Đánh giá sự phá hủy cấu kiện bê tông cốt thép dưới tác dụng tải trọng nổ gần bằng mô phỏng số và thực nghiệm tại hiện trường

l components is 
normally a complicated issue with errors. In 
Vietnam, the problem has been solved by applied 
some empirical models in the litterature. However, 
the experimental results are only suitable for each 
case study and still have significant deviations in 
comparison with reality. The paper is aimed to 
assess the fracture failure mode of reinforced 
concrete components under blast loading using both 
on site experiment and numerical simulation in the 
ABAQUS program has been evaluated. 
Keywords: Blast loading, demolition of 
reinforced concrete, explicit time integration, 
Holmquist - Johnson - Cook model, Johnson - Cook 
model, CONWEP model. 
1. Giới thiệu 
Trên thế giới các nghiên cứu về tác dụng của nổ 
lên kết cấu bê tông cốt thép đã được thực hiện 
trong các thập kỷ qua. Một vài nghiên cứu xác định 
tải trọng và phá hoại do nổ để đưa ra tải trọng 
tương đương cho sự phá hoại đó, làm căn cứ bước 
đầu nghiên cứu lý thuyết về phá hoại do nổ [2,3]. 
Kot và cs. [4,5] đã đề xuất các phương pháp lý 
thuyết về sự phá hoại của bê tông dưới tác dụng 
của tải trọng nổ, tuy nhiên các phương pháp này chỉ 
dựa trên một số giả định đơn giản làm ảnh hưởng 
đến tính chính xác của kết quả. Vào cuối những 
năm 1980, một loạt các thử nghiệm nổ bê tông đã 
được McVay [6] tóm tắt, các thông số ảnh hưởng 
đến sự phá hoại của bê tông như: khoảng cách, 
trọng lượng chất nổ, độ dày tường, cường độ bê 
tông, phụ gia bê tông và hàm lượng cốt thép đã 
được nghiên cứu. Wang và cs. [7] đã tiến hành các 
thử nghiệm nổ trên các tấm bê tông cốt thép (BTCT) 
vuông với khối lượng thuốc nổ khác nhau, kết quả 
được quan sát, nghiên cứu qua đó sử dụng để xác 
minh mô hình số của chúng. Dựa trên lượng lớn 
các cơ sở dữ liệu từ các thử nghiệm nổ trên tấm 
sàn và tường bê tông cốt thép, Marchand và cs. [8] 
đã phát triển thuật toán về nứt dưới tác dụng của tải 
trọng nổ đối với tấm sàn và tường bê tông cốt thép. 
Các nghiên cứu trên cho thấy, ứng xử cơ học của 
bê tông chịu tác động của tải trọng nổ gần rất phức 
tạp. Khả năng chịu tác động tải trọng nổ của cấu 
kiện bê tông cốt thép không được cao, sự phá hoại 
xuất hiện kèm theo sự phát triển nhanh của các vết 
nứt làm cho công trình rất dễ bị phá hoại. 
Ở Việt Nam, các nghiên cứu về vấn đề nổ cũng 
thực hiện trong những năm gần đây [1]. Việc nghiên 
cứu thực nghiệm và mô phỏng số quá trình tác 
dụng của tải trọng nổ đối với cấu kiện bê tông cốt 
thép với bê tông B25 chưa được công bố. Mục tiêu 
của nghiên cứu này là thử nghiệm hiện trường và 
mô phỏng lại quá trình phá hoại cấu kiện bê tông 
cốt thép chịu tác dụng của nổ gần. Các cấu kiện bê 
tông cốt thép có cùng kích thước đã được chế tạo 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
40 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2021 
và thử nghiệm nổ để so sánh với kết quả mô phỏng 
số. Tải trọng nổ gần của thuốc nổ TNT. Từ các 
tham số mô hình vật liệu có được sau khi thí 
nghiệm, tác giả tiến hành bằng mô phỏng số bài 
toán phá hủy cấu kiện (BTCT) chịu tác dụng của tải 
trọng nổ gần bằng phần mềm ABAQUS [9], so sánh 
và đánh giá với kết quả thực nghiệm tại hiện 
trường. 
2. Mô phỏng số phá hủy cấu kiện bê tông cốt 
thép chịu tác dụng của tải trọng nổ gần 
2.1 Cơ sở lý thuyết của các vùng trong bài toán 
mô phỏng 
a. Thuốc nổ: Thuốc nổ được tính theo mô hình 
CONWEP, áp lực sóng xung kích trong không khí 
được tính theo tiêu chuẩn UFC 3-340-2 [10]. Thông 
qua thực hành mô phỏng số bằng việc sử dụng các 
mô hình cho thuốc nổ như mô hình SPH hay 
CONWEP để khảo sát bài toán thì việc sử dụng mô 
hình CONWEP cho kết quả khả quan nhất. 
b. Kết cấu công trình: Đối với kết cấu công trình 
chịu tác dụng của tải trọng nổ, sự biến dạng của 
của các phần tử kết cấu, vị trí của mỗi chất điểm 
trong môi trường kết cấu được mô hình hóa bằng 
phương pháp lưới Lagrange [11] để giải, chuyển vị, 
vận tốc và gia tốc của các nút cũng như ứng suất và 
biến dạng của các phần tử trong vùng này nhận 
được nhờ giải các phương trình bảo toàn khối 
lượng, động lượng và năng lượng. Phương trình 
này cùng với mô hình vật liệu cụ thể và một tập hợp 
các điều kiện ban đầu, điều kiện biên sẽ cho ta lời 
giải hoàn chỉnh [12]. 
2.2 Mô hình vật liệu được sử dụng trong bài 
toán mô phỏng 
a. Bê tông: Sử dụng mô hình vật liệu Holmquist – 
Johnson – Cook (HJC), các tham số của mô hình 
HJC được xác định bằng phương pháp do 
Holmquist và cộng sự đề xuất [13]. Loại bê tông 
được sử dụng trong nghiên cứu này là bê tông B25 
hiện chưa có các tham số cho mô hình HJC, do vậy 
tác giả đã thực hiện các thí nghiệm nén đơn trục, thí 
nghiệm lặp cũng như các thí nghiệm ép chẻ và nén 
ba trục bằng máy nén ba trục tại Phòng thí nghiệm 
của Bộ môn Cơ sở kỹ thuật công trình/Viện Kỹ thuật 
công trình đặc biệt/Học viện Kỹ thuật Quân sự để 
đưa ra các tham số của mô hình HJC cho bê tông 
B25. Ở độ tuổi 21 ngày, 14 mẫu thử hình trụ với 
chiều dài 110mm và đường kính 54mm, được đưa 
ra khỏi phòng bảo dưỡng và được mài cẩn thận ở 
cả hai đầu để tạo ra các khu vực phẳng và nhẵn 
cho các tấm chất tải, sau đó chúng được đưa trở lại 
phòng bảo dưỡng cho đến tuổi thí nghiệm. 
Các tham số trọng lượng riêng 
0
 , cường độ 
nén đơn trục 
c
f , mô đun đàn hồi E , hệ số Poisson 
v , mô đun cắt G , độ bền kéo đơn trục T, hằng số 
hư hỏng 
minf
e , tham số đặc trưng cho độ bền của 
vật liệu 
us ush
, , ,
cr h cr
B N P  được xác định bằng thí 
nghiệm. Các tham số đặc trưng độ bền vật liệu khác 
max 1 2
, , ,A S D D , đặc trưng cho tốc độ biến dạng C , 
áp lực giới hạn nén 
lock
P , biến dạng thể tích ở áp 
lực nén 
lock
 , và các hằng số vật liệu 
1 2
,K K và 
3
K 
được xác định bằng các thí nghiệm va đập và các 
thử nghiệm thanh áp lực Split-Hopkinson, do điều 
kiện thí nghiệm hạn chế nên các giá trị của các 
tham số này được lấy theo đề xuất bởi Holmquist và 
cộng sự (1993) [13]. 
Từ đó các tham số của mô hình HJC cho bê 
tông B25 được xác định và liệt kê trong bảng 1. 
Bảng 1. Các tham số mô hình HJC cho bê tông B25 
0
 (kg/m3) G (Pa) A B C N minfe 
2406 11,292 x10
9
 0,79 1,405 0,007 1,085 0,0016 
T (Pa) cf (Pa) maxS uscr hP (Pa) ushcr lockP (Pa) lock 
3,24 x10
6
 41,305 x10
6
 7 13,768 x10
6
 0,0007 1 x10
9
 0,08 
1
D 2D 1K (Pa) 2K (Pa) 3K (Pa) 
0,04 1,0 85x10
9 
-171 x10
9
 208 x10
9
b. Cốt thép: Sử dụng mô hình phá hủy do Johnson-Cook đề xuất, các tham số của phương trình trạng thái, 
mô hình bền, mô hình phá hủy của cốt thép được lấy theo tài liệu [14,15] cụ thể như bảng 2: 
Bảng 2. Các tham số mô hình vật liệu thép 
E (MPa) v A (MPa) B (MPa) n meltT (K) HT (K) m 
200000 0,3 263 130 0,0915 1800 293,2 1 
 (kg/m3) C D 1D 2D 3D 4D 5D 
7850 0,017 1 0,05 3,44 2,12 0,002 0,61 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2021 41 
2.3 Mô hình hình học bài toán 
H nh Mô hình hình học bài toán 
Nghiên cứu sự phá huỷ và tương tác của cấu 
kiện bê tông cốt thép dưới tác dụng của tải trọng nổ 
gần. Cấu kiện BTCT có chiều dài 1,5m, tiết diện 
0,2x0,2m được gia cường bằng 4 thanh thép 14, 
cốt đai 6a200 với chiều dày bảo vệ 0,01m. Cấu 
kiện BTCT chịu tác dụng của tải trọng nổ gần có 
khối lượng 1600g đặt chính giữa, cách mặt trên cấu 
kiện BTCT 0,3m (hình 1). 
Cấu kiện BTCT được mô tả như phần tử khối 
trong khi phần tử thanh áp dụng cho thanh thép. 
Liên kết giữa các phần tử của khối bê tông và thanh 
thép được xác định theo liên kết cứng. Lưới bê tông 
được chia mịn với kích thước 5mm. Lưới chịu lực 
và thép đai cũng được chia mịn với kích thước 5mm 
(hình 2). 
Hình 2. Chia lưới phần tử cấu kiện BTCT của 
mô hình mô phỏng 
Kết cấu bê tông được mô hình hóa bằng 
phương pháp lưới Lagrange. Điều kiện phá huỷ 
được xác định theo tiêu chuẩn vật liệu người dùng 
tự định nghĩa, sử dụng các tham số vật liệu như thí 
nghiệm đã nêu. Thuốc nổ được tính theo mô hình 
CONWEP, áp lực sóng xung kích trong không khí 
được tính theo tiêu chuẩn UFC 3-340-2 [10]. 
 Điều kiện biên: Cấu kiện BTCT được liên kết 
trên 2 gối (
1 2 3
ur ur 0u    ) (hình 3). 
Hình 3. Điều kiện biên của kết cấu
2.4 Kết quả mô phỏng số 
Kết quả mô phỏng số được thể hiện như trong hình 4, 5, 6 và bảng 3. 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
42 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2021 
H nh Quá trình phá hủy cấu kiện BTCT theo thời gian trên mô hình mô phỏng 
H nh Kích thước vùng phá hủy cấu kiện BTCT trên mô hình mô phỏng số 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2021 43 
Hình 6. Biến dạng dọc trục tại phần tử 42307 (chính giữa, mặt dưới, ở 1/4 chiều dài cấu kiện) 
và phần tử 246742 (mặt dưới chính giữa cấu kiện) 
Bảng 3. Kích thước vùng phá hủy trên mô hình mô phỏng số 
Chiều sâu phễu chấn sụp (mm) Chiều dài phễu chấn sụp (mm) Chiều dài vùng phá hủy mặt bên (mm) 
125 780 320 
Mô phỏng số cho thấy quá trình phá hoại của 
cấu kiện bê tông cốt thép khi chịu tác dụng nổ gần 
theo các thời điểm 0,0003, 0,0009, 0,0012, 0,0015, 
0,003, 0,006, 0,0075 và 0,009s (hình 4), quá trình 
phá hoại của nổ gần là rất nhanh, đến thời điểm 
0,009s trở đi vùng phá hoại của cấu kiện đạt đến 
trạng thái lớn nhất, kết quả vùng bê tông của cấu 
kiện BTCT bị sóng nổ tạo phễu chấn sụp phía mặt 
đối diện với lượng nổ, chiều dài phễu chấn sụp là 
780mm, chiều sâu phễu chấn sụp là 125mm (bảng 
3). Còn cốt thép trong cấu kiện BTCT gần như 
không bị ảnh hưởng. Biến dạng tại phần tử 42307 
(chính giữa, mặt dưới, ở 1/4 chiều dài cấu kiện 
BTCT) đạt giá trị là 0,2705 và biến dạng tại phần tử 
246742 (mặt dưới chính giữa cấu kiện BTCT) đạt 
0,2849 sau đó những phần tử bê tông tại vị trí đó bị 
phá hoại khỏi cấu kiện (hình 6). 
3 Thử nghiệm nổ phá hoại cấu kiện bê tông cốt 
thép 
Tác giả tiến hành thử nghiệm nổ tại hiện trường 
để phá hoại cấu kiện BTCT có chiều dài 1,5m, tiết 
diện 0,2x0,2m được gia cường bằng 4 thanh thép 
14, cốt đai a200 với chiều dày bảo vệ 0,01m. Cấu 
kiện BTCT chịu tác dụng của tải trọng nổ gần có 
khối lượng 1600g đặt chính giữa, cách mặt trên cấu 
kiện BTCT 0,3m, tác giả sử dụng khối thuốc nổ TNT 
dạng bánh và cấu tạo lượng nổ dạng hình khối lập 
phương, trong công tác nổ xem đây là khối lượng 
nổ tập trung và có thể sử dụng tính gần đúng cho 
các công thức của lượng nổ hình cầu (hình 7). Xác 
định được thực trạng bị phá hoại của kết cấu. Từ đó 
so sánh kết quả giữa thí nghiệm và mô phỏng. 
3.1 Thử nghiệm nổ phá hoại cấu kiện bê tông 
cốt thép 
a. Chuẩn bị mô hình thử nghiệm 
Mô hình thử nghiệm chế tạo tại xưởng bê tông 
đúc sẵn Chèm, kích thước và chất lượng đảm bảo 
đúng theo yêu cầu bài toán, sau đó được vận 
chuyển đến thao trường của Học viện Kỹ thuật 
Quân sự tại Hòa Lạc. Tại thao trường tiến hành làm 
công tác chuẩn bị (hình 7). 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
44 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2021 
H nh . Ảnh mô hình thử nghiệm 
b. Thiết bị thí nghiệm 
- Máy đo động NI SCXI–1000DC: Máy đo động 
đa kênh NI SCXI–1000DC (hình 8) là thiết bị đo 
động đa kênh hiện đại do hãng National Instrument 
của Mỹ chế tạo. Đây là một hệ thống đo thông minh 
có cấu hình mềm dẻo bằng cách tích hợp các loại 
card đo khác nhau tùy theo mục đích thí nghiệm của 
người sử dụng; 
Hình 8. Máy đo động NI SCXI–1000DC 
- Cảm biến đo biến dạng: Trong thí nghiệm, cảm 
biến đo biến dạng KC-60-120-A1-11 được sử dụng 
để đo biến dạng của cấu kiện bê tông cốt thép khi 
chịu tác dụng nổ gần tại các điểm dưới đáy cấu kiện 
(hình 9); 
1500
2
0
0
Điểm 1bĐiểm 2Điểm 1a
375 750375
1
0
0
Hình 9. Vị trí gắn cảm biến đo biến dạng trên mô hình thử nghiệm 
- Máy điểm hỏa FD200: Máy điểm hỏa FD200 
(hình 10(a)) là loại máy dùng để điểm hỏa gây nổ 
cho tối đa 200 kíp nổ điện. Thông số cơ bản: điện 
áp đầu ra 3000V, thời gian nạp điện nhỏ hơn 30 
giây, điện áp nguồn 6VDC; 
- Thuốc nổ và kíp nổ: Thuốc nổ được sử dụng là 
loại thuốc nổ TNT được đúc thành bánh có khối 
lượng 200g, kích thước 100x50x25mm (hình 10 
(b)). Kíp nổ điện được sử dụng là loại kíp nổ điện số 
8 (hình 10(c)). 
(a) Máy điểm hỏa FD200 (b) Thuốc nổ TNT (c) Kíp nổ điện số 8 
Hình 10. Máy điểm hỏa FD200, thuốc nổ TNT, kíp nổ điện số 8 
c. Trình tự thí nghiệm 
Tiến hành thí nghiệm nổ lần lượt với thuốc nổ 
TNT khối lượng 1600g đặt chính giữa, cách mặt 
trên cấu kiện BTCT 0,3m với trình tự cụ thể như 
sau: Đặt cấu kiện BTCT vào vị trí để thí nghiệm liên 
kết chặt; gắn các đầu đo biến dạng tại các điểm 1 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2021 45 
(chính giữa, mặt dưới, ở 1/4 chiều dài cấu kiện 
BTCT), điểm 2 (mặt dưới chính giữa cấu kiện 
BTCT); cấu tạo lượng nổ và bố trí lượng nổ vào mô 
hình kết cấu BTCT. Khi bố trí lượng nổ, tất cả người 
không có trách nhiệm phải ra khỏi vị trí nổ và rút về 
vị trí an toàn theo qui định được phổ biến tại thao 
trường; kiểm tra công tác an toàn trước khi nổ, cho 
phép kiểm tra mạch nổ; tiến hành nổ, kiểm tra và xử 
lý mìn câm sau đó đo kết quả thí nghiệm. 
3.2 Kết quả thử nghiệm 
Kết quả cấu kiện BTCT bị phá hoại sau khi nổ 
cấu kiện BTCT như trong hình 11(a), (b), (c) và 
bảng 4. 
(a) Phá hủy phía mặt trên của cấu kiện BTCT sau khi nổ gần 
(b) Chiều dài vùng chấn sụp của cấu kiện BTCT sau khi nổ gần 
(c) Chiều cao vùng chấn sụp của BTCT sau khi nổ gần 
H nh . Hình ảnh cấu kiện BTCT bị phá hủy sau khi nổ 
Bảng 4. Kích thước vùng phá hủy trên mô hình thử nghiệm 
Chiều sâu phễu chấn sụp (mm) Chiều dài phễu chấn sụp (mm) Chiều dài vùng phá hủy mặt bên (mm) 
130 750 400 
Biến dạng đo được thông qua các cảm biến gắn trên cấu kiện BTCT tại điểm 1 và 2 (hình 12). 
Hình 12. Kết quả đo biến dạng tại điểm 1, 2 trên mô hình thực 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
46 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2021 
Thử nghiệm nổ trên hiện trường cho kết quả 
vùng bê tông của cấu kiện BTCT bị sóng nổ tạo 
phễu chấn sụp phía mặt đối diện với lượng nổ, 
chiều dài phễu chấn sụp là 750mm, chiều sâu phễu 
chấn sụp là 130mm (bảng 4). Còn cốt thép trong 
cấu kiện BTCT gần như không bị ảnh hưởng. Biến 
dạng tại điểm 1 (chính giữa, mặt dưới, ở 1/4 chiều 
dài cấu kiện BTCT) đạt giá trị là 0,2376 và biến 
dạng tại điểm 2 (mặt dưới chính giữa cấu kiện 
BTCT) đạt 0,2394 sau đó những phần tử bê tông tại 
vị trí đó bị phá hoại khỏi cấu kiện (hình 12). 
4. So sánh, đánh giá kết quả 
Kết quả thí nghiệm thực và mô phỏng số được 
thể hiện như trong hình 13, 14 và bảng 5. 
H nh 13. Kích thước vùng phá hủy trên mô hình thử nghiệm và mô phỏng số 
Hình 14. Biến dạng tại điểm 1, 2 trên mô hình thử nghiệm và mô phỏng số 
Bảng . So sánh kết quả trên mô hình thử nghiệm và mô phỏng số 
 Mô phỏng số Thử nghiệm Sai khác 
Chiều sâu phễu chấn sụp (mm) 125 130 3,85% 
Chiều dài phễu chấn sụp (mm) 780 750 4,0% 
Chiều dài vùng phá hủy mặt bên (mm) 320 400 20,0% 
Biến dạng dọc trục điểm 1 0,2705 0,2376 19,0% 
Biến dạng dọc trục điểm 2 0,2849 0,2394 13,8% 
Kết quả kích thước vùng phá hủy trên mô hình 
thử nghiệm và mô phỏng số (hình 13) có sự sai 
khác chiều sâu phễu chấn sụp 3,85%; chiều dài 
phễu chấn sụp 4,0%; chiều dài vùng phá hủy mặt 
bên 20,0% (bảng 5). Còn biến dạng dọc trục điểm 1 
(trung bình của điểm đo 1a và 1b) và 2 (hình 14) có 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2021 47 
sự sai khác lần lượt là 19,0% và 13,8%. Sai khác 
này hoàn toàn chấp nhận được đối với bài toán mô 
phỏng tác dụng của tải trọng nổ. 
5. Kết luận 
 Bài cáo đã trình bày kết quả nghiên cứu thực 
nghiệm và mô phỏng số sự phá hoại của cấu kiện 
bê tông cốt thép chịu tác dụng của nổ gần. Kết quả 
nghiên cứu cho thấy: 
 - Thời gian tác dụng phá hủy cấu kiện bê tông 
cốt thép của nổ gần là rất ngắn, cấu kiện bị phá hủy 
tạo phễu chấn sụp ở mặt dưới của cấu kiện bê tông 
cốt thép do pha dãn của sóng nổ. Cốt thép gần như 
không bị ảnh hưởng; 
 - Sai khác kết quả mô phỏng số và thực nghiệm 
cụ thể lần lượt: Chiều sâu phễu chấn sụp 3,85%; 
Chiều dài phễu chấn sụp 4,0%; chiều dài vùng phá 
hủy mặt bên 20,0%. Còn biến dạng dọc trục điểm 1 
và 2 có sự sai khác lần lượt là 19,0% và 13,8%. Kết 
quả nhận được từ mô phỏng số phù hợp với kết 
quả thí nghiệm hiện trường, thông qua mô phỏng số 
cho ta thấy rõ cơ chế phá hoại kết cấu bê tông cốt 
thép khi chịu tác dụng của tải trọng nổ gần theo 
từng thời điểm. 
 Từ đó có cơ sở để khẳng định tính hợp lý khi sử 
dụng mô hình vật liệu HJC cho bê tông và mô hình 
vật liệu Johnson-Cook cho cốt thép trong phân tích 
kết cấu bê tông cốt thép chịu tác dụng nổ gần bằng 
phần mềm ABAQUS. Kết quả đó hữu ích cho mô 
phỏng các bài toán kháng xuyên, kháng nổ và 
kháng sập luỹ tiến chịu tác dụng nổ. 
 TÀI LIỆU THAM KHẢO 
1. Danh, L.B., Hòa, P.D., Thắng, N.C., Linh, N.Đ., 
Dương, B.T.T., Lộc, B.T., Đạt, Đ.V. (2019). Nghiên 
cứu thực nghiệm khả năng chịu tác động tải trọng nổ 
của vật liệu bê tông chất lượng siêu cao (UHPC). Tạp 
chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE, 13 (3V): 
12–21. 
2. Li, J., Hao, H. (2011). A two-step numerical method 
for efficient analysis of structural response to blast 
load. International Journal of Protective Structures, 
2(1):103–126. 
3. Dragos, J., Wu, C. (2014). Interaction between direct 
shear and flexural responses for blast loaded one 
way reinforced concrete slabs using a finite element 
model. Engineering Structures, 72:193–202. 
4. Kot, C. A., Valentin, R. A., McLennan, D. A., Turula, 
P. (1978). Effects of air blast on power plant 
structures and components. Technical report, 
Argonne National Lab., IL (USA). 
5. Kot, C. A. (1978). Spalling of concrete walls under 
blast load. Structural Mechanics in Reactor 
Technology, 31(9):2060–2069. 
6. cVay, M. K. (1988). Spall damage of concrete 
structures. Technical report, ARMY Engineer 
Waterways Experiment Station Vicksburg MS 
Structures LAB. 
7. Wang, W., Zhang, D., Lu, F., Wang, S.-c., Tang, F. 
(2013). Experimental study and numerical simulation 
of the damage mode of a square reinforced concrete 
slab under close-in explosion. Engineering Failure 
Analysis, 27:41–51. 
8. Marchand, K. A., Plenge, B. T. (1998). Concrete hard 
target spall and breach model. Air Force Research 
Laboratory, Munitions Directorate, Lethality. 
9. ABAQUS Theory Manual, revision 2020, Pawtucket, 
Rhode Island, Mỹ, 2020. 
10. Unified Facilities Criteria (UFC) (2008), Structures to 
Resist the Effects of Accidental Explosions, U. S. 
Army Corps of Engineers, Naval Facilities 
Engineering Command, Air Force Civil Engineer 
Support Agency, UFC 3-340-02. 
11. Johnson GR (1994). Linking of Lagrangian particle 
methods to standard nite element methods for high 
velocity impact computations. Post-SMIRT Impact IV 
Seminar, Berlin. Nuclear Engineering and Design 150p. 
12. Abascal R., Dominguez J. (1984), Dynamic behavior 
of strip footings on non-homogeneous Viscoclastic 
Soil, Pavement International Symposium on dynamic 
Soil Structure interaction, Minneapolis, Minnesota. 
13. Holmquist TJ, Johnson GR and Cook WH (1993), A 
computational constitutive model for concrete 
subjected to large strains, high strain rates, and high 
pressures. In: The 14th international symposium on 
ballis-tic, Quebec, Canada, 26–29 September, pp. 
591–600. Arlington, VA: American Defense 
Preparedness Association. 
14. Johnson G. R., Cook W. H.(1983), A Constitutive 
Model and Data for Metals Subjected to Large 
Strains, High Strain Rates and High Temperatures, 
Proceedings of the 7th Inter-national Symposium on 
Ballistics, The Hague, The Netherlands. 
15. Johnson G. R., Cook W. H.(1985), Fracture 
characteristics of three metals subjected to various 
strains, strain rates, temperatures and pressure, 
EngngFractMech, Vol. 21(1) pp. 31-48. 
Ngày nhận bài: 27/11/2020. 
Ngày nhận bài sửa:22/12/020. 
Ngày chấp nhận đăng: 22/12/2020. 
KẾT CẤU - CÔNG NGHỆ XÂY DỰNG 
64 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 1/2021 
ASSES THE FRACTURE RESPONSE OF REINFORCED CONCRETE COMPONENTS UNDER BLAST 
LOADING USING THE SIMULATION AND ON SITE TESTING METHOD