựng bằng công nghệ BTĐL, trong đó phải kể

đến các công trình lớn như đập Plêikrông, Định Bình, Sơn La, Lai Châu…đã được

hoàn thành và đưa vào sử dụng.

Tuy nhiên do điều kiện nguồn cung cấp nguyên vật liệu và điều kiện khí hậu khác biệt

trải dài trên khắp cả nước nên việc khống chế nhiệt gặp nhiều khó khăn trong khi kinh

nghiệm tích lũy chưa nhiều dẫn đến một số đập ngay trong quá trình thi công đã bị nứt.

Điển hình như đập BTĐL Sơn La trong quá trình thi công xuất hiện một số vết nứt dọc

theo trục đập với bề rộng vết nứt khoảng 0,5 ~ 1mm [28]. Theo đánh giá của các

chuyên gia sự xuất hiện vết nứt chủ yếu là do sự cộng hưởng của nhiều yếu tố khác

nhau như gradient nhiệt độ tại bề mặt khối đổ, do bề mặt khối đổ bị bóc lộ thời gian

dài tiếp xúc với không khí có nhiệt độ biến đổi đột ngột, việc bảo dưỡng khối đổ chưa

hiệu quả cùng với tác động của gió đã làm khô phần diện tích bên ngoài của khối đổ

nhiều hơn so với vùng diện tích được bảo dưỡng đúng cách. Tóm lại vết nứt gây ra do

ảnh hưởng của nhiệt [2][6][40].

Trong Chương này tập trung nghiên cứu khống chế nhiệt đập BTĐL phù hợp cho từng

vùng có điều kiện tự nhiên đặc trưng ở Việt Nam và điều kiện nguồn cung ứng PGK

hoạt tính là tro bay và Puzơlan.

65

4.2. Cơ sở phân vùng nghiên cứu

4.2.1. Điều kiện tự nhiên

Việt Nam là nước có nhiều đồi núi, chiếm ¾ diện tích kéo dài từ miền Bắc đến Nam

Trung bộ và Tây nguyên. Tuy nhiên chính địa hình đồi núi đã mang lại cho Việt Nam

nhiều nguồn lợi lớn về kinh tế đặc biệt là phát triển thủy điện. Theo quy hoạch phát

triển thủy điện đến năm 2020, Việt Nam đã, đang và sẽ xây dựng nhiều đập lớn phân

bố chủ yếu ở khu vực miền Bắc, Bắc Trung bộ, Nam Trung bộ và Tây Nguyên (hình

4.1) [55].

Hình 4.1. Các đập lớn đã, đang và sẽ xây dựng ở Việt Nam

4.2.2. Điều kiện nhiệt độ và độ ẩm môi trường

Việt Nam là nước có điều kiện khí hậu tương đối đa dạng, mỗi vùng miền có khí hậu

đặc thù riêng:

Miền Bắc có khí hậu nhiệt đới gió mùa ẩm quanh năm với 2 mùa rõ rệt hè, đông. Thời

tiết mùa hè từ tháng 4 đến tháng 10 nóng ẩm và mưa cho tới khi gió mùa nổi lên. Mùa

Miền núi phía Bắc

Bắc Trung bộ

Tây Nguyên Nam Trung bộ

66

đông từ tháng 11 tới tháng 3 trời lạnh, khô, có mưa phùn. Nhiệt độ trung bình hàng

năm khoảng 21,1oC. Vào mùa đông nhiệt độ xuống thấp nhất trong các tháng 12 và

tháng 1. Thời gian này ở khu vực miền núi phía bắc có lúc nhiệt độ còn lúc xuống dưới

0oC.

Bắc Trung bộ Việt Nam gồm có 6 tỉnh: Thanh Hoá, Nghệ An, Hà Tĩnh, Quảng Bình,

Quảng Trị và Thừa Thiên-Huế. Bắc Trung bộ là vùng có điều kiện khí hậu khắc nghiệt

nhất trong cả nước. Hàng năm thường xảy ra nhiều thiên tai như bão, lũ, gió Lào, hạn

hán, mà nguyên nhân cơ bản là do vị trí, cấu trúc địa hình tạo ra. Vùng này cũng chịu

ảnh hưởng của gió mùa Đông Bắc lạnh, tuy nhiên không nhiều như ở Bắc bộ. Vùng

Bắc Trung bộ có nhiều điều kiện tự nhiên để phát triển thủy điện. Nhiệt độ trung bình

năm của Bắc Trung bộ khoảng 24,3oC.

Vùng Nam Trung bộ và Tây Nguyên có khí hậu nhiệt đới điển hình với hai mùa: mùa

khô và mùa mưa (từ tháng 4 ~ 5 đến tháng 10 ~ 11). Quanh năm, nhiệt độ của miền

này cao. Khí hậu miền này ít biến động nhiều trong năm. Nhiệt độ trung bình năm của

vùng Nam trung bộ và Tây Nguyên khoảng 28oC.

Bảng 4.1. Bảng đặc trưng độ ẩm tương đối các trạm đại diện cho các vùng (%)

Khu

vực

Trạm đại

biểu

Tháng TB

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Miền

Bắc

Sơn La 79 76 73 75 79 84 86 87 85 83 81 80 81

Điện Biên 83 81 81 83 84 85 87 88 87 85 83 83 84

Lào Cai 85 84 83 83 82 84 85 86 86 87 86 86 85

Hà Giang 85 84 83 82 81 85 87 87 85 85 84 84 84

Thái Nguyên 80 82 85 86 82 81 84 85 83 81 79 76 82

Hòa Bình 84 84 85 84 83 83 84 86 86 85 84 83 84

Hà Nội 77 82 82 82 79 77 79 82 78 76 74 75 79

TB miền 82 82 82 82 81 83 84 86 84 83 82 81 83

Khu

vực

Thanh Hóa 84 88 88 89 85 80 82 87 86 83 82 82 85

Vinh 89 90 89 86 79 71 73 80 84 87 85 87 83

67

Khu

vực

Trạm đại

biểu

Tháng TB

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Bắc

Trung

Bộ

Quỳ Châu 87 87 86 84 84 84 85 87 88 88 87 87 86

Kim Cương 89 90 89 86 81 75 74 79 85 89 88 88 85

Đồng Hới 88 90 89 86 79 71 71 78 85 87 85 87 83

Đông Hà 90 90 88 85 79 73 73 79 86 89 88 88 84

Huế 92 91 90 87 82 78 77 82 88 91 91 93 87

TB miền 88 89 88 86 81 76 77 82 86 88 87 87 85

Khu

vực

Nam

Trung

Bộ và

Tây

Nguyên

Đà Nẵng 84 84 84 83 79 77 76 77 82 84 84 85 82

Quảng Ngãi 88 87 85 83 81 80 79 81 85 88 89 89 85

Nha Trang 79 80 80 80 79 77 77 77 80 83 82 80 80

Kon Tum 71 68 68 72 79 85 86 88 87 82 78 74 78

Buôn Ma

Thuột 75 72 69 71 78 83 84 85 86 84 82 80 79

Đắc Nông 81 78 72 76 80 85 87 86 84 82 81 81 81

Đà Lạt 81 78 79 85 88 90 90 91 91 89 86 84 86

TB miền 80 78 77 78 81 82 83 83 85 85 83 82 81

Diễn biến nhiệt độ theo ngày tại các khu vực điển hình được xác định từ nhiệt độ trung

bình tháng cho ở các hình 4.2, 4.3 và 4.4.

Hình 4.2. Diễn biến nhiệt độ khu vực miền núi phía Bắc

68

Hình 4.3. Diễn biến nhiệt độ khu vực Bắc Trung bộ

Hình 4.4. Diễn biến nhiệt độ khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên

4.2.3. Điều kiện nguồn cung ứng vật liệu PGK

Khi xây dựng đập BTĐL ngoài yêu cầu về cốt liệu, cấp phối BTĐL cần một lượng lớn

các PGK hoạt tính là tro bay và Puzơlan. Vì vậy thường sử dụng nguồn cung cấp PGK

tại chỗ. Đối với khu vực miền núi phía Bắc và Bắc Trung bộ thường sử dụng nguồn

PGK nhân tạo như tro bay (nhà máy nhiệt điện Phả Lại, Ninh Bình, Uông Bí) còn khu

vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên sử dụng các loại Puzơlan thiên nhiên như Puzơlan

Phong Mỹ - Thừa Thiên Huế, Puzơlan Gia Lai, điatomit Kontum, Puzơlan Bà Rịa-

Vũng Tàu, điatomit Phú Yên... Bảng 4.2 dưới đây thống kê một số công trình đã xây

dựng ở Việt Nam sử dụng PGK.

Bảng 4. 2. Thống kê một số công trình ở Việt Nam sử dụng PGK

Khu vực Tên công trình

Hàm lượng chất kết dính Hàm lượng

PGK trung

bình (%) XM (kg) % PGK (kg) %

Miền núi Bản Chát 70 30 160 70 71,5

69

Khu vực Tên công trình

Hàm lượng chất kết dính Hàm lượng

PGK trung

bình (%) XM (kg) % PGK (kg) %

phía Bắc Sơn La 60 27 160 73

Lai Châu 60 27 160 73

Bắc

Trung bộ

Trung Sơn 90 45 110 55 57,5

Bản Vẽ 80 40 120 60

Nam

Trung bộ

và Tây

Nguyên

Pleikrong 80 27,5 210 72,5

61,4

Se San 4 80 33 160 67

Sông Tranh 2 70 39 110 61

Đồng Nai 2 80 40 120 60

Đồng Nai 4 80 46 95 54

Sông Bung 4 80 40 120 60

Nước Trong 85 43,5 110 56,5

Tân Mỹ 80 40 120 60

4.2.4. Phân vùng nghiên cứu

Như hình 4.1 cho thấy do điều kiện về địa hình nên các đập lớn được xây dựng ở Việt

Nam tập trung chủ yếu ở ba khu vực miền núi phía Bắc, Bắc Trung bộ, Nam Trung bộ

và Tây Nguyên có điều kiện khí hậu khác nhau tương đối rõ rệt. Các đập BTĐL khu

vực phía Bắc thường dùng PGK là tro bay vì ít có Puzơlan thiên nhiên đạt yêu cầu.

Phía nam hiện có tro bay nhưng chưa qua tuyển lượng mất khi nung còn cao hơn 6%

nên chủ yếu dùng Puzơlan thiên nhiên. Các yếu tố này đều có thể ảnh hưởng đến phát

triển nhiệt của BTĐL, vì vậy cần thiết phải nghiên cứu đề xuất giảm ứng suất nhiệt

riêng cho 3 vùng: miền núi phía Bắc, Bắc Trung bộ, Nam Trung bộ và Tây Nguyên.

4.3. Các tham số cơ bản dùng cho nghiên cứu

4.3.1. Các tham số đầu vào cố định

Nghiên cứu các biện pháp giảm ứng suất nhiệt đập BTĐL được tiến hành trên cùng

một mặt cắt ngang đập với các chỉ tiêu cơ lý cơ bản của đập và nền cho ở bảng 4.3.

70

Bảng 4. 3. Các tham số cơ bản dùng trong nghiên cứu

TT Hạng mục Tham số Đơn vị Giá trị

1 Chiều cao đập H m 55,8

2 Bề rộng đáy đập BD m 43,21

3 Bề rộng đỉnh đập BDD m 10

4 Chiều cao cổ đập HD m 16,45

5 Bề rộng chân đập thượng lưu BC m 2,34

6 Chiều cao chân đập thượng lưu HC m 7,75

7 Phạm vi nền tính toán về thượng lưu TLN m 60

8 Phạm vi nền tính toán về hạ lưu HLN m 60

9 Phạm vi nền tính toán phía dưới đập DSN m 50

10 Chiều dày một đợt đổ D_LOP m 1

11 Thời gian hoàn thành một đợt đổ TD_LOP ngày 1

12 Thời gian nghỉ giữa các đợt đổ TN_LOP ngày 5

13 Mô đun đàn hồi của vật liệu nền EX_F daN/m2 1,8E10

14 Khối lượng riêng của vật liệu nền DENS_F kg/m3 2700

15 Hệ số Poisson của vật liệu nền PRXY_F 0,25

16 Hệ số dẫn nhiệt của vật liệu nền KXX_F W/(m.oC) 13,3

17 Nhiệt dung riêng của vật liệu nền C_F kJ/(kgoC) 1,0217

18 Mô đun đàn hồi của vật liệu đập EX_DAM daN/m2 2,5E10

19 Khối lượng riêng của vật liệu đập DENS_

DAM

kg/m3 2480

20 Hệ số Poisson của vật liệu đập PRXY_

DAM

0,167

21 Hệ số dẫn nhiệt của vật liệu đập KXX_

DAM

W/(m.oC) 8,4

22 Nhiệt dung riêng của vật liệu đập C_ DAM kJ/(kg. oC) 0,9672

24 Hệ số đối lưu bê tông – không khí H_CONC W/(m2. oC) 34,727

25 Hệ số đối lưu nền – không khí H_FOUD W/(m2. oC) 34,727

71

4.3.2. Tham số khống chế nứt

Để có cơ sở đánh giá nứt/không nứt đập BTĐL trong quá trình thi công, sử dụng

đường cong quan hệ cường độ kháng kéo của BTĐL theo thời gian ứng với từng loại

mác bê tông khác nhau. Ứng với mỗi một ngày tuổi bê tông sẽ có một giá trị cường độ

kháng kéo tương ứng. Từ giá trị này có thể đánh giá tại thời điểm đó ứng suất trong bê

tông có vượt quá giá trị ứng suất kéo cho phép hay không.

4.4. Nghiên cứu ảnh hưởng của nhiệt độ không khí đến ứng suất nhiệt đập BTĐL

4.4.1. Cơ sở nghiên cứu

Với đặc thù phổ nhiệt độ 3 miền trên lãnh thổ Việt Nam khác nhau và nhiệt độ không

khí thay đổi theo từng mùa và tác động trực tiếp lên bề mặt khối đổ (hình 4.5) làm cho

nhiệt độ bề mặt khối đổi thay đổi theo nhiệt độ không khí. Vì vậy việc nghiên cứu ảnh

hưởng của nhiệt độ không khí vùng xây dựng đập đến trường ứng suất nhiệt trong thân

đập BTĐL là cần thiết để từ đó có kiến nghị cho phù hợp với từng vùng.

Hình 4.5. Ảnh hưởng của nhiệt độ không khí đến nhiệt độ tại biên khối đổ

4.4.2. Khi nhiệt độ không khí xem là nhiệt độ trung bình năm

Nếu lấy nhiệt độ không khí là nhiệt độ trung bình năm cho 3 miền khí hậu đặc trưng

của Việt Nam (miền núi phía Bắc, Bắc Trung bộ, Nam Trung bộ và Tây Nguyên) và

hàm lượng PGK trung bình của từng vùng (lấy theo thống kê các công trình đã xây

dựng tại các vùng, xem bảng 4.2) sẽ xác định được giá trị nhiệt độ lớn nhất và ứng suất

chính lớn nhất trong thân đập BTĐL. Tổng hợp kết quả tính toán nhiệt độ và ứng suất

nhiệt trong thân đập tại 3 miền khí hậu đặc trưng cho ở bảng 4.4.

Nhiệt độ

không khí I=NLOP

I=NLOP-1

72


theo nhiệt độ không khí trung bình năm

TT Khu vực

Nhiệt độ

TB năm

(oC)

Nhiệt độ

lớn nhất

(oC)

Chênh lệch

nhiệt độ trong

và ngoài (oC)

Ứng suất chính lớn

nhất 1 (MPa)

Thượng lưu Hạ lưu

1 Miền núi phía

Bắc 21,1 47,789 26,689 0,84 1,82

2 Bắc Trung bộ 24,3 55,336 31,036 1,07 2,02

3 Nam Trung bộ

và Tây Nguyên 28 53,356 25,356 0,76 1,73

Từ kết quả tính toán ở bảng 4.4 sơ bộ cho thấy chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài thân

đập của cả 3 miền đều khá lớn, đều xuất hiện ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng

và hạ lưu đập. Trong quá trình thi công, ứng suất chính lớn nhất xuất hiện tại mép hạ

lưu đập và có thể xuất hiện vết nứt từ mép hạ lưu.

4.4.3. Khi nhiệt độ không khí thay đổi theo thời gian (ngày)

Tương tự như phần trên, khi nhiệt độ không khí thay đổi theo ngày cho kết quả nhiệt

độ lớn nhất và ứng suất chính lớn nhất tại mép biên thượng hạ lưu đập như bảng 4.5.

Bảng 4. 5. Bảng tổng hợp kết quả tính toán nhiệt độ và ứng suất nhiệt trong thân đập khi nhiệt độ không khí thay đổi theo ngày

TT Khu vực Nhiệt độ lớn

nhất (oC)

Ứng suất chính lớn nhất 1

(MPa)


1 Miền núi phía Bắc 47,765 1,65 2,60

2 Bắc Trung bộ 55,260 2,42 3,31

3 Nam Trung bộ và Tây Nguyên 53,380 0,67 1,64

Từ kết quả tính toán ở bảng 4.5 cho thấy về cơ bản nhiệt độ lớn nhất trong thân đập

gần như không thay đổi so với tính toán theo nhiệt độ trung bình năm, thay đổi chủ

yếu ở bề mặt khối đổ. Nguyên nhân chủ yếu là do sự tăng nhiệt thủy hóa của XM

trong BTĐL rất chậm nên sự thay đổi nhiệt độ của không khí ít ảnh hưởng đến nhiệt

độ lớn nhất ở tâm khối đổ. Vì vậy để giảm ảnh hưởng của nhiệt độ không khí đến bề

73

mặt khối đổ chủ yếu dùng biện pháp bảo dưỡng bề mặt để tránh sự thay đổi đột ngột

của nhiệt độ bề mặt gây rạn nứt bề mặt khối đổ.

4.4.4. Nhận xét

Đối với khu vực miền núi phía Bắc và Bắc Trung bộ do sự biến thiên nhiệt độ không

khí khá lớn nên ứng suất chính lớn nhất 1 tại bề mặt thượng hạ lưu đập thay đổi nhiều

so với nhiệt độ trung bình năm. Kiến nghị đối với đập thi công tại các khu vực này, khi

nhiệt độ không khí nhỏ hơn 21oC (khoảng từ tháng 11 năm trước đến hết tháng 3 năm

sau) cần tiến hành bảo dưỡng bề mặt.

Đối với khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên sự biến thiên nhiệt độ không khí là

không lớn, ứng suất chính lớn nhất 1 tại bề mặt thượng hạ lưu đập cũng thay đổi

không nhiều so với nhiệt độ trung bình năm vì vậy không cần thiết phải tiến hành bảo

dưỡng bề mặt.

4.5. Nghiên cứu ảnh hưởng của độ ẩm không khí đến ứng suất nhiệt đập BTĐL


Độ ẩm tương đối của không khí (%) có ảnh hưởng lớn đến khả năng tỏa nhiệt của bê

tông vào trong môi trường không khí xung quanh. Quá trình này chỉ có thể xảy ra khi

φ < 100%. Độ ẩm càng thấp thì khả năng tỏa nhiệt càng lớn. Hay nói cách khác độ ẩm

không khí ảnh hưởng đến khả năng đối lưu nhiệt giữa bê tông và không khí.

Đối với các nước xứ lạnh, không khí có độ ẩm thấp do đó ảnh hưởng của nó đến tính

chất nhiệt của không khí là không đáng kể. Tuy nhiên Việt Nam nằm trong vùng khí

hậu nhiệt đới, không khí có độ ẩm cao lên đến 90% nên việc nghiên cứu ảnh hưởng

của độ ẩm không khí đến nhiệt đập BTĐL là cần thiết.

Theo nghiên cứu của tác giả Phạm Văn Hậu, Lê Văn Tuyển [16] cho thấy khi nhiệt độ

không khí trong khoảng từ 30oC đến 70oC, khác biệt giữa không khí ẩm với φ = 100%

với không khí khô φ = 0% là 3,7%. Hay nói cách khác hệ số tỏa nhiệt đối lưu của bê

tông và không khí với độ ẩm không khí bất kỳ được xác định theo công thức sau:

KKA = KKK - KKK *(3.7/100)*(PHI/100)

74

trong đó: KKA: Hệ số tỏa nhiệt đối lưu của bê tông với không khí ẩm;

KKK: Hệ số tỏa nhiệt đối lưu của bê tông với không khí khô;

PHI: Độ ẩm không khí (%).

Hình 4.6. Ảnh hưởng của độ ẩm không khí đến tỏa nhiệt đối lưu bê tông - không khí





dựng tại các vùng, xem bảng 4.2) chỉ thay đổi tham số độ ẩm không khí lấy theo giá trị

lớn nhất-nhỏ nhất của từng vùng. Cho chạy chương trình và hiển thị kết quả tính toán.

Bảng 4. 6. Bảng tổng hợp kết quả tính toán nhiệt độ và ứng suất nhiệt trong thân đập theo độ ẩm không khí thay đổi

TT Khu vực Độ ẩm

(%)

Nhiệt độ lớn

nhất (oC)

Chênh lệch

nhiệt độ (oC)

Ứng suất 1 (MPa)


1 Miền núi

phía Bắc

0% 47,789 26,689 0,84 1,82

73% 47,806 26,706 0,8180 1,8013

88% 47,810 26,710 0,8099 1,7935

2 Bắc Trung

bộ

0% 55,336 31,036 1,07 2,02

71% 55,354 31,054 1,0273 1,9786

I=NLOP

I=NLOP-1

Tỏa nhiệt đối lưu

75

93% 55,359 31,059 1,0165 1,9682

3

Nam Trung

bộ và Tây

Nguyên

0% 53,356 25,356 0,76 1,73

68% 53,375 25,375 0,7221 1,6899

91% 53,380 25,380 0,7113 1,6795

4.5.3. Nhận xét

Thông qua kết quả tính toán ảnh hưởng của độ ẩm không khí đến nhiệt độ lớn nhất và

ứng suất nhiệt trong đập BTĐL cho thấy:

- Khi độ ẩm tăng lên, nhiệt độ lớn nhất trong thân đập tăng lên nhưng không

đáng kể.

- Khi độ ẩm tăng lên, ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập

giảm nhưng cũng không đáng kể.

Có sự thay đổi này là do khi độ ẩm không khí tăng lên làm cho đối lưu nhiệt tại bề mặt

đập tiếp xúc với không khí giảm. Tuy nhiên có thể nói ảnh hưởng của độ ẩm không

khí đến nhiệt độ lớn nhất và ứng suất nhiệt trong thân đập là có nhưng không nhiều,

trong tính toán có thể bỏ qua nhân tố này.

4.6. Nghiên cứu ảnh hưởng của thành phần khoáng của vật liệu XM đến ứng suất nhiệt đập BTĐL


Nhiệt thủy hóa của XM ngoài phụ thuộc vào nhiệt thủy hóa của thành phần khoáng

còn phụ thuộc vào hàm lượng khoáng. Do thành phần khoáng C3A + C3S chiếm nhiệt

lượng chủ yếu nên việc nghiên cứu ảnh hưởng của thành phần khoáng C3A + C3S (hay

loại XM) đến trường ứng suất nhiệt trong thân đập BTĐL là cần thiết để từ đó có kiến

nghị cho phù hợp với từng vùng dựa trên cường độ chịu kéo cho phép của BTĐL. Với

mỗi loại bê tông khác nhau sẽ có cường độ chịu kéo khác nhau. Do việc thống kê chưa

đầy đủ kết quả thí nghiệm cường độ kháng kéo của bê tông các công trình đã xây

dựng, nên luận án chọn ra ba công trình điển hình ở ba khu vực nghiên cứu có tài liệu

đầy đủ để làm cơ sở lựa chọn giá trị giới hạn cường độ kháng kéo của bê tông đảm bảo

không nứt khi bê tông đạt cường độ tiêu chuẩn áp dụng cho từng vùng:

Đối với khu vực miền núi phía Bắc (công trình Sơn La): [k] = 1,2 MPa

76

Đối với khu vực Bắc Trung bộ (công trình Trung Sơn): [k] = 1,42 MPa

Đối với khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên (công trình Đồng Nai 4): [k] = 1,53

MPa.

Hình 4. 7. Ảnh hưởng của thành phần khoáng XM đến nhiệt thủy hóa BTĐL





dựng tại các vùng, xem bảng 4.2) chỉ thay đổi tham số hàm lượng khoáng C3A + C3S

trong XM từ 40% ~ 80% trên tổng lượng XM. Cho chạy chương trình và hiển thị kết

quả tính toán.

1) Khu vực miền núi phía Bắc (nhiệt độ trung bình năm 21,1oC, hàm lượng PGK

71,5%)

Bảng 4. 7. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập khi thay đổi hàm lượng khoáng C3A + C3S trong XM tại khu vực miền núi phía Bắc

Hàm

lượng

C3A +

C3S (%)

Nhiệt độ

lớn nhất

(oC)

Ứng suất chính lớn nhất 1 thượng hạ lưu tại các cao độ

(MPa)

5m 10m 15m 20m 25m 30m

40 41,677 0,0325 -0,0258 -0,0039 0,0048 0,0030 -0,0022

0,2304 0,6292 0,9023 0,8110 0,5142 0,2033

50 43,828 0,1587 0,0563 0,0558 0,0568 0,0486 0,0352

0,3021 0,7993 1,11 1,02 0,6905 0,3469

I=NLOP

I=NLOP-1

Nhiệt thủy hóa BTĐL

77

60 45,978 0,3708 0,4119 0,1892 0,1383 0,1195 0,0961

0,4121 1,06 1,44 1,33 0,9602 0,5668

70 48,129 0,7203 0,9604 0,6303 0,2984 0,2296 0,1898

0,5812 1,46 1,93 1,81 1,37 0,9034

80 50,279 1,28 1,80 1,36 0,8769 0,5306 0,3441

0,8412 2,08 2,69 2,55 2,01 1,42

Hình 4.8. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM và nhiệt độ lớn nhất trong thân đập

Hình 4.9. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM với ứng suất chính lớn nhất tại mép biên thượng lưu đập tại các cao độ so với đáy đập

78

Hình 4.10. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM với ứng suất chính lớn nhất tại mép biên hạ lưu đập tại các cao độ so với đáy đập

2) Khu vực Bắc Trung bộ (nhiệt độ trung bình năm 24,3 oC, hàm lượng PGK 57,5%)

Bảng 4. 8. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập khi thay đổi hàm lượng khoáng C3A + C3S trong XM tại khu vực Bắc Trung bộ

Hàm

lượng C3A

+ C3S (%)

Nhiệt độ

lớn nhất

(oC)


(MPa)

5m 10m 15m 20m 25m 30m

40 47,656 -0,0052 -0,0551 -0,0318 -0,0197 -0,0156 -0,0154

0,2009 0,5543 0,8380 0,7439 0,4379 0,1246

50 50,358 0,1513 0,0561 0,0369 0,0412 0,0357 0,0248

0,2898 0,7667 1,10 1,00 0,6594 0,3052

60 53,060 0,4186 0,5052 0,2367 0,1441 0,1249 0,1014

0,4267 1,09 1,51 1,40 0,9985 0,5816

70 55,763 0,8613 1,20 0,8163 0,4083 0,2646 0,2192

0,6376 1,60 2,13 2,00 1,52 1,00

80 58,466 1,57 2,25 1,74 1,17 0,7622 0,5167

0,9627 2,37 3,09 2,93 2,31 1,65

79


lớn nhất trong thân đập


Hình 4. 13. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM với ứng suất chính lớn nhất tại mép biên hạ lưu đập tại các cao độ so với đáy đập

80

3) Khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên (nhiệt độ trung bình năm 28 oC, hàm lượng

PGK 61,4%)

Bảng 4. 9. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập khi thay đổi hàm lượng khoáng C3A + C3S trong XM tại khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên

Hàm lượng C3A + C3S (%)

Nhiệt độ lớn nhất

(oC)

Ứng suất chính lớn nhất 1 thượng hạ lưu tại các cao độ (MPa)

5m 10m 15m 20m 25m 30m

40 46,126 -0,1221 -0,1154 -0,0841 -0,0655 -0,0545 -0,0472

0,1223 0,3557 0,6175 0,5237 0,2271 -0,0481

50 48,666 0,0096 -0,0694 -0,0399 -0,0250 -0,0192 -0,0179

0,2045 0,5520 0,8673 0,7671 0,4360 0,1041

60 51,211 0,2434 0,2321 0,0693 0,0628 0,0556 0,0425

0,3314 0,8570 1,25 1,14 0,7558 0,3647

70 53,758 0,6441 0,8824 0,5274 0,2233 0,1849 0,1533

0,5275 1,33 1,84 1,71 1,25 0,7638

80 56,306 1,30 1,88 1,39 0,8559 0,4857 0,3272

0,8306 2,06 2,74 2,58 1,99 1,37

Hình 4.14. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM và nhiệt độ lớn nhất trong thân đập

81


Hình 4.16. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM với ứng suất chính lớn nhất tại mép biên hạ lưu đập tại các cao độ so với đáy đập

4.6.3. Nhận xét

Thông qua kết quả tính toán nhiệt độ và ứng suất cho 3 vùng điển hình với hàm lượng

khoáng C3A + C3S của XM thay đổi cho thấy:

Khi hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM tăng lên, nhiệt độ lớn nhất và ứng suất tại

mặt thượng hạ lưu và đáy đập cũng tăng. Sự thay đổi nhiệt độ gần như tuyến tính,

trong khi đó ứng suất thay đổi rất nhanh.

Ứng với mỗi vùng đều xuất biểu đồ ứng suất chính lớn nhất tại mép biên thượng và hạ

lưu đập. Dựa trên giá trị giới hạn cường độ kháng kéo tiêu chuẩn của bê tông tông

được kiến nghị cho từng vùng sẽ xác định được hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM

tối đa để không nứt:

82

- Đối với khu vực miền núi phía Bắc để mặt thượng lưu đập không bị nứt thì hàm

lượng khoáng C3A + C3S của XM không nên vượt quá 73%, tương tự để mặt hạ lưu

không nứt thì hàm lượng C3A + C3S của XM không nên vượt quá 53%, hay nói cách

khác nên sử dụng XM có hàm lượng C3A + C3S không vượt quá 53%.

- Đối với khu vực Bắc Trung bộ để mặt thượng lưu đập không bị nứt thì hàm lượng

khoáng C3A + C3S của XM không nên vượt quá 72%, tương tự để mặt hạ lưu không

nứt thì hàm lượng C3A + C3S của XM không nên vượt quá 58%, hay nói cách khác

nên sử dụng XM có hàm lượng C3A + C3S không vượt quá 58%.

- Đối với khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên để mặt thượng lưu đập không bị nứt

thì hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM không nên vượt quá 77%, tương tự để mặt

hạ lưu không nứt thì hàm lượng C3A + C3S của XM không nên vượt quá 65%, hay nói

cách khác nên sử dụng XM có hàm lượng C3A + C3S không vượt quá 65%.

Tuy nhiên do đặc thù của XM từng vùng có hàm lượng C3A + C3S nhất định, ví dụ

XM PC40 Nghi Sơn có hàm lượng C3A + C3S trên tổng lượng XM chiếm 65%. Nếu

xây dựng đập ở vùng Bắc Trung bộ sử dụng XM PC40 Nghi Sơn có khả năng xảy ra

nứt ở mặt hạ lưu đập. Vì vậy nếu sử dụng loại XM này thì cần tiếp tục nghiên cứu các

biện pháp khác để giảm ứng suất nhiệt.

4.7. Nghiên cứu ảnh hưởng nhiệt độ đổ bê tông đến ứng suất nhiệt đập BTĐL


Nhiệt độ đổ bê tông ảnh hưởng đến điều kiện ban đầu của nhiệt thủy hóa XM của

BTĐL. Trong nghiên cứu này thay đổi tham số nhiệt độ đổ bê tông từ 16 ~ 22 oC. Cho

chạy chương trình và hiển thị kết quả tính toán.

Hình 4. 17. Ảnh hưởng của nhiệt độ ban đầu của bê tông Tp tại khối đổ đến nhiệt thủy hóa BTĐL

I=NLOP

I=NLOP-1

Nhiệt thủy hóa BTĐL

Tp

83


1) Khu vực miền núi phía Bắc (hàm lượng PGK trung bình 71,5%)

Bảng 4.10 tổng hợp kết quả tính toán nhiệt độ lớn nhất, ứng suất chính lớn nhất tại

mép biên thượng và hạ lưu đập trọng lực BTĐL khu vực miền núi phía Bắc tương ứng

với các nhiệt độ đổ bê tông 16, 18, 20, 22oC và được thể hiện thông qua các biểu đồ

quan hệ cho ở hình 4.18 đến hình 4.20.

Bảng 4. 10. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập khi thay đổi nhiệt độ đổ bê tông tại khu vực miền núi phía Bắc

Nhiệt độ đổ BT (oC)

Nhiệt độ lớn nhất

(oC)


5m 10m 15m 20m 25m 30m

16 46,491 0,5579 0,6986 0,4006 0,2140 0,1837 0,1522

0,5114 1,27 1,69 1,57 1,17 0,7406

18 47,789 0,6532 0,8573 0,5419 0,2557 0,2086 0,1721

0,5494 1,39 1,84 1,72 1,30 0,8402

20 49,087 0,7508 1,02 0,6862 0,3311 0,2342 0,1922

0,5879 1,50 1,99 1,87 1,42 0,9399

22 50,405 0,8500 1,17 0,8317 0,4412 0,2617 0,2123

0,6269 1,61 2,13 2,02 1,55 1,04

Hình 4.18. Biểu đồ quan hệ giữa nhiệt độ đổ bê tông và nhiệt độ lớn nhất trong thân đập

84

Hình 4.19. Biểu đồ quan hệ giữa nhiệt độ đổ bê tông với ứng suất chính lớn nhất tại mép biên thượng lưu đập tại các cao độ so với đáy đập

Hình 4.20. Biểu đồ quan hệ giữa nhiệt độ đổ bê tông với ứng suất chính lớn nhất tại mép biên hạ lưu đập tại các cao độ so với đáy đập

2) Khu vực Bắc Trung bộ (hàm lượng PGK trung bình 57,5%)

Bảng 4.11. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập khi thay đổi nhiệt độ đổ bê tông tại khu vực Bắc Trung bộ

Nhiệt độ

đổ BT

(oC)

Nhiệt độ

lớn nhất

(oC)


(MPa)

5m 10m 15m 20m 25m 30m

16 54,041 0,6797 0,9067 0,5599 0,2567 0,2126 0,1769

0,5609 1,39 1,87 1,74 1,29 0,8256

18 55,336 0,7763 1,07 0,7042 0,3275 0,2376 0,1969

0,5979 1,50 2,02 1,89 1,42 0,9253

20 56,637 0,8747 1,22 0,8496 0,4346 0,2644 0,2171

85

0,6354 1,62 2,16 2,04 1,55 1,02

22 57,960 0,9745 1,38 0,9956 0,5538 0,2960 0,2374

0,6734 1,73 2,31 2,19 1,68 1,12



mép biên thượng lưu đập tại các cao độ so với đáy đập


mép biên hạ lưu đập tại các cao độ so với đáy đập

86

3) Khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên (hàm lượng PGK trung bình 61,4%)

Bảng 4.12. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập khi thay đổi nhiệt độ đổ bê tông tại khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên

Nhiệt độ

đổ BT

(oC)

Nhiệt độ

lớn nhất

(oC)


(MPa)

5m 10m 15m 20m 25m 30m

16 52,065 0,4743 0,6016 0,2871 0,1549 0,1359 0,1126

0,4550 1,13 1,58 1,45 1,02 0,5892

18 53,356 0,5664 0,7603 0,4238 0,1884 0,1605 0,1324

0,4906 1,24 1,73 1,60 1,15 0,6888

20 54,664 0,6609 0,9191 0,5664 0,2323 0,1854 0,1524

0,5266 1,35 1,87 1,75 1,28 0,7885

22 55,981 0,7575 1,08 0,7111 0,3090 0,2109 0,1724

0,5630 1,47 2,02 1,90 1,41 0,8882


87


mép biên thượng lưu đập tại các cao độ so với đáy đập


mép biên hạ lưu đập tại các cao độ so với đáy đập

4.7.3. Nhận xét

Từ các kết quả nghiên cứu sự thay đổi nhiệt độ đổ bê tông đến nhiệt độ lớn nhất và

ứng suất nhiệt trong thân đập BTĐL đối với từng khu vực có thể kết luận như sau:

Khi nhiệt độ đổ bê tông tăng lên thì nhiệt độ lớn nhất trong thân đập cũng tăng lên theo

hàm loga (nhưng gần như tuyến tính).

Khi nhiệt độ đổ bê tông tăng thì ứng suất chính lớn nhất tại mép biên thượng và hạ lưu

cũng tăng theo hàm loga (và gần như tuyến tính).

Khi nhiệt độ đổ bê tông tăng, ứng suất chính lớn nhất tại mép biên thượng lưu còn nhỏ

hơn cường độ kháng kéo của BTĐL ứng với các mác bê tông khác nhau hay nói cách

khác mặt thượng lưu không nứt, còn ứng suất chính lớn nhất tại mép biên hạ lưu lớn

hơn cường độ kháng kéo của BTĐL khống chế cho từng khu vực gây ra nứt.

88

Nếu sử dụng hàm lượng PGK trung bình cho các các khu vực như ở bảng 4.2, để

không bị nứt ở mặt hạ lưu đập thì nhiệt độ đổ bê tông phải rất thấp, điều này làm tăng

chi phí trong quá trình làm lạnh bê tông. Vì vậy để khống chế hoàn toàn không nứt mà

chỉ sử dụng biện pháp làm lạnh bê tông thường không hiệu quả nên cần kết hợp với

các biện pháp khác như tăng hàm lượng PGK để giảm ứng suất này.

4.8. Nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng PGK đến ứng suất nhiệt đập BTĐL

4.8.1. Nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng PGK đến nhiệt và ứng suất nhiệt thân đập BTĐL

Tổng hợp kết quả tính toán nhiệt độ và ứng suất nhiệt trong các trường hợp thay đổi

hàm lượng PGK từ 20% ~ 90% với nhiệt độ và độ ẩm của môi trường lấy theo trung

bình năm (25oC) và nhiệt độ bê tông khi đổ cũng là hằng số (18oC) được cho ở bảng

4.13 và hình 4.27 đến hình 4.29.

Bảng 4. 13. Bảng tổng hợp kết quả nhiệt độ và ứng suất trong thân đập ứng với các hàm lượng PGK khác nhau

Hàm

lượng

PGK%

Nhiệt độ

lớn nhất

(oC)


Vị trí 0m 5m 10m 15m 20m 25m

20 75,362 TL 4,5556 1,4275 2,0470 1,5540 1,0133 0,6273

HL 3,9060 0,8962 2,2120 2,8991 2,7468 2,1515

30 70,026 TL 4,3709 1,2444 1,7752 1,3171 0,8144 0,4644

HL 3,7644 0,8125 2,0132 2,6537 2,5084 1,9470

40 64,690 TL 4,1889 1,0626 1,5034 1,0804 0,6172 0,3361

HL 3,6231 0,7290 1,8145 2,4084 2,2700 1,7425

50 59,354 TL 4,0093 0,8825 1,2316 0,8443 0,4257 0,2693

HL 3,4820 0,6457 1,6160 2,1631 2,0315 1,5381

60 54,020 TL 3,8319 0,7049 0,9598 0,6095 0,2698 0,2131

HL 3,3413 0,5626 1,4176 1,9178 1,7931 1,3336

70 48,687 TL 3,6566 0,5308 0,6881 0,3788 0,1852 0,1585

HL 3,2008 0,4797 1,2195 1,6726 1,5547 1,1292

80 43,355 TL 3,4831 0,3619 0,4165 0,1725 0,1199 0,1044

89

Hàm

lượng

PGK%

Nhiệt độ

lớn nhất

(oC)


Vị trí 0m 5m 10m 15m 20m 25m

HL 3,0606 0,3970 1,0218 1,4274 1,3163 0,9247

90 38,027 TL 3,3113 0,2007 0,1453 0,0582 0,0580 0,0507

HL 2,9206 0,3147 0,8247 1,1823 1,0779 0,7203

Hình 4.27. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng PGK với nhiệt độ lớn nhất trong thân đập

Hình 4.28. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng PGK với ứng suất chính lớn nhất tại mép biên thượng lưu đập tại các cao độ so với đáy đập

90

Hình 4.29. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng PGK với ứng suất chính lớn nhất tại mép biên hạ lưu đập tại các cao độ so với đáy đập

Từ các kết quả này có thể sơ bộ nhận xét như sau:

Khi hàm lượng PGK tăng lên thì nhiệt độ lớn nhất trong thân đập giảm theo hàm loga

(cũng gần như tuyến tính) như hình 4.27.

Khi hàm lượng PGK tăng thì ứng suất chính lớn nhất tại mép biên thượng và hạ lưu

giảm theo hàm loga (cũng gần như tuyến tính) như hình 4.28 và hình 4.29.

Nếu biết khả năng chống nứt của BTĐL [Sigmak] tại thời điểm xuất hiện ứng suất

chính lớn nhất (ví dụ đối với khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên bằng 1,53 MPa)

sẽ xác định được hàm lượng PGK yêu cầu để đảm bảo không nứt. Để đảm bảo thượng

lưu không nứt thì hàm lượng PGK phải đạt trên 40%, tương tự để đảm bảo hạ lưu

không nứt thì hàm lượng PGK phải trên 75%.

Tuy nhiên đối với mỗi vùng miền có nhiệt độ trung bình năm khác nhau, khống chế

ứng suất chính lớn nhất khác nhau và tại các thời điểm khác nhau, vì vậy cần thiết phải

nghiên cứu cụ thể cho đặc trưng khí hậu từng vùng.

4.8.2. Kiến nghị hàm lượng PGK trên tổng lượng chất kết dính cho từng khu vực

Theo kết quả tính toán nhiệt độ và ứng suất nhiệt trong thân đập trọng lực BTĐL khi

nhiệt độ không khí thay đổi theo ngày của từng miền (Bảng 4.5) cho thấy, đập thi công

tại các khu vực đều có ứng suất chính lớn nhất tại hạ lưu đập vượt quá khả năng chống

nứt của BTĐL. Theo kết quả nghiên cứu sơ bộ ở phần trên cần thiết phải tiến hành

tăng hàm lượng PGK để giảm chênh lệch nhiệt độ trong và ngoài thân đập đồng nghĩa

91

với việc giảm ứng suất nhiệt. Kết quả tính toán được cho ở hình 4.30 đến hình 4.32.

Kết quả kiến nghị hàm lượng PGK đối với từng khu vực cho ở bảng 4.14.

Hình 4.30. Kiến nghị hàm lượng PGK khu vực miền núi phía Bắc dựa trên khống chế cường độ kháng kéo của BTĐL

Hình 4.31. Kiến nghị hàm lượng PGK khu vực Bắc Trung bộ dựa trên khống chế cường độ kháng kéo của BTĐL

Hình 4. 32. Kiến nghị hàm lượng PGK khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên dựa trên khống chế cường độ kháng kéo của BTĐL

92

Bảng 4. 14. Bảng kiến nghị hàm lượng PGK đối với từng khu vực

TT Khu vực Hàm lượng PGK (%)

Nhiệt độ

lớn nhất

(oC)

Ứng suất chính lớn nhất

(MPa)


1 Miền núi phía

Bắc

Thực tế 71,5 47,789 0,84 1,82

Kiến nghị Cần kết hợp các biện pháp khác

2 Bắc Trung bộ Thực tế 57,5 55,336 1,07 2,02

Kiến nghị Nên kết hợp thêm các biện pháp khác

3 Nam Trung bộ

và Tây Nguyên

Thực tế 61,4 53,356 0,76 1,73

Kiến nghị 70 48,687 0,527 1,53

4.8.3. Nhận xét

Nghiên cứu tổng quát với đập trọng lực BTĐL có nhiệt độ không khí trung bình năm

25oC, nhiệt độ ban đầu của bê tông 18oC, chiều dày một đợt đổ 1m, đổ 1 ngày nghỉ 5

ngày có thể kết luận như sau:

Khi hàm lượng PGK tăng lên thì nhiệt độ lớn nhất trong thân đập giảm theo hàm loga

(cũng gần như tuyến tính).

Khi hàm lượng PGK tăng thì ứng suất chính lớn nhất tại mép biên thượng và hạ lưu

giảm theo hàm loga (cũng gần như tuyến tính).

Với BTĐL nói chung thường khả năng chống nứt tại thời điểm xuất hiện ứng suất

chính lớn nhất [Sigma] = 1,53 MPa (có kể đến biến dạng dẻo của bê tông), từ biểu đồ

quan hệ giữa ứng suất chính lớn nhất và hàm lượng PGK sẽ xác định được hàm lượng

PGK yêu cầu để đảm bảo không nứt. Để đảm bảo thượng lưu không nứt thì hàm lượng

PGK phải đạt trên 40%, tương tự để đảm bảo hạ lưu không nứt thì hàm lượng PGK

phải trên 75%.

93

Tuy nhiên đối với mỗi vùng miền có nhiệt độ trung bình năm khác nhau, khống chế

ứng suất chính lớn nhất khác nhau vì vậy đã tiến hành nghiên cứu cụ thể cho đặc trưng

từng vùng và kiến nghị:

Đối với khu vực miền núi phía Bắc và Bắc Trung bộ nếu chỉ khống chế ứng suất nhiệt

thông qua việc tăng hàm lượng PGK là không hợp lý cần kết hợp với các biện pháp

khác để giảm ứng suất nhiệt.

Đối với khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên có thể khống chế ứng suất nhiệt thông

qua tăng hàm lượng PGK, kiến nghị hàm lượng PGK trên 70% (với nhiệt độ ban đầu

của bê tông nhỏ hơn 18oC).

4.9. Đề xuất giải pháp giảm ứng suất nhiệt BTĐL hợp lý cho từng khu vực

4.9.1. Cơ sở đề xuất giải pháp hợp lý

Theo các nghiên cứu ở trên cho thấy có nhiều nhân tố ảnh hưởng đến ứng suất nhiệt

BTĐL, tuy nhiên mới chỉ dừng lại nghiên cứu độc lập cho từng nhân tố mà chưa xét

đến tổng thể các nhân tố ảnh hưởng đến ứng suất nhiệt đập BTĐL. Thực tế các nhân tố

này chịu sự chi phối lẫn nhau, vì vậy phải có giải pháp hài hòa giữa các nhân tố làm

sao giảm ứng suất nhiệt nhưng vẫn đảm bảo điều kiện kinh tế và kỹ thuật của từng

vùng. Đối với yếu tố môi trường là không thể tránh khỏi, chỉ cần dùng biện pháp bảo

ôn bề mặt là có thể tránh được nứt bề mặt và có thể coi nhiệt độ là nhiệt độ trung bình

năm của từng vùng. Đối với ảnh hưởng của nhiệt độ đổ bê tông đến nhiệt độ lớn nhất

và ứng suất nhiệt trong thân đập là rõ ràng, nhiệt độ đổ bê tông giảm, ứng suất nhiệt

giảm. Nhưng việc giảm nhiệt độ đổ bê tông gặp nhiều khó khăn và tăng nhiều chi phí

thi công khi làm lạnh bê tông, vì vậy theo tác giả nên giảm tới mức tối thiểu là 18oC.

Ngoài hai yếu tố trên, vấn đề còn lại là tổng hàm lượng khoáng C3A + C3S trên tổng

lượng XM và hàm lượng PGK trên tổng lượng CKD. Hàm lượng khoáng C3A + C3S

tăng thì nhiệt độ lớn nhất trong thân đập tăng đồng nghĩa với việc ứng suất nhiệt tăng

và người lại hàm lượng PGK tăng thì nhiệt độ giảm và ứng suất giảm. Việc hài hòa hai

yếu tố này rất quan trọng vì ảnh hưởng trực tiếp đến ứng suất nhiệt và điều kiện cung

ứng vật liệu của từng khu vực. Để xác định hàm lượng hợp lý được thực hiện theo

hình 4.33.

94

Hình 4.33. Xác định hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM và hàm lượng PGK trên tổng lượng CKD hợp lý

4.9.2. Đề xuất giải pháp giảm ứng suất nhiệt hợp lý cho từng khu vực

4.9.2.1. Đối với khu vực miền núi phía Bắc

Hình 4.34. Biểu đồ quan hệ giữa hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM và hàm lượng PGK trên tổng lượng CKD với ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập

khu vực miền núi phía Bắc

Cách xác định hàm lượng hợp lý như sau:

- Vẽ biểu đồ quan hệ giữa ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập với

hàm lượng PGK khi tổng hàm lượng khoáng C3A + C3S đã biết, có thể lấy theo loại

1 (MPa)

PGK (%)

C3A+C3S (%)

1~PGK 1[F]~(C3A+C3S)

[]

[F]%

[CX]%

95

XM thường dùng ở khu vực miền núi phía Bắc, trong biểu đồ trên lấy bằng 53,5%

(quan hệ SigmaTL ~ F và SigmaHL ~ F trên hình 4.34).

- Vẽ giới hạn ứng suất chính lớn nhất của BTĐL tại thời điểm xuất hiện ứng suất chính

lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập, trong biểu đồ trên lấy bằng 1,2MPa.

- Từ các đường quan hệ này xác định được hàm lượng PGK yêu cầu để không nứt trên

biểu đồ lớn hơn hoặc bằng 72,5%.

- Từ hàm lượng PGK yêu cầu đã xác định ở trên, vẽ đường quan hệ giữa ứng suất

chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập với tổng hàm lượng khoáng C3A + C3S

(quan hệ SigmaTL ~ C và SigmaHL ~ C trên hình 4.34).

- Từ các đường quan hệ này xác định được tổng hàm lượng khoáng C3A + C3S yêu cầu

để không nứt trên biểu đồ nhỏ hơn hoặc bằng 53,5%.

4.9.2.2. Đối với khu vực Bắc Trung bộ


khu vực Bắc Trung bộ

Tương tự như khu vực miền núi phía Bắc với giới hạn ứng suất chính lớn nhất của

BTĐL tại thời điểm xuất hiện ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập lấy

bằng 1,42MPa, tổng hàm lượng khoáng C3A + C3S của loại XM thường dùng ở khu

vực Bắc Trung bộ bằng 65% (XM PC40 Nghi Sơn), xác định được hàm lượng PGK

hợp lý bằng 75%.

96

4.9.2.3. Đối với khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên

Tương tự như khu vực miền núi phía Bắc với giới hạn ứng suất chính lớn nhất của

BTĐL tại thời điểm xuất hiện ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập lấy

bằng 1,53MPa, tổng hàm lượng khoáng C3A + C3S của loại XM thường dùng ở khu

vực Nam trung bộ và Tây Nguyên bằng 70,5% (XM PC40 Holcim), xác định được

hàm lượng PGK hợp lý bằng 74% (hình 4.36a).

Nếu tăng nhiệt độ đổ bê tông lên tối đa 20oC nhưng vẫn giữ tổng hàm lượng khoáng

C3A + C3S của XM bằng 70,5% thì hàm lượng PGK phải tăng lên 79% như hình

4.36b.

Nếu tăng nhiệt độ đổ bê tông lên tối đa 20oC nhưng giảm tổng hàm lượng khoáng C3A

+ C3S của XM bằng 65% thì hàm lượng PGK giảm còn 79% như hình 4.36c.

Tổng hợp kết quả kiến nghị cho từng vùng như bảng 4.15.

Bảng 4. 15. Bảng kiến nghị giải pháp tổng thể giảm ứng suất nhiệt cho từng vùng để đảm bảo BTĐL không nứt

TT Khu vực Nhiệt độ

không khí

(oC)

Nhiệt độ

đổ bê tông

(oC)

Hàm lượng

khoáng C3A

+ C3S của

XM (%)

Hàm lượng

PGK trên

tổng lượng

CKD (%)

1 Miền núi phía

Bắc

21,1 18 53,5 72,5

2 Bắc Trung bộ 24,3 18 65 75

3 Nam Trung bộ và

Tây Nguyên

28 18 70,5 74

28 20 70,5 79

28 20 65 65

97


khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên

98

4.10. Kiểm nghiệm tính toán ứng suất nhiệt đập BTĐL Trung Sơn – Thanh Hóa

4.10.1. Giới thiệu công trình

4.10.1.1. Giới thiệu công trình

- Vị trí xây dựng: Công trình thủy điện Trung Sơn được xây dựng trên dòng chính

sông Mã thuộc địa phận xã Trung Sơn, huyện Quan Hóa, tỉnh Thanh Hóa được khởi

công xây dựng ngày 24/11/2012 và dự kiến hoàn thành đầu năm 2017.

Hình 4.37. Đập BTĐL Trung Sơn đang trong quá trình thi công

- Nhiệm vụ công trình: Sản xuất điện năng với công suất lắp đặt 260MW, bao gồm 4

tổ máy sản xuất 1.018,61 triệu kWh hàng năm là nguồn bổ sung đáng kể cho lưới điện

quốc gia. Đây là một dự án đa mục tiêu, vừa cung cấp điện vừa giúp kiểm soát lũ với

dung tích phòng lũ thường xuyên 112 triệu m3.

- Đập ngăn sông: Đập BTĐL cấp 1 với chiều cao đập lớn nhất 84,5 m, chiều dài đỉnh

đập 513 m, chiều rộng đỉnh đập 8 m, chiều rộng đáy đập 82,7 m, hệ số mái hạ lưu

0,65, hệ số mái thượng lưu 0,35.

- Vùng xây dựng đập thuộc khu vực khí hậu Tây Bắc Việt Nam, chịu ảnh hưởng của

gió mùa cực đới một cách gián tiếp nên nền nhiệt độ mùa đông cao hơn so với vùng

99

Đông Bắc. Khí hậu được chia làm hai mùa rõ rệt. Độ ẩm không khí trung bình năm

dao động trong khoảng 84% ~ 89%.

4.10.1.2. Các chỉ tiêu cơ lý và nhiệt của bê tông và đá nền

Theo tài liệu thiết kế kỹ thuật đập BTĐL Trung Sơn của Tư vấn thiết kế, các chỉ tiêu

cơ lý và nhiệt của BTĐL và đá nền như sau:

Các chỉ tiêu cơ lý của BTĐL:




Chỉ tiêu cơ lý của BTĐL theo thời gian:

Hình 4.38. Sự phát triển cường độ kháng kéo và kháng nén của BTĐL theo thời gian

Các chỉ tiêu về nhiệt của BTĐL:

Bảng 4.16. Các chỉ tiêu về nhiệt của BTĐL đập Trung Sơn


1 Nhiệt dung riêng C J/kg - 0C 756

2 Tính dẫn nhiệt λ W/m - 0C 1,5

3 Hệ số khuếch tán nhiệt D m2×10-7/s 8,62

4 Hệ số giãn nở nhiệt α mm/mm×10-6/0C 7,87

100

Nhiệt thủy hóa của BTĐL:

- Khối lượng chất kết dính cho 1 m3 BTĐL: 60 kg XM, 140 kg tro bay, hàm

lượng PGK/CKD bằng 70%.

- Tổng lượng nhiệt thủy hóa của CKD: 210 J/g

- Nhiệt thể tích BTĐL: 1814 kJ/m3-0C

- Hệ số tỏa nhiệt: 0,025

Các chỉ tiêu cơ lý của đá nền:




Các chỉ tiêu về nhiệt của đá nền:

Bảng 4.17. Các chỉ tiêu về nhiệt của đá nền


1 Nhiệt dung riêng C J/kg - 0C 850

2 Tính dẫn nhiệt λ W/m - 0C 3,1

4.10.1.3. Các điều kiện biên về nhiệt

Một số điều kiện biên cơ bản khi tính nhiệt trong đập BTĐL bao gồm các hệ số truyền

nhiệt đối lưu, nhiệt độ trung bình tháng vùng xây dựng công trình, nhiệt độ ban đầu tại

khối đổ bê tông và nhiệt độ ban đầu của đá nền và nước hồ được thể hiện trên các

Bảng 4.17 ~ 4.19.

Bảng 4.18. Hệ số truyền nhiệt đối lưu

Môi trường Hệ số truyền nhiệt đối lưu [W/m2. 0C]

Bê tông - Không khí 30

Nền đá - Không khí 15

Bê tông - Nước hồ 300

101

Bảng 4.19. Nhiệt độ không khí trung bình tháng tại khu vực thi công công trình

Tháng Nhiệt độ không khí (0C) Tăng nhiệt do bức xạ (0C)

1 15,8 2,0

2 18,1 2,0

3 21,2 2,0

4 24,7 4,0

5 26,9 4,0

6 27,6 4,0

7 27,6 4,0

8 27,5 4,0

9 25,7 4,0

10 23,4 2,0

11 22,5 2,0

12 17,7 2,0

Bảng 4.20. Nhiệt độ ban đầu của môi trường

TT Vật liệu Nhiệt độ (0C)

1 BTĐL 21

2 Đá nền 20

3 Nước hồ 20

Tốc độ đổ bê tông trung bình 4 ngày/m (1 ngày đổ, 3 ngày nghỉ).

4.10.1.4. Mặt cắt kiểm tra

Kiểm tra cho mặt cắt đập không tràn tuyến quan trắc chính số 3 tiếp giáp vai phải tràn

xả lũ cho ở hình 4.39.

102

m=0.65

162.80

133.00

115.80

112.00

90.00

9.00

25.41

3.50

Hình 4.39. Mặt cắt kiểm tra

4.10.2. Kết quả quan trắc nhiệt

Trong thân và nền đập BTĐL Trung Sơn đã bố trí 3 tuyến quan trắc chính số 1, 2 và 3.

Trong đó tuyến quan trắc chính số 3 vuông góc với trục đập đặt tại mặt cắt đập không

tràn tiếp giáp với vai phải tràn xả lũ (mặt cắt đập dâng lớn nhất). Trên tuyến đã bố trí

các điểm quan trắc nhiệt trong thời gian thi công (điểm đo TT53 đến TT81) và vận

hành (điểm đo PT56 đến PT87) và ứng suất ba chiều (SX19,SY19,SZ19 đến

SX28,SY28,SZ28) như trên hình 4.40.

Đối với thiết bị quan trắc nhiệt vĩnh cửu sử dụng model thiết bị 4700 của Geokon –

Mỹ. Giá trị đo nhiệt độ trong quá trình theo dõi tại vị trí điểm đo PT64 giữa cao trình

102,2 m được cho ở hình 4.41.

103

2

5.0

815

.00

10

.00

10.0

01

0.0

01

0.0

01

0.6

01

0.0

0

11

11

7

11

715 7

5115

15

7

7

10 10

10 15 1020

17 17

15

m=0.65

162.80

133.00

115.80

112.00

90.00

87.20

102.20

112.20

122.20

132.20

142.20

152.20

PT56+TT53

PT57+TT54 PT58+TT55 PT59+TT56 PT60+TT57 PT61+TT58

PT62+TT59 PT63+TT60 PT64+TT61 PT65+TT62 PT66+TT63PT67

PT68+TT64 PT69+TT65

PT70+TT66 PT71+TT67PT72+

TT68PT73

PT74+TT69

PT75+TT70 PT76+TT71PT77+TT72PT78+TT73PT79

PT80+TT74 PT81+TT75 PT82+TT76

PT83+TT77

PT84+TT78

PT85+TT79

PT86+TT80

PT87+TT81 SY

SX

SZ

90°90°

90°152.20

142.20

132.20

122.20

112.20

102.20

87.20

25

Hình 4.40. Vị trí quan trắc nhiệt và ứng suất trong thân đập

PT – cảm biến đo nhiệt độ loại vĩnh cửu; TT – cảm biến đo nhiệt độ trong thời gian thi

công; SX, SY, SZ – thiết bị đo ứn suất ba chiều

Kết quả quan trắc nhiệt cho thấy trong giai đoạn đầu nhiệt độ bê tông tại vị trí đo tăng

và sau 90 ngày nhiệt độ bắt đầu đi vào ổn định trong khoảng 40oC. Giá trị nhiệt độ lớn

nhất đo được tại vị trí PT64 là 41,69oC. Ngoài ra cũng có thể nhận định nhiệt độ của

bê tông tại điểm đo PT64 ở sâu trong khối đổ ít bị ảnh hưởng của thay đổi nhiệt độ

môi trường.

104

Hình 4.41. Giá trị đo nhiệt độ trong quá trình theo dõi tại vị trí điểm đo PT64

4.10.3. Tính toán nhiệt và ứng suất nhiệt đập

4.10.3.1. Mô hình tính toán

Mô hình hóa kết cấu đập và nền theo bài toán biến dạng phẳng bằng phương pháp

phần tử hữu hạn. Đầu tiên sử dụng mạng lưới phần tử PLANE77 phân tích trường

nhiệt sau đó sử dụng phần tử PLANE182 phân tích trường ứng suất biến dạng.

Kích thước hình học đập được lấy theo hình 4.39. Tuy nhiên để đơn giản hóa tính toán

bỏ qua ảnh hưởng của hành lang thân đập, chi tiết mái thượng hạ lưu và đỉnh đập.

Phạm vi nền tính toán về mỗi phía bằng chiều cao đập. Mô hình hình học đập và nền

được cho ở hình 4.42. Mô hình PTHH đập và nền được cho ở hình 4.43.

Hình 4.42. Mô hình hình học đập và nền

105

Hình 4.43. Mô hình PTHH đập làm việc đồng thời với nền

4.10.3.2. Kết quả tính toán

Kết quả tính toán trường nhiệt độ, ứng suất chính lớn nhất trong thân đập và mặt

thượng hạ lưu đập tại thời điểm xuất hiện nhiệt độ lớn nhất cho ở hình 4.44 ~ 4.46.

Hình 4.44. Trường nhiệt độ lớn nhất trong thân đập

106

Hình 4.45. Trường ứng suất nhiệt trong thân đập

Hình 4.46. Ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và hạ lưu đập

Bảng 4.21. Bảng tổng hợp kết quả tính toán nhiệt độ và ứng suất nhiệt trong thân đập

Nhiệt độ lớn nhất (oC) Ứng suất chính lớn nhất 1 (MPa)

Thượng lưu Hạ lưu Đáy đập

42,357 0,924 1,27 1,37

4.10.3.3. Nhận xét

Qua kết quả tính toán ở hình 4.44 và bảng 4.21 ứng với các tham số đầu như trên cho

thấy nhiệt độ lớn nhất trong thân đập cũng xuất hiện tại gần vị trí điểm đo PT64 nhưng

107

hơi lệch về phía thượng lưu có giá trị bằng 42,357oC. Tại mép thượng và hạ lưu đập

đều xuất hiện ứng suất kéo. Thời điểm xuất hiện nhiệt độ lớn nhất, ứng suất kéo cho

phép của bê tông bằng 1,09 MPa, tại mặt hạ lưu đập từ cao độ 22 m đến 42 m có thể

xuất hiện nứt do vượt quá khả năng chịu kéo của bê tông. Do bê tông đáy đập bị kiềm

chế nên cũng xuất hiện ứng suất kéo vượt qua khả năng chịu kéo của bê tông. Vì vậy

để đảm bảo an toàn và ngăn ngừa vết nứt có thể xảy ra do nhiệt cần tiến hành giảm

ứng nhiệt để nâng cao độ an toàn của kết cấu.

4.10.4. Giải pháp giảm ứng suất nhiệt đập BTĐL Trung Sơn

Qua kết quả nghiên cứu ở trên cho thấy có nhiều biện pháp để giảm ứng suất nhiệt đập

BTĐL như giảm hàm lượng thành phần khoáng gây nhiệt thủy hóa chủ yếu của XM,

giảm nhiệt độ đổ bê tông, tăng hàm lượng PGK tro bay nhiệt điện hoặc tăng khả năng

chống nứt của BTĐL.

Vì vậy để giảm ứng suất nhiệt đập BTĐL Trung Sơn đã tiến hành giảm nhiệt độ khối

đổ xuống từ 21oC xuống 20oC và tăng hàm lượng PGK tro bay nhiệt điện từ 70% lên

72,5%. Kết quả tính toán ứng suất chính lớn nhất được cho ở hình 4.47 và hình 4.48.

Tổng hợp kết quả cho ở bảng 4.22.

Hình 4.47. Trường ứng suất chính lớn nhất trong thân đập với giải pháp kiến nghị

108

Hình 4.48. Ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng hạ lưu đập với giải pháp kiến nghị

Bảng 4. 22. Bảng tổng hợp kết quả tính toán nhiệt độ và ứng suất nhiệt trong thân đập với giải pháp kiến nghị

Nhiệt độ lớn nhất (oC) Ứng suất chính lớn nhất 1 (MPa)

Thượng lưu Hạ lưu Đáy đập

41,282 0,719 1,07 1,33

Từ kết quả tính toán tại bảng 4.22 cho thấy ứng suất chính lớn nhất tại mặt thượng và

hạ lưu đập đều giảm và nhỏ hơn ứng suất kéo cho phép của bê tông. Tại đáy đập tiếp

giáp với nền xuất hiện ứng suất kéo vượt qua khả năng chịu kéo của bê tông vì vậy chỉ

cần xử lý bằng bê tông thường lót đáy với cường độ chịu kéo lớn hơn 1,33 MPa.

4.11. Kết luận chương 4

Từ kết quả tính toán với Chương trình đã lập sẵn trong phần mềm ANSYS với đập

BTĐL có những kết luận sau:

- Ảnh hưởng của nhiệt độ không khí đến ứng suất nhiệt tại bề mặt đập BTĐL là rõ

ràng. Ảnh hưởng lớn nhất là tại khu vực miền núi phía Bắc và Bắc Trung bộ do sự

biến thiên nhiệt độ không khí khá lớn so với nhiệt độ trung bình năm. Đối với đập thi

công tại các khu vực này, khi nhiệt độ không khí nhỏ hơn 21oC (khoảng từ tháng 11

năm trước đến hết tháng 3 năm sau) cần tiến hành bảo ôn bề mặt. Khi nhiệt độ không

khí cao hơn 25oC hoặc nhiệt độ bê tông khi đổ cao hơn 22oC thì dừng đổ, và thi công

vào ban đêm.

109

- Ảnh hưởng của độ ẩm không khí đến nhiệt độ lớn nhất và ứng suất nhiệt trong

thân đập là có nhưng không nhiều.

- Hàm lượng khoáng của XM đặc biệt là thành phần khoáng C3A và C3S ảnh

hưởng lớn đến nhiệt độ lớn nhất và ứng suất nhiệt trong thân và bề mặt đập BTĐL.

Hàm lượng khoáng C3A và C3S của XM tăng đồng nghĩa với việc nhiệt và ứng suất

nhiệt tăng. Kiến nghị đối với khu vực miền núi phía Bắc sử dụng XM có hàm lượng

C3A + C3S không vượt quá 53%, khu vực Bắc Trung bộ sử dụng XM có hàm lượng

C3A + C3S không vượt quá 58%, khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên sử dụng XM

có hàm lượng C3A + C3S không vượt quá 65%.

- Nhiệt độ ban đầu vào khối đổ của bê tông ảnh hưởng nhiều đến nhiệt độ lớn nhất

và ứng suất nhiệt trong thân và mặt đập. Tăng nhiệt và ứng suất nhiệt gần như tuyến

tính với nhiệt độ ban đầu. Kết quả tính toán cho thấy nếu chỉ dùng biện pháp giảm

nhiệt ban đầu của bê tông để không gây nứt đập BTĐL là không kinh tế vì nhiệt độ đổ

cần thấp làm tăng chi phí trong quá trình làm lạnh bê tông. Kiến nghị đối với khu vực

miền núi phía Bắc và Bắc Trung bộ, nhiệt độ ban đầu của bê tông không thấp hơn

18oC; đối với khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên, nhiệt độ ban đầu của bê tông

không thấp hơn 20oC. Cần kết hợp các biện pháp giảm ứng suất nhiệt khác.

- Ảnh hưởng của hàm lượng PGK trên tổng lượng CKD đến nhiệt và ứng suất

nhiệt đập BTĐL là rõ ràng, hàm lượng PGK tăng nhiệt và ứng suất nhiệt trong đập

BTĐL sẽ giảm. Tuy nhiên việc tăng này chỉ có giới hạn nhất định vì còn phụ thuộc

vào tính chất cơ lý của BTĐL. Nếu khống chế hàm lượng khoáng của XM (loại XM)

sẽ khống chế được hàm lượng PGK. Kiến nghị đối với khu vực miền núi phía Bắc, nếu

khống chế nhiệt độ đổ bê tông không lớn hơn 18oC, hàm lượng khoáng C3A + C3S của

XM không lớn hơn 53,5%, hàm lượng PGK ít nhất bằng 72,5% trên tổng lượng CKD;

đối với khu vực Bắc Trung bộ, nếu khống chế nhiệt độ đổ bê tông không lớn hơn

18oC, hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM không lớn hơn 65%, hàm lượng PGK ít

nhất bằng 75% trên tổng lượng CKD; đối với khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên,

nếu khống chế nhiệt độ đổ bê tông không lớn hơn 20oC, hàm lượng khoáng C3A + C3S

của XM không lớn hơn 65%, hàm lượng PGK ít nhất bằng 65% trên tổng lượng CKD.

110

- Qua kiểm nghiệm tính toán nhiệt và ứng suất nhiệt đập BTĐL Trung Sơn –

Thanh Hóa với phương án thiết kế và phương án nghiên cứu kiến nghị giảm nhiệt độ

khối đổ xuống từ 21oC xuống 20oC và tăng hàm lượng PGK tro bay nhiệt điện từ 70%

lên 72,5%.

111

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. Kết luận

Qua quá trình nghiên cứu luận án rút ra các kết luận sau:

(1) Luận án đã xây dựng được bài toán chuyên dụng tính nhiệt và ứng suất nhiệt đập

BTĐL có tên DAPBTDL dựa trên ngôn ngữ lập trình tham số APDL trong phần mềm

ANSYS có tích hợp các nghiên cứu của tác giả để giải bài toán kết cấu đập có kích

thước tùy ý với điều kiện môi trường (nhiệt độ, độ ẩm thay đổi theo thời gian), điều

kiện vật liệu (XM, PGK) và điều kiện thi công (chiều dày lớp đổ, thời gian giữa các

đợt đổ) tương ứng phù hợp với điều kiện Việt Nam.

(2) Từ các kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của các yếu tố nhiệt độ không khí, độ ẩm

môi trường, hàm lượng khoáng của XM, nhiệt độ bê tông trước khi đổ và hàm lượng

PGK đến ứng suất nhiệt đập BTĐL đã đưa ra các giải pháp cho từng khu vực đặc thù

của Việt Nam để đập BTĐL không nứt trong quá trình thi công.

(3) Để đập BTĐL không bị nứt do ứng suất nhiệt đề xuất:

- Đối với khu vực miền núi phía Bắc, khống chế nhiệt độ đổ bê tông không lớn hơn

18oC, hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM không lớn hơn 53,5%, hàm lượng PGK ít

nhất bằng 72,5% trên tổng lượng CKD.

- Đối với khu vực Bắc Trung bộ, khống chế nhiệt độ đổ bê tông không lớn hơn 18oC,

hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM không lớn hơn 58%, hàm lượng PGK ít nhất

bằng 75% trên tổng lượng CKD.

- Đối với khu vực Nam Trung bộ và Tây Nguyên, khống chế nhiệt độ đổ bê tông

không lớn hơn 20oC, hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM không lớn hơn 65%, hàm

lượng PGK ít nhất bằng 65% trên tổng lượng CKD.

(4) Tiến hành kiểm nghiệm tính toán ứng suất nhiệt cho đập BTĐL Trung Sơn-Thanh

Hóa. Với kịch bản thay đổi điều kiện biên về nhiệt, để đập BTĐL không bị nứt do ứng

112

suất nhiệt, kiến nghị giảm nhiệt độ khối đổ xuống từ 21oC xuống 20oC và tăng hàm

lượng PGK tro bay nhiệt điện từ 70% lên 72,5%.

2. Những đóng góp mới của Luận án

(1) Đã đề xuất hiệu chỉnh công thức tính toán nhiệt thủy hóa của BTĐL phù hợp với

đặc điểm một số loại xi măng của Việt Nam.

(2) Đã xây dựng được mô đun chuyên dụng tích hợp với phần mềm ANSYS phân tích

trường nhiệt và ứng suất nhiệt của đập BTĐL.

(3) Đã sử dụng mô đun trên để khảo sát một số yếu tố ảnh hưởng gồm: nhiệt độ của

môi trường, độ ẩm của không khí, hàm lượng khoáng C3A + C3S của XM, nhiệt độ đổ

của bê tông, hàm lượng PGK đến trường ứng suất nhiệt trong đập BTĐL phù hợp với

điều kiện ba vùng đặc trưng gồm: miền núi phía Bắc, Bắc Trung bộ, Nam Trung bộ và

Tây Nguyên.

3. Kiến nghị

(1) Kết quả nghiên cứu có thể ứng dụng thiết kế các đập BTĐL xây dựng mới.

(2) Kết quả nghiên cứu ứng dụng kiểm tra, đánh giá an toàn về nhiệt đối với các đập

BTĐL đã và đang xây dựng ở Việt Nam

(3) Làm tài liệu tham khảo cho các cơ quan thiết kế, đơn vị thi công giải các bài toán

cụ thể khi ứng dụng thiết kế, thi công đập BTĐL.

113

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ

1. Nguyễn Minh Việt. Phân tích nhiệt và ứng suất nhiệt trong thân đập bê tông

đầm lăn thủy điện Trung Sơn – Thanh Hóa. Tạp chí Người xây dựng, số 7,

tháng 08-2016.

2. Nguyễn Minh Việt. Nghiên cứu ảnh hưởng của thành phần khoáng xi măng

đến ứng suất nhiệt đập bê tông đầm lăn. Tạp chí khoa học và công nghệ thủy

lợi, số 34, tháng 09-2016.

3. Nguyễn Minh Việt. Sử dụng phụ gia hỗn hợp – Một trong những giải pháp

giảm nhiệt khi thi công đập bê tông đầm lăn. Tạp chí khoa học và công nghệ

thủy lợi, số 34, tháng 09-2016.

4. Nguyễn Minh Việt. Giải pháp khống chế ứng suất nhiệt của đập bê tông đầm

lăn – Trường hợp áp dụng cho đập thủy điện Trung Sơn – Thanh Hóa. Tạp chí

Nông nghiệp và Phát triển nông thôn, số 23, tháng 12-2016.

114

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tài liệu tham khảo tiếng Việt

[1] ACF, JCI, CVA, Hướng dẫn kiểm soát nứt trong bê tông khối lớn, Hà Nội, 2011.

(Bản dịch tiếng Việt)

[2] Báo cáo của tư vấn giám sát Nippon Koie về nứt đập RCC Sơn La, 2009.

[3] Nguyễn Xuân Bảo, Phạm Hồng Giang, Vũ Thành Hải, Nguyễn Văn Lệ. Phương

pháp phần tử hữu hạn và ứng dụng trong công trình thủy lợi. Hà Nội: Nhà xuất

bản Nông nghiệp, 1984.

[4] Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông thôn. Bê tông đầm lăn dùng cho đập, 2006.

[5] Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông thôn. Nguyên tắc thiết kế đập bê tông đầm lăn

và tổng quan thi công đập bê tông đầm lăn, 2006. (Dịch từ tiếng Trung để tham

khảo trong ngành).

[6] Colenco. Nguyên nhân gây rạn nứt ở đập RCC Sơn La, 2009.

[7] Công ty CP Tư vấn xây dựng điện 1, “Hồ sơ thiết kế kỹ thuật giai đoạn 2 - Công

trình thuỷ điện Sơn La”, Hà Nội, 7/ 2006.

[8] Công ty TVXD Điện 1, "Nghiên cứu tính toán khống chế nhiệt đập bê tông đầm

lăn Sơn La, tỉnh Sơn La ".


lăn Bản Chát, tỉnh Lai Châu ".


lăn Lai Châu, tỉnh Sơn La".


lăn Đồng Nai 3, tỉnh Đăk Nông".

[12] Đinh Hữu Dụng, Nguyễn Văn Mạo, “Phân tích ảnh hưởng của nhiệt và tải trọng

tới trường ứng suất đập bê tông đầm lăn trong quá trình thi công”, Tạp chí Khoa

học kỹ thuật thủy lợi và môi trường, số 30, trang 6-11, 9/2010.

[13] Nguyễn Tiến Đích. Công tác bê tông trong điều kiện khí hậu nóng ẩm Việt Nam,

Hà Nội: Nhà xuất bản Xây dựng, 2011.

[14] Phương Khôn Hà. Tính năng chống nứt của bê tông đầm lăn thủy công. Bắc Kinh :

Nhà xuất bản thủy lợi thủy điện Trung Quốc, 2006. (Dịch từ tiếng Trung để

tham khảo trong ngành)

115

[15] Đỗ Hồng Hải. “Nghiên cứu ứng dụng phụ gia puzơlan vào công nghệ thi công đập

bê tông trọng lực ở Việt Nam”, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Đại học Thủy Lợi, Hà

Nội, 2007.

[16] Phạm Văn Hậu, Lê Văn Tuyển, “Về ảnh hưởng của độ ẩm đến tính chất nhiệt vật

lý và hiệu quả tỏa nhiệt đối lưu của không khí”.

[17] Nguyễn Quang Hiệp. “Nghiên cứu chế tạo BTĐL cho đập và mặt đường trong

điều kiện Việt Nam”, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại học Xây dựng, Hà

Nội, 2005.

[18] Lưu Thụ Hoa. Tính năng chống nứt của bê tông đầm lăn thủy công. Bắc Kinh:

Nhà xuất bản thủy lợi thủy điện Trung Quốc, 2006. (bản dịch tiếng Việt)

[19] Lê Quang Hùng và cộng sự, “Nghiên cứu ứng dụng công nghệ BTĐL cho thi công

đường và đập trọng lực”, Báo cáo tổng kết đề tài cấp Bộ, Viện Khoa học Công

nghệ Xây dựng, Hà Nội, 2006.

[20] Nguyễn Quang Hùng, “Phân tích ứng suất đập bê tông đầm lăn trong qua trình thi

công”, Khoa học công nghệ thủy lợi, số 22 (7/2009).

[21] Vũ Hoàng Hưng, Nguyễn Quang Hùng. ANSYS – Phân tích kết cấu công trình

thủy lợi thủy điện. Hà Nội: Nhà xuất bản Xây dựng, 2011.

[22] Võ Văn Lung, Đặng Quốc Đại, "Nghiên cứu tính toán khống chế nhiệt đập bê

tông đầm lăn Nước Trong, tỉnh Quảng Ngãi", Đề tài sản xuất thực tế HEC1,

2010.

[23] Đỗ Văn Lượng. “Nghiên cứu sự phát triển nhiệt độ và ứng suất nhiệt để ứng dụng

vào công nghệ thi công đập bê tông trọng lực ở Việt Nam”, Luận án tiến sĩ kỹ

thuật, Trường Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2008.

[24] Nguyễn Văn Mạo, Lê Anh Vân, Nguyễn Chí Đức, “Về khe ngang, khe thi công và

chất lượng đập bê tông đầm lăn”, Tạp chí Khoa học kỹ thuật thủy lợi và môi

trường, số 19, trang 33-39, 12/2007.

[25] Chu Bác Phương. Khống chế nhiệt và ứng suất nhiệt bê tông khối lớn (tái bản lần

2). Bắc Kinh: Nhà xuất bản thủy lợi thủy điện Trung Quốc, 2012. (bản dịch

tiếng Việt).

[26] Chu Bác Phương. Phương pháp phần tử hữu hạn – Nguyên lý và ứng dụng. Bắc

Kinh: Nhà xuất bản thủy lợi thủy điện Trung Quốc, 2004.

[27] Nguyễn Như Quý và cộng sự, “Ứng dụng công nghệ bê tông đầm lăn tại Việt

Nam, thực trạng và thách thức, Một số thành tựu mới trong nghiên cứu Vật liệu

xây dựng hiện đại”, Hội thảo khoa học quốc tế, Hà Nội, 2006.

116

[28] Tập đoàn điện lực Việt Nam. Báo cáo các vết nứt xuất hiện tại đập RCC công

trình thủy điện Sơn La, 2009.

[29] Tiêu chuẩn quốc gia nước Cộng hòa nhân dân Trung Hoa, “Quy phạm thiết kế kết

cấu bê tông (GB 50010-2002)”, Bộ Xây dựng nước Cộng hòa nhân dân Trung

Hoa, 2002. (bản dịch tiếng Trung)

[30] Tiêu chuẩn quốc gia nước Cộng hòa nhân dân Trung Hoa, “Quy phạm thiết kế đập

bê tông đầm lăn (SL314-2004)”, Bộ thủy lợi Trung Quốc, 2004.

[31] Tiêu chuẩn quốc gia nước Cộng hòa nhân dân Trung Hoa, “Quy phạm thiết kế đập

bê tông trọng lực (SL319-2005)”, Bộ thủy lợi Trung Quốc , 2005.

[32] Tiêu chuẩn xây dựng Việt Nam, “Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Tiêu

chuẩn thiết kế (TCXDVN 356-2005)”, 2005.

[33] Tiêu chuẩn Việt Nam, “Clanke xi măng Poóc lăng TCVN 7024:2013”, 2013.

[34] Huỳnh Bá Kỹ Thuật, Nguyễn Như Quý, “Ứng dụng công nghệ RCC tại Việt Nam,

thực trạng và những thách thức”, Hội đập lớn và phát triển nguồn nước Việt

Nam, Hà Nội, 2009.

[35] Lê Quốc Toàn, “Ảnh hưởng của một số chỉ tiêu cơ lý ban đầu theo thời gian của

bê tông đầm lăn đến tiến độ thi công đập bê tông trọng lực ở Việt Nam”, Luận

án tiến sĩ kỹ thuật, Đại học Thủy Lợi, Hà Nội, 2016.

[36] Lê Quốc Toàn, Vũ Thanh Te, Vũ Hoàng Hưng, “Xây dựng bài toán tính nhiệt và

ứng suất nhiệt đập bê tông trọng lực đầm lăn ở Việt Nam bằng phần mềm

ANSYS”, Tạp chí Khoa học kỹ thuật thủy lợi và môi trường, số 50, trang 9-15,

9/2015.

[37] Nguyễn Trí Trinh, "Nghiên cứu tính toán khống chế nhiệt đập bê tông đầm lăn

Định Bình, tỉnh Bình Định ", Đề tài sản xuất thực tế HEC1, 2006.

[38] Nguyễn Trí Trinh, "Nghiên cứu tính toán khống chế nhiệt đập bê tông Phước Hòa,

tỉnh Bình Phước ", Đề tài sản xuất thực tế Viện KHTL, 2008.

[39] Lê Anh Vân. “Nghiên cứu phát triển nhiệt độ và đề xuất một số giải pháp khống

chế nhiệt cho RCCD”, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, Đại học Thủy Lợi, Hà Nội,

2006.

[40] Viện kỹ thuật công trình. Báo cáo hiện trạng, nguyên nhân gây nứt và một số giải

pháp bước đầu để hạn chế vết nứt ở đập Sơn La, 2009.

117

Tài liệu tham khảo tiếng Anh

[41] ACI standard, “Building Code Requirements for Structural Concrete, (ACI 318-

02)”, Americal Concrete Institute, 2002.

[42] A M Neville. Concrete Technology. Construction Press, 1983.

[43] American Concrete Institute Manual of Concrete Practice, Roller-Compacted

Mass Concrete (ACI 207.5R-99), Part 1, 2002.

[44] American Society for Testing and Materials, “ASTM C150: Standard

Specification for Portland Cement” .

[45] Barret P.R. Foadian H. James R.J. Rashid Y.R, “Thermal-structural Analysis

Method for RCC Dams”, Roller Compacted Concrete III, American Society of

Civil Engineers, New York.

[46] BS, “Structural use of concrete (BS 8110-1:1997)”, British Standard Institute,

1997.

[47] Cannon, R. W., “Concrete Dam Construction Using Earth Compaction Methods,”

Proceedings, Economical Construction of Concrete Dams, Engineering

Foundation Research Conference, May, Pacific Grove, Calif., 1972, pp. 143-

152.

[48] CHEN Hui-fat, A F S. Constitutive Equations for Concrete and Soil. China

Architecture & Building Press, 2004.

[49] European Standards for Reinforced Concrete, “Eurocode 2: Design of concrete

structures - General rules and rules for buildings (BS EN 1992-1-1)”, 2004.

[50] Hydropower & Dams. Roller Compacted Concrete Dams. World Atlas, 2009.

[51] Jackson, H.E., “Thermal Cracking in Roller Compacted Concrete of Galesville

Dam”, ICOLD Sixteenth Congress, San Francisco, June 1988, Vol.5, pp. 462-

465.

[52] Kenneth D HANSEN, Brian A FORBES9, “Thermal Induced Cracking

Performance of RCC Dams”, 6th International Symposium on Roller

Compacted Concrete Dam, Zaragoza, 23 – 25 October 2012.

[53] McCarthy, G. J., and Solem-Tishmack, J. K. (1994). Hydration mineralogy of

cementitious coal combustion by-products, Advances in Cement and Concrete,

M. W. Grutzeck and S. L. Sarkar, eds., American Society of Civil Engineers,

New York, pp. 103 – 122.

118

[54] Noorzaei, J., M. Mehrdadi, J.H. Zargani, “Thermal and structural Analysis of

R.C.C dams”, International Journal of Finite Element in Analysis Design,

U.S.A, 2001.

[55] Pham Hong Giang, “Dams and Hydropower Development in Viet Nam”, The

International Journal on Hydropower & Dams, Issue Three, pp. 48-52, 2010.

[56] Rahimi, A. and Noorzaei, J., “Thermal and Structural Analysis of Roller

Compacted Concrete (R.C.C) Dams by Finite Element Code”, Australian

Journal of Basic and Applied Sciences, 5(12), pp. 2761-2767, 2011.

[57] Raphael, Jerome M., “The Optimum Gravity Dam”, Rapid Construction of

Concrete Dams, ASCE, 1970, pp 221-244.

[58] Tatro, Stephen and Schrader, Ernest, “Thermal Analysis for RCC - A Practical

Approach”, Roller Compacted Concrete III, ASCE, New York, 1992, pp. 389-

405.

[59] Tazawa, E., Miyazawa, S. and Sato, T.. Influence of Cement Composition on

Autogenous Shrinkage, JCA Proceedings of Cement & Concrete, No.17, 1993,

pp. 528-533.

[60] US Corps of Engineers Publication , “Roller Compacted Concrete - EM 1110-

2006”, 2000.

[61] Vladan Kuzmanovic, Ljubodrag Savic, Nikola Mladenovic, “Thermal-Stress

Behaviour of RCC Gravity Dams”, FME Transactions, 43, pp. 30-34, 2015.

[62] Verbeck GJ. Energetics of the hydration of Portland cement. Proceedings of the

4th International Symposium on the Chemistry of Cement, Washington, 1960:

453-65.

[63] Wenyi Zheng, Peng Pan, Lieping Ye, “Study on Thermal Stress and Temperature

Cracks Control of Longlin Roller Compacted Concrete Gravity Dam”, Applied

Mechanics and Materials, Vols. 212-213, pp. 912-916, 2012.

[64] Woods H, Steinour HH, Starke HR. The heat evolved by cement during

hardening. Engineering News Record, 1932, 109: 404-7, 435.

[65] Zhang Zinming and Garga V.K., “Temperature and Temperature Induced Stresses

for RCC Dams”, Dam Engineering, 1996, Vol VII, Issue 2.

[66] Zhu Bofang, Xu Ping, Wang Shuhe, “Thermal Stresses and Temperature Control

of RCC Gravity Dams”, International Symposium on Roller Compacted

Concrete Dam, Chengdu, China, 1999.

119

PHỤ LỤC I: BẢNG TỔNG HỢP KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM THÀNH

PHẦN KHOÁNG CỦA MỘT SỐ LOẠI XI MĂNG ĐIỂN HÌNH

Bảng I-1: Kết quả thí nghiệm thành phần khoáng

TT Loại xi măng

Đơn vị

Tên chỉ tiêu

SiO2 Fe2O3 Al2O3 CaO SO3 CaOtd

1 Hà Tiên % 20,23 2,63 5,45 61,22 0,32 0,33

2 Bút Sơn % 22,63 2,43 7,21 67,19 1,15 0

3 Nghi Sơn % 22,86 2,96 4,76 60,87 0,78 0,15

4 Holcim % 19,72 3,49 4,75 62,68 0,43 0,45

5 Điện Biên % 22,04 3,51 4,88 65,52 0,51 0

6 Xuân Thành % 22,48 2,87 4,46 64,82 1,84 0,51

7 Tam Điệp % 22,78 3,35 5,02 65,24 0,31 0,63

8 Quán Triều % 22,22 3,67 5,02 63,98 1,52 0

9 Công Thanh % 22,08 3,11 4,3 64,96 0,11 0

10 La Hiên % 21,14 3,51 5,25 62,16 0,96 1,83

11 Tân Quang % 20,98 3,11 5,02 64,4 1,12 0

12 Quang Sơn % 18,84 3,51 5,02 65,24 0,22 0,31

120

Bảng I-2: Thành phần khoáng quy đổi

TT Loại xi măng Đơn vị Tên chỉ tiêu

C3S C2S C3A C4AF

1 Hà Tiên % 52,78 18,48 10 8

2 Bút Sơn % 46,27 30,24 15 7,39

3 Nghi Sơn % 34,95 39,39 7,61 9

4 Holcim % 65,27 7,65 6,69 10,61

5 Điện Biên % 59,90 18,33 7 10,67

6 Xuân Thành % 51,57 25,84 6,97 8,72

7 Tam Điệp % 50,43 27,56 7,64 10,18

8 Quán Triều % 48,21 27,61 7,10 11,16

9 Công Thanh % 62,92 16,18 6,14 9,45

10 La Hiên % 41,84 29,29 7,98 10,67

11 Tân Quang % 61,29 14,25 8,05 9,45

12 Quang Sơn % 81,70 0,26 7,37 10,67

Ghi chú:

Thành phần khoáng và hàm lượng kiềm quy đổi được tính theo công thức theo TCVN 7024:2013 “Clanke xi măng Poóc lăng” :

C3S = (4,07 × %CaO) – (7,60 × %SiO2) – (6,72 × %Al2O3) – (1,43 × %Fe2O3) – (2,85 × %SO3) – (4,07 × % CaOtd) C2S = (2,87 × %SiO2) – (0,75 × %C3S) C3A = (2,65 × %Al2O3) – (1,69 × %Fe2O3) C4AF = 3,04 × %Fe2O3

121

PHỤ LỤC II: CÁC CHƯƠNG TRÌNH TÍNH TOÁN NHIỆT - ỨNG SUẤT NHIỆT

1: CHƯƠNG TRÌNH TÍNH NHIỆT - ỨNG SUẤT NHIỆT ĐẬP BTĐL

/FILNAME,DAPBTDL

/TITLE, PHAN TICH NHIET-UNG SUAT DAP BE TONG DAM LAN

!NHAP SO LIEU DAU VAO (MAC DINH CHO MAT CAT DAP TAN MY)

H=55.8 !CHIEU CAO DAP

BD=43.21 !BE RONG DAY DAP

BDD=10 !BE RONG DINH DAP

HD=16.45 !CHIEU CAO CO DAP

BC=2.34 !BE RONG CHAN DAP THUONG LUU

HC=7.75 !BE RONG CHAN DAP HA LUU

TLN=60 !PHAM VI NEN THUONG LUU

HLN=60 !PHAM VI NEN HA LUU

DSN=50 !PHAM VI NEN PHIA SAU

D_LOP=1 !M,CHIEU DAY LOP DO

N=H/D_LOP

N_LOP=NINT(N) !SO LOP DO

TD_LOP=1 !THOI GIAN HOAN THANH 1 LOP DO, NGAY

TN_LOP=5 !THOI GIAN NGHI GIUA CAC DOT DO, NGAY

EX_F=1.8E10

NUXY_F=0.25

DENS_F=2600

KXX_F=13.3*24

C_F=1.0217

ALPX_F=1.07E-5

EX_DAM=2.5E10

NUXY_DAM=0.167

DENS_DAM=2400

KXX_DAM=8.4*24

C_DAM=0.9672

ALPX_DAM=0.65E-5

T_AIR=28+0.91

H_CONC=34.727

H_FOUD=34.727

T_CONC=18

T_FOUN=20

/PREP7

122

!Dinh nghia phan tu

ET,1,PLANE42

ET,2,SOLID70

!Ve diem dac trung

K,1,0,0,0

K,2,BD,0,0

K,3,BDD+BC,H-HD,0

K,4,BDD+BC,H,0

K,5,BC,H,0

K,6,BC,HC,0

K,7,-3,6,0

K,8,-4,6,0

K,9,-10.22,12.22,0

K,10,-TLN,12.22,0

K,11,-TLN,-DSN,0

K,12,BD+HLN,-DSN,0

K,13,BD+HLN,10.3,0

K,14,51.51,10.3,0

K,15,47.21,6,0

K,16,46.21,6,0

A,1,2,3,4,5,6 !DAP

NUMMRG,ALL

WPROT,0,-90,0

*DO,I,0,N_LOP-2

WPOFF,0,0,D_LOP

ASBW,ALL

*ENDDO

ALLSEL

WPAVE,0

WPROT,0,90,0

A,1,7,8,9,10,11,12,13,14,15,16,2 !NEN

ALLSEL,ALL

MP,EX,1,EX_DAM !Vat lieu RCC

MP,NUXY,1,NUXY_DAM

MP,DENS,1,DENS_DAM

MP,KXX,1,KXX_DAM

MP,C,1,C_DAM

MP,ALPX,1,ALPX_DAM

MP,EX,2,EX_F !Vat lieu nen

MP,NUXY,2,NUXY_F

123

MP,DENS,2,DENS_F

MP,KXX,2,KXX_F

MP,C,2,C_F

MP,ALPX,2,ALPX_F

ASEL,S,LOC,Y,0,H

AATT,1,,1,,,,,

ASEL,S,LOC,Y,-DSN,0

AATT,2,,1,,,,

ALLSEL,ALL

ESIZE,H/30,0,

MSHKEY,2

MSHAPE,0,2D

AMESH,ALL

TYPE,2

EXTOPT,ESIZE,1,0,

EXTOPT,ACLEAR,1

EXTOPT,ATTR,1,1,1

ESEL,ALL

VEXT,ALL, , ,0,0,1,,,,

ALLSEL,ALL

/PNUM,VOLU,1

/NUMBER,1

VPLOT

/PNUM,MAT,1

/REPLOT

EPLOT

NROPT,FULL

ESEL,S,MAT,,2,,

NSLE,R,1

IC,ALL,TEMP,T_FOUN

ALLSEL

ASEL,S,LOC,Y,-DSN

ASEL,A,LOC,X,-TLN

ASEL,A,LOC,X,BD+HLN

ASEL,A,LOC,Z,0

ASEL,A,LOC,Z,1

NSLA,R,1

SF,ALL,HFLUX,0

ALLSEL

VSEL,S,MAT,,2

124

ASLV,R,1

ASEL,U,LOC,Y,0

ASEL,U,LOC,Z,0

ASEL,U,LOC,Z,1

ASEL,U,LOC,Y,-DSN

ASEL,U,LOC,X,-TLN

ASEL,U,LOC,X,HLN+BD

NSLA,R,1

SF,ALL,CONV,H_FOUD,T_AIR

ALLSEL,ALL

ESEL,,MAT,,1

EKILL,ALL

NSLE,R,1

IC,ALL,TEMP,T_CONC

VSEL,S,MAT,,1

ESLV,R,1

EALIVE,ALL

ALLSEL

VSEL,S,LOC,Y,0,N_LOP*D_LOP

ASLV,R,1

ASEL,U,LOC,Z,0,0

ASEL,U,LOC,Z,1,1

*DO,I,1,N_LOP+1

ASEL,U,LOC,Y,(I-1)*D_LOP,(I-1)*D_LOP

*ENDDO

NSLA,R,1

!Mien nui phia Bac

T=I*(TD_LOP+TN_LOP)

ND1=7E-09*(T**4)

ND2=-6E-06*(T**3)

ND3=0.0012*(T**2)

ND4=-0.0114*T

NDMT=ND1+ND2+ND3+ND4+14.858

!Bac Trung bo

T=I*(TD_LOP+TN_LOP)

ND1=7E-09*(T**4)

ND2=-7E-06*(T**3)

ND3=0.0016*(T**2)

ND4=-0.0583*T


125

!Tay nguyen

T=I*(TD_LOP+TN_LOP)

ND1=1E-10*(T**4)

ND2=+2E-07*(T**3)

ND3=-0.0002*(T**2)

ND4=0.0521*T


SF,ALL,CONV,H_CONC,T_AIR

ALLSEL

TL=N_LOP*TD_LOP+N_LOP*TN_LOP

HE00=0.008*(-1.89*61.4+238.07)*(36.75*log(TL)+101.15)*0.0074*40+0.4937)

ESEL,S,MAT,,1

NSLE,R,1

NSEL,S,LOC,Y,0,N_LOP*D_LOP

ESLN,R,1

BFE,ALL,HGEN,,HE00, , ,

ALLSEL,ALL

/SOLU

ANTYPE,TRANS

TIME,TL

AUTOTS,0

DELTIM,1

KBC,0

SOLVE

SAVE

FINISH

KEYW,PR_STRUC,1

/PREP7

ETCHG,TTS

ESEL,S,MAT,,1

MPCHG,1,ALL,

ESEL,S,MAT,,2

MPCHG,2,ALL,

ALLSEL,ALL

NSEL,S,LOC,Y,-DSN

D,ALL, ,0, , , ,ALL, , , , ,

NSEL,S,LOC,X,-TLN

NSEL,A,LOC,X,BD+HLN

D,ALL, ,0, , , ,UX, , , , ,

ALLSEL,ALL

126

/SOL

ESEL,,MAT,,1

EKILL,ALL

ACEL,0,9.81,0


ESLN,R,1

EALIVE,ALL

ALLSEL

LDREAD,TEMP, , ,TG, ,DAPBTDL','rst',' '

ALLSEL,ALL

NROPT,FULL

NLGEOM,ON

KBC,0

TIME,TG

SOLVE

SAVE

FINISH

127

2: TÍNH NHIỆT - ỨNG SUẤT NHIỆT ĐẬP BTĐL SƠN LA

/FILNAME,DAPBTDL

/TITLE, PHAN TICH NHIET-UNG SUAT DAP BE TONG DAM LAN SON LA


BD=105 !BE RONG DAY DAP


HD=0 !CHIEU CAO CO DAP

BC=0 !BE RONG CHAN DAP

HC=0 !CHIEU CAO CHAN DAP

TLN=150 !PHAM VI NEN THUONG LUU

HLN=150 !PHAM VI NEN HA LUU

DSN=150 !PHAM VI NEN PHIA DUOI

D_LOP=1 !M,CHIEU DAY DOT DO

N=H/D_LOP

N_LOP=NINT(N) !SO DOT DO

TD_LOP=1 !THOI GIAN HOAN THANH 1 DOT DO, NGAY

TN_LOP=3 !THOI GIAN NGHI GIUA CAC DOT DO, NGAY

TG=N_LOP*(TD_LOP+TN_LOP) !THOI GIAN DO DEN DINH DAP

EX_F=1.3E10

NUXY_F=0.28

DENS_F=2600

KXX_F=3.1*24*3600/1000

C_F=0.85

EX_DAM=2.5E10

NUXY_DAM=0.2

DENS_DAM=2400

KXX_DAM=1.5*24*3600/1000

C_DAM=0.756

ALPX_DAM=0.787E-5

T_AIR=23.2+4 !NHIET DO KHONG KHI TRUNG BINH NAM

H_CONC=30 !HE SO DOI LUU NHIET BE TONG - KHONG KHI

H_FOUD=15 !HE SO DOI LUU NHIET NEN - KHONG KHI

T_CONC=20 !NHIET DO BE TONG

T_FOUN=20 !NHIET DO NEN

/PREP7

ET,1,PLANE77

K,1,0,0,0

K,2,BD,0,0

K,3,BDD+BC,H-HD,0

K,4,BDD+BC,H,0

128

K,5,BC,H,0

K,6,BC,HC,0

K,7,-TLN,0,0

K,8,-TLN,-DSN,0

K,9,BD+HLN,-DSN,0

K,10,BD+HLN,0,0

A,1,2,3,4,5,6

NUMMRG,ALL

WPROT,0,-90,0

*DO,I,0,N_LOP-2

WPOFF,0,0,D_LOP

ASBW,ALL

*ENDDO

ALLSEL

WPAVE,0

WPROT,0,90,0

A,1,7,8,9,10,2

MP,KXX,1,KXX_DAM

MP,C,1,C_DAM

MP,DENS,1,DENS_DAM

MP,DENS,2,DENS_F

MP,KXX,2,KXX_F

MP,C,2,C_F

ASEL,S,LOC,Y,0,H

CM,DAP,AREA

AATT,1,,1

ASEL,S,LOC,Y,0,-DSN

CM,NEN,AREA

AATT,2,,1

ALLSEL,ALL

ESIZE,H/30,0,

MSHKEY,2

MSHAPE,0,2D

AMESH,ALL

/SOLU

ANTYPE,TRANS

NROPT,FULL

CMSEL,S,NEN

NSLA,S,1

IC,ALL,TEMP,T_FOUN

129

CMSEL,S,DAP

NSLA,S,1

IC,ALL,TEMP,T_CONC

ALLSEL

LSEL,S,LOC,Y,-DSN

LSEL,A,LOC,X,-TLN

LSEL,A,LOC,X,BD+HLN

NSLL,S

SF,ALL,HFLUX,0

ALLSEL

ASEL,S,MAT,,2

LSLA,S,1

LSEL,U,LOC,Y,-DSN,0

NSLL,S,1

NSEL,U,LOC,X,0.1,BD-0.1


ALLSEL

ESEL,S,MAT,,1

EKILL,ALL

!THI CONG BE TONG

!DO BE TONG

*DO,I,1,N_LOP

ASEL,S,LOC,Y,0,(I-1)*D_LOP

ESLA,S,1

NSLE,S,ALL

SFDELE,ALL,CONV

ALLSEL

ASEL,S,LOC,Y,(I-1)*D_LOP,I*D_LOP

ESLA,S,1

EALIVE,ALL

ALLSEL

ASEL,S,LOC,Y,0,I*D_LOP

LSLA,S,1

*DO,J,1,I

LSEL,U,LOC,Y,(J-1)*D_LOP

*ENDDO

NSLL,R,1

!NHIET DO KHONG KHI THAY DOI THEO NGAY

!NHIET DO KHU VUC MIEN NUI PHIA BAC

T=I*(TD_LOP+TN_LOP)

130

ND1=7E-09*(T**4)

ND2=-6E-06*(T**3)

ND3=0.0012*(T**2)

ND4=-0.0114*T

T_AIR=ND1+ND2+ND3+ND4+14.858

NHIET DO KHU VUC BAC TRUNG BO

T=I*(TD_LOP+TN_LOP)

ND1=7E-09*(T**4)

ND2=-7E-06*(T**3)

ND3=0.0016*(T**2)

ND4=-0.0583*T


!NHIET DO KHU VUC TAY NGUYEN

T=I*(TD_LOP+TN_LOP)

ND1=1E-10*(T**4)

ND2=+2E-07*(T**3)

ND3=-0.0002*(T**2)

ND4=0.0521*T



ALLSEL

*DO,K,1,I

ASEL,S,LOC,Y,(K-1)*D_LOP,K*D_LOP

ESLA,S,1

NSLE,S,ALL

HE00=0.008*(-1.89*70+238.07)*(36.75*log(((I-K+1)*TD_LOP+(I-

K)*TN_LOP))+101.15)*0.534

BF,ALL,HGEN,HE00

*ENDDO

ALLSEL

TIME,I*TD_LOP+(I-1)*TN_LOP

DELTIM,TD_LOP

AUTOTS,ON

KBC,0

OUTRES,ALL,ALL

SOLVE

!NGHI GIUA CAC DOT

ALLSEL

*DO,L,1,I

ASEL,S,LOC,Y,(L-1)*D_LOP,L*D_LOP

131

ESLA,S,1

NSLE,S,ALL

HE00=0.008*(-1.89*70+238.07)*(36.75*log(((I-L+1)*TD_LOP+(I-

L+1)*TN_LOP))+101.15)*0.534

BF,ALL,HGEN,HE00

*ENDDO

ALLSEL

TIME,I*TD_LOP+I*TN_LOP

DELTIM,TN_LOP

AUTOTS,ON

KBC,0

OUTRES,ALL,ALL

SOLVE

*ENDDO

FINISH

SAVE

132

3: TÍNH NHIỆT - ỨNG SUẤT NHIỆT ĐẬP BTĐL TRUNG SƠN

/FILNAME,DAPBTDL

/TITLE, PHAN TICH NHIET-UNG SUAT DAP BE TONG DAM LAN TRUNG

SON


BD=82.7 !BE RONG DAY DAP


HD=4.6 !CHIEU CAO CO DAP

BC=22.8 !BE RONG CHAN DAP

HC=65 !CHIEU CAO CHAN DAP

TLN=80

HLN=80

DSN=80

D_LOP=1 !M,CHIEU DAY LOP DO

N=H/D_LOP

N_LOP=NINT(N) !SO LOP DO

TD_LOP=1 !THOI GIAN HOAN THANH 1 LOP DO, NGAY

TN_LOP=3

EX_F=1.3E10

NUXY_F=0.28

DENS_F=2600

KXX_F=3.1*24*3600/1000

C_F=0.85

ALPX_F=1.07E-5

EX_DAM=2.5E10

NUXY_DAM=0.2

DENS_DAM=2400

KXX_DAM=1.5*24*3600/1000

C_DAM=0.756

ALPX_DAM=0.787E-5

T_AIR=23.2+1 !NHIET DO KHONG KHI TRUNG BINH NAM

H_CONC=30 !HE SO DOI LUU NHIET BE TONG - KHONG KHI

H_FOUD=15 !HE SO DOI LUU NHIET NEN - KHONG KHI

T_CONC=20 !NHIET DO BE TONG

T_FOUN=20 !NHIET DO NEN

/PREP7

!Dinh nghia phan tu

ET,1,PLANE42

ET,2,SOLID70

!Ve diem dac trung

133

K,1,0,0,0

K,2,BD,0,0

K,3,BDD+BC,H-HD,0

K,4,BDD+BC,H,0

K,5,BC,H,0

K,6,BC,HC,0

K,7,-TLN,0,0

K,8,-TLN,-DSN,0

K,9,BD+HLN,-DSN,0

K,10,BD+HLN,0,0

A,1,2,3,4,5,6 !DAP

NUMMRG,ALL

WPROT,0,-90,0

*DO,I,0,N_LOP-2

WPOFF,0,0,D_LOP

ASBW,ALL

*ENDDO

ALLSEL

WPAVE,0

WPROT,0,90,0

A,1,7,8,9,10,2 !NEN

ALLSEL,ALL

MP,EX,1,EX_DAM !Vat lieu RCC

MP,NUXY,1,NUXY_DAM

MP,DENS,1,DENS_DAM

MP,KXX,1,KXX_DAM

MP,C,1,C_DAM

MP,ALPX,1,ALPX_DAM

MP,EX,2,EX_F !Vat lieu nen

MP,NUXY,2,NUXY_F

MP,DENS,2,DENS_F

MP,KXX,2,KXX_F

MP,C,2,C_F

MP,ALPX,2,ALPX_F

ASEL,S,LOC,Y,0,H

AATT,1,,1,,,,,

ASEL,S,LOC,Y,-DSN,0

AATT,2,,1,,,,

ALLSEL,ALL

ESIZE,H/30,0,

134

MSHKEY,2

MSHAPE,0,2D

AMESH,ALL

TYPE,2

EXTOPT,ESIZE,1,0,

EXTOPT,ACLEAR,1

EXTOPT,ATTR,1,1,1

ESEL,ALL

VEXT,ALL, , ,0,0,1,,,,

ALLSEL,ALL

/PNUM,VOLU,1

/NUMBER,1

VPLOT

/PNUM,MAT,1

/REPLOT

EPLOT

NROPT,FULL

ESEL,S,MAT,,2,,

NSLE,R,1

IC,ALL,TEMP,T_FOUN

ALLSEL

ASEL,S,LOC,Y,-DSN

ASEL,A,LOC,X,-TLN

ASEL,A,LOC,X,BD+HLN

ASEL,A,LOC,Z,0

ASEL,A,LOC,Z,1

NSLA,R,1

SF,ALL,HFLUX,0

ALLSEL

VSEL,S,MAT,,2

ASLV,R,1

ASEL,U,LOC,Y,0

ASEL,U,LOC,Z,0

ASEL,U,LOC,Z,1

ASEL,U,LOC,Y,-DSN

ASEL,U,LOC,X,-TLN

ASEL,U,LOC,X,HLN+BD

NSLA,R,1


ALLSEL,ALL

135

ESEL,,MAT,,1

EKILL,ALL

NSLE,R,1

IC,ALL,TEMP,T_CONC

VSEL,S,MAT,,1

ESLV,R,1

EALIVE,ALL

ALLSEL

VSEL,S,LOC,Y,0,N_LOP*D_LOP

ASLV,R,1

ASEL,U,LOC,Z,0,0

ASEL,U,LOC,Z,1,1

*DO,I,1,N_LOP+1

ASEL,U,LOC,Y,(I-1)*D_LOP,(I-1)*D_LOP

*ENDDO

NSLA,R,1


ALLSEL

TL=N_LOP*TD_LOP+N_LOP*TN_LOP

HE00=0.008*(-1.89*72.5+238.07)*(36.75*log(TL)+101.15)*0.534

ESEL,S,MAT,,1

NSLE,R,1


ESLN,R,1

BFE,ALL,HGEN,,HE00, , ,

ALLSEL,ALL

/SOLU

ANTYPE,TRANS

TIME,TL

AUTOTS,0

DELTIM,1

KBC,0

SOLVE

SAVE

FINISH

KEYW,PR_STRUC,1

/PREP7

ETCHG,TTS

ESEL,S,MAT,,1

MPCHG,1,ALL,

136

ESEL,S,MAT,,2

MPCHG,2,ALL,

ALLSEL,ALL

NSEL,S,LOC,Y,-DSN

D,ALL, ,0, , , ,ALL, , , , ,

NSEL,S,LOC,X,-TLN

NSEL,A,LOC,X,BD+HLN

D,ALL, ,0, , , ,UX, , , , ,

ALLSEL,ALL

/SOL

ESEL,,MAT,,1

EKILL,ALL

ACEL,0,9.81,0


ESLN,R,1

EALIVE,ALL

ALLSEL

LDREAD,TEMP, , ,TL, ,'DAPBTDL','rst',' '

ALLSEL,ALL

NROPT,FULL

NLGEOM,ON

KBC,0

TIME,TL

SOLVE

SAVE

FINISH

QUẢ THÍ NGHIỆM THÀNH PHẦN KHOÁNG CỦA TỪNG LOẠI XI MĂNG

luẬn Án tiẾn sĨ kỸ thuẬt tao/2017/luan an_nmv.pdfi lỜi cam Đoan tác giả xin cam...

Documents