Ảnh hưởng của tường chèn tới phản ứng của hệ kết cấu khung bê tông cốt thép chịu động đất theo quan niệm hiện đại

Ảnh hưởng của tường chèn tới phản ứng<br /> của hệ kết cấu khung bê tông cốt thép<br /> chịu động đất theo quan niệm hiện đại<br /> The influence of masonry infills on the seismic response of reinforced concrete frame structures<br /> according to modern conception<br /> Nguyễn Lê Ninh, Phan Văn Huệ<br /> <br /> Tóm tắt 1. Đặt vấn đề<br /> <br /> Tường chèn có ảnh hưởng lớn tới phản ứng của Các tường chèn có ảnh hưởng lớn tới phản ứng của hệ khung bao quanh<br /> dưới tác động động đất. Các kết quả nghiên cứu đều cho thấy, dưới tác động tải<br /> hệ kết cấu khung bê tông cốt thép (BTCT) chịu<br /> trọng ngang, các tường chèn làm gia tăng độ cứng, độ bền, khả năng phân tán<br /> động đất. Tuy vậy trong TCVN 9386:2012, vấn<br /> năng lượng… của hệ khung chịu lực. Các kết quả nghiên cứu cũng cho phép<br /> đề này vẫn chưa được đề cập tới một cách cụ<br /> chúng ta hiểu sâu hơn ứng xử của hệ khung chèn trong các giai đoạn chất tải<br /> thể, đặc biệt khi cho phép hệ kết cấu làm việc khác nhau, từ đó nhiều mô hình tính toán hệ kết cấu hỗn hợp này đã được đề<br /> sau đàn hồi. Nội dung của bài báo giới thiệu xuất, đặc biệt trong giai đoạn làm việc đàn hồi.<br /> một mô hình ứng xử phi tuyến của các tường<br /> Hiện nay, quan niệm thiết kế kháng chấn các công trình xây dựng đã có nhiều<br /> chèn được nhóm tác giả thiết lập và ứng dụng<br /> thay đổi, chuyển từ việc thiết kế để bảo vệ công trình sang thiết kế để bảo vệ trực<br /> để đánh giá phản ứng của khung BTCT khi có<br /> tiếp sinh mạng con người và của cải vật chất xã hội. Các công trình xây dựng<br /> xét tới tương tác với tường chèn. Kết quả phân được phép làm việc sau đàn hồi, miễn là không bị sụp đổ đột ngột dưới tác động<br /> tích tĩnh phi tuyến cho thấy, các tường chèn có động đất mạnh. Trong bối cảnh này, việc nghiên cứu ứng xử phi tuyến của tường<br /> khả năng làm công trình bị sụp đổ đột ngột và chèn và sự tương tác giữa chúng với hệ khung bao quanh trong các giai đoạn<br /> làm sai lệch ý đồ của người thiết kế. làm việc khác nhau dưới tác động ngang là hết sức cần thiết.<br /> Từ khóa: Tường chèn, khung bê tông cốt thép, phân Các nội dung sau đây sẽ giới thiệu một số kết quả nghiên cứu về mô hình<br /> tích tĩnh phi tuyến, mô hình ứng xử phi tuyến, tương ứng xử phi tuyến của tường chèn trong khung và ảnh hưởng của tường chèn<br /> tác tới phản ứng của hệ kết cấu khung BTCT chịu động đất được thiết kế theo quan<br /> niệm hiện đại.<br /> Abstract 2. Mô hình hóa ứng xử của hệ kết cấu khung bê tông cốt thép và tường<br /> The presence of masonry infills significantly affects chèn<br /> to the seismic response of reinforced concrete 2.1. Mô hình hóa ứng xử hệ kết cấu khung bê tông cốt thép<br /> frame structures. However, in TCVN 9386:2012, Trong bài báo này tác giả sử dụng phương pháp phân tích tĩnh phi tuyến để<br /> this issue has not been specifically addressed, thực hiện mục tiêu nghiên cứu. Phương pháp phân tích này cho phép đánh giá<br /> especially when the structures are allowed to work được công năng của hệ kết cấu khung trong các giai đoạn làm việc khác nhau<br /> beyond the elastic limit. This paper introduces a dưới tác động của các lực quán tính do động đất gây ra cho tới khi đạt chuyển vị<br /> nonlinear behavior model of the masonry infills mục tiêu với độ tin cậy cao. Việc phân tích hệ kết cấu được thực hiện với các đặc<br /> that the authors have set up and applied to evaluate trưng lực – biến dạng của các vật liệu và cấu kiện khung được đưa trực tiếp vào<br /> the response of reinforced concrete frames when mô hình toán học. Đối với các vật liệu, ứng xử của bê tông chịu nén được biểu thị<br /> considering interaction with the masonry infills. The qua đồ thị parabol – chữ nhật, còn cốt thép qua đồ thị đàn hồi – biến cứng theo<br /> results of nonlinear static analysis show that the tiêu chuẩn Eurocode 2 [3]. Đối với các cấu kiện dầm và cột khung, ứng xử phi<br /> masonry infills are likely to cause a sudden collapse tuyến của chúng được mô tả theo giả thiết chảy dẻo tập trung tại các khớp dẻo<br /> of the structures, override the seismic design of uốn ở đầu mút các thanh đàn hồi. Các đặc trưng khớp dẻo được xác định qua<br /> the structures and undermine the efforts of the quan hệ phi tuyến tổng quát là mômen uốn (M) – chuyển vị xoay (θ), sử dụng các<br /> designers. đặc tính vật liệu và hàm lượng cốt thép tại các tiết diện của dầm hoặc cột tương<br /> ứng (Hình 1). Các độ cứng đàn hồi và giá trị các thông số a, b và c được dùng để<br /> Keywords: masonry infills, reinforced concrete<br /> mô hình hóa các cấu kiện được lấy theo ASCE 41-13 [2]. Các tiêu chí chấp nhận<br /> frame, nonlinear static analysis, nonlinear behavior cho các biến dạng tương ứng với các cấp công năng mục tiêu của nhà ở trạng<br /> model, interaction thái làm việc bình thường (điểm IO-Immediate Occupancy), kiểm soát hư hỏng<br /> (điểm LS-Life Safty) và ngăn ngừa sụp đổ (điểm CP-Collapse Prevention) cũng<br /> được thể hiện trong Hình 1 [2]. Các cấp công năng thường được biểu thị qua tỷ<br /> lệ phần trăm chiều cao công trình. Theo FEMA 356 (2000), tỷ lệ này cho các cấp<br /> PGS.TS. Nguyễn Lê Ninh công năng, tương ứng bằng 1%, 2% và 4% ở trạng thái IO, LS và CP [5].<br /> Trường Đại học Xây dựng 2.2. Mô hình ứng xử phi tuyến các tường chèn<br /> Email: nguyenleninh47@gmail.com<br /> 2.2.1. Ứng xử phi tuyến của các tường chèn<br /> ThS. Phan Văn Huệ<br /> Trường Đại học Xây dựng Miền Trung Các tài liệu khoa học chuyên ngành trong gần 70 năm qua đã giới thiệu<br /> Email: phanvanhue@muce.edu.vn nhiều mô hình mô phỏng ứng xử của tường chèn trong hệ kết cấu khung BTCT<br /> chịu tác động ngang trong giai đoạn đàn hồi. Khi gia tăng tải trọng ngang, phản<br /> ứng của hệ kết cấu khung - tường chèn chuyển từ tuyến tính sang phi tuyến,<br /> <br /> <br /> S¬ 28 - 2017 49<br />  KHOA H“C & C«NG NGHª<br /> <br /> <br /> mô hình được đề xuất đều bị hạn chế. Để giải quyết các vấn đề<br /> tồn tại này, một mô hình ứng xử phi tuyến của tường chèn trong<br /> khung đã được các tác giả thiết lập dựa trên cơ sở các kết quả<br /> nghiên cứu của Nguyễn Lê Ninh (1980).<br /> Tiếp tục phát triển ý tưởng của các tác giả đi trước, mô hình<br /> được đề xuất vẫn dựa trên mô hình một dải chéo tương đương<br /> nhưng với bề rộng wm biến thiên trong quá trình chịu lực do<br /> Nguyễn Lê Ninh (1980) kiến nghị (Hình 2). Theo đó, bề rộng của<br /> dải chéo tương đương được xác định theo biểu thức sau [7],[8]:<br /> wm = em (1− n ) wm 0 (1)<br /> trong đó: m – hệ số phụ thuộc vào đặc tính của tường chèn<br /> Hình 1. Quan hệ mômen uốn – chuyển vị xoay điển (m = 2 cho tường chèn bằng gạch đất sét nung các loại; m = 3,6<br /> hình tại khớp dẻo của các cấu kiện khung cho tường chèn bằng các gạch xây bê tông chưng áp (BAC));<br /> n = V/Vmu - tỷ số giữa lực ngang tác dụng và lực ngang gây nứt<br /> tường chèn; wm0 là bề rộng cơ sở của dải chéo tương đương ở<br /> thời điểm giả thiết tường chèn không còn đủ độ bền và độ cứng<br /> để tham gia chịu lực cùng với hệ khung bao quanh:<br /> dm<br /> wm 0 =<br /> λh h + λl l + k (2)<br /> trong các biểu thức trên, λh và λl là các thông số của chiều<br /> dài vùng tiếp xúc z ở cột và dầm, được xác định theo các biểu<br /> thức sau:<br /> <br /> Em t m l m Em tm hm<br /> λh = 4 2 và λl = 4<br /> 4 Ec I c hm 4 Ec I b lm2<br /> (3)<br /> Trong đó:<br /> Hình 2. Mô hình dải chéo tương đương Em, Ec - lần lượt là mô đun đàn hồi của vật liệu tường chèn<br /> và bê tông khung; l và h – tương ứng là chiều dài của dầm và<br /> cột tính đến trục;<br /> lm, hm, dm và tm – tương ứng là chiều dài, chiều cao, chiều dài<br /> đường chéo và chiều dày của pa nô chèn;<br /> Ib, Ic – tương ứng là mômen quán tính của dầm và cột; k=3,5<br /> cho tường chèn bằng gạch đất sét nung các loại và k=20 - cho<br /> tường chèn bằng các gạch xây bê tông chưng áp (BAC).<br /> Dạng của mô hình được đề xuất tương tự như của<br /> Panagiotakos và Fardis và của Bertoldi và cộng sự (Hình 3).<br /> Trong mô hình này, quan hệ giữa lực cắt Vm và chuyển vị ngang<br /> Δm của tường chèn gồm bốn giai đoạn, kèm theo các tiêu chí<br /> Hình 3. Quan hệ lực – chuyển vị của tường chèn chấp nhận cho biến dạng của vật liệu tường chèn. Giai đoạn<br /> thứ nhất biểu thị ứng xử tuyến tính (đoạn AB), nằm giữa điểm A<br /> (chưa chịu tải) và điểm chảy dẻo hiệu dụng B, có độ cứng Kmy.<br /> do tính phi tuyến vật liệu của: pano chèn, khung BTCT Theo Nguyễn Lê Ninh (1980), giai đoạn này kết thúc khi n=0,6.<br /> và mặt tiếp xúc giữa chúng. Điều này làm cho việc phân Giai đoạn thứ hai ứng xử phi tuyến (đoạn BC), biểu thị hiện<br /> tích kết cấu trở nên phức tạp, đòi hỏi các công cụ tính tượng tương tự cứng hóa biến dạng, với độ cứng βKmy bằng<br /> toán hiện đại. Đây là những vấn đề giải thích lý do tại sao một phần nhỏ của độ dốc đàn hồi. Theo Nguyễn Lê Ninh (1980),<br /> các tiêu chuẩn thiết kế kháng chấn hiện đại, ví dụ TCVN giai đoạn này kết thúc khi n=1,0. Tại điểm C, tung độ biểu thị độ<br /> 9386:2012, không có các quy định cụ thể về việc xét tới bền cực hạn của tường chèn và hoành độ biểu thị biến dạng khi<br /> tương tác với các tường chèn mặc dù thừa nhận chúng độ bền bắt đầu sụt giảm nghiêm trọng (đoạn CD). Do tính phá<br /> có ảnh hưởng lớn tới phản ứng tổng thể của công trình, hoại giòn của tường chèn nên tiêu chí chấp nhận của biến dạng<br /> đặc biệt khi hệ kết cấu khung được phép làm việc sau ứng với cấp công năng LS và CP gần trùng nhau. Sau điểm D<br /> giới hạn đàn hồi [13]. tường chèn được đặc trưng bằng độ bền dư Vmr không đổi nhằm<br /> Trong thời gian gần đây, một số mô hình tính toán ứng nâng cao tính ổn định khi phân tích. Có thể bỏ qua độ bền dư<br /> xử của tường chèn dùng trong phân tích tĩnh phi tuyến của tường chèn bằng cách kéo dài đoạn thẳng CD cho tới khi<br /> đã được đề xuất, trong đó có hai mô hình đáng lưu ý là độ bền dư bằng không (đường đứt nét ở Hình 3), tương ứng với<br /> mô hình của Panagiotakos và Fardis [9] và mô hình của chuyển vị ∆mp.<br /> Bertoldi và cộng sự [17]. Các mô hình này đều xuất phát<br /> 2.2.2. Xác định các thông số độ cứng ngang của tường chèn<br /> từ ý tưởng mô hình dải chéo tương đương sử dụng trong<br /> phân tích tuyến tính và quan hệ lực – chuyển vị được Dưới dạng tổng quát, độ cứng ngang của tường chèn ở các<br /> thiết lập trên cơ sở các kết quả nghiên cứu thực nghiệm. giai đoạn làm việc khác nhau được xác định theo biểu thức sau<br /> Vì lý do này, mức độ chính xác và tính ứng dụng của các [7]:<br /> <br /> <br /> 50 T„P CHŠ KHOA H“C KI¦N TR”C - XŸY D¼NG<br />  Hình 4. So sánh độ bền cắt trượt của tường chèn theo các tác giả khác nhau<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 5. So sánh độ bền nén chéo của tường chèn Hình 6. So sánh độ bền tường chèn lúc bắt đầu chảy<br /> theo các tác giả khác nhau dẻo theo các tác giả khác nhau<br /> <br /> <br /> e m (1− n ) wm 0 tm Em Trong Hình 4, là kết quả tính toán độ bền cắt trượt theo<br /> Km = cos 2 θ các tác giả: (1) Rosenblueth (1980) [16]; (2) Smith và Coull<br /> dm<br /> (4) (1991) [12]; (3),(4) Paulay và Priestley (1992) [10] với μ = 0,7<br /> trong đó wm0 - bề rộng cơ sở của dải chéo tương đương và μ = 0,3; (5) FEMA 356 (2000) [5], ASCE 41-13 (2014) [2],<br /> xác định theo biểu thức (2), còn các thông số λh và λl được Al-Chaar (2002) [1]; (6) Galanti, Scarpas và Vrouwenvleder<br /> xác định theo các biểu thức (3), θ - góc nghiêng của đường (1998) [16]; (7) FEMA 306 (1998) [4]; (8) ACI 530-13 (2013)<br /> chéo panô chèn so với phương ngang. [6]; (9) Do tác giả đề xuất.<br /> • Tại thời điểm tường chèn bị chảy dẻo, n = 0,6: Trong Hình 5 là kết quả tính toán độ bền nén theo phương<br /> 0,4 m<br /> chéo của tường chèn theo các tác giả: (1) Rosenblueth<br /> e wm 0 tm Em (1980) [16], Paulay và Priestley (1992) [10]; (2) Smith và<br /> K my = cos 2 θ<br /> dm Coull (1991) [12]; (3) Galanti, Scarpas và Vrouwenvleder<br /> (5)<br /> (1998) [16]; (4) FEMA 306 (1998) [4]; (5) Al-Chaar (2002) [1];<br /> • Tại thời điểm tường chèn đạt độ bền cực hạn, n = 1,0: (6) Tucker (2007) [16]; (7) ASCE 41-13 (2014) [2].<br /> wm 0 tm Em K my Các kết quả tính toán trong các hình 4 và 5 cho thấy, độ<br /> = ∗<br /> K mu = cos 2 θ<br /> dm e0,4 m bền của tường chèn xác định theo các tác giả khác nhau có<br /> (6) một sự chênh lệch đáng kể. Trên cơ sở phân tích các ưu và<br /> 2.2.3. Xác định các thông số độ bền của tường chèn nhược điểm của từng phương pháp cũng như các kết quả<br /> Dựa trên các nghiên cứu sâu rộng trong năm thập kỷ gần tính toán thu được trong điều kiện áp dụng thực tế ở Việt<br /> đây [1,10,12], bốn dạng phá hoại khác nhau của pano chèn: Nam hiện nay, các mô hình xác định độ bền cực hạn của<br /> cắt trượt, kéo theo phương đường chéo, nén theo phương tường chèn do các tác giả sau đây đề xuất đã được lựa chọn:<br /> đường chéo và ép vỡ góc đã được nhận diện. Nhiều phương a) Độ bền cực hạn cắt trượt do các tác giả đề xuất dựa<br /> pháp đánh giá độ bền của tường chèn ở các dạng phá hoại trên khả năng chịu cắt của khối xây không giằng theo TCVN<br /> này đã được đề xuất. Trong các dạng phá hoại trên, phá hoại 5573:2011 [14], cụ thể:<br /> cắt trượt và nén theo phương đường chéo thường xảy ra<br /> f bs tm lm<br /> nhất. Phần sau đây sẽ giới thiệu cách xác định các độ bền Vms =<br /> 1 − 0, 72n1 µ tgθ<br /> của tường chèn tại các điểm đặc trưng B, C, D và E trong mô (8)<br /> hình ứng xử ở Hình 3, theo các kết quả nghiên cứu tổng hợp<br /> Trong đó:<br /> đã được thực hiện về vấn đề này.<br /> fbs - cường độ lực dính tiếp tuyến giữa gạch và vữa;<br /> 1) Độ bền cực hạn của tường chèn Vmu<br /> μ - hệ số ma sát theo mạch vữa khối xây;<br /> Độ bền cực hạn Vmu của tường chèn là giá trị nhỏ nhất<br /> của độ bền khi phá hoại cắt trượt Vms và khi phá hoại nén n1 = 1 đối với khối xây bằng gạch đặc, bằng 0,5 đối với<br /> theo phương đường chéo Vmc: khối xây bằng gạch rỗng;<br /> lm và tm tương ứng là chiều dài và chiều dày tường chèn;<br /> Vmu = min (Vms , Vmc )<br /> (7) θ – góc nghiêng của đường chéo panô chèn so với<br /> Trong vòng gần 70 năm qua đã có rất nhiều nhà nghiên phương ngang.<br /> cứu đề xuất các mô hình khác nhau dùng để xác định độ bền Biểu thức (7) được thiết lập với giả thiết tường chèn<br /> của tường chèn khi bị phá hoại cắt trượt và nén theo phương không chịu tác động lực trọng trường, áp lực nén lên mặt<br /> đường chéo. Các hình 4 và 5 tổng hợp các kết quả tính toán trượt tiềm năng chỉ do thành phần thẳng đứng của lực nén<br /> độ bền cắt trượt và nén theo phương chéo của tường chèn theo phương đường chéo trong panô chèn gây ra.<br /> được thi công bằng gạch đất sét nung mác 75 và vữa xi<br /> b) Độ bền nén cực hạn theo phương chéo do ASCE 41-<br /> măng mác 75 trong khung BTCT có các kích thước hình học<br /> 13 (2014) kiến nghị [2]:<br /> như Hình 7 theo các tác giả khác nhau. Các tính năng cơ<br /> lý của vật liệu tường chèn và BTCT được lấy theo các tiêu hm<br /> Vmc = f mc tm cos θ<br /> chuẩn thiết kế tương ứng của Việt Nam. 3 (9)<br /> <br /> S¬ 28 - 2017 51<br />  KHOA H“C & C«NG NGHª<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 7. Sơ đồ kết cấu và cấu tạo cốt thép các cấu kiện khung<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 8. Quan hệ lực – chuyển vị trong mô hình dải chéo tương đương của tường chèn<br /> a) tầng 1; b) các tầng 2 đến 10<br /> <br /> Trong đó: Chuyển vị của tường chèn lúc bắt đầu chảy dẻo:<br /> fmc - cường độ chịu nén của khối xây; Vmy<br /> hm và tm - tương ứng là chiều cao và chiều dày tường ∆ my =<br /> chèn;<br /> K my<br /> (13)<br /> θ - góc nghiêng của đường chéo panô chèn so với Chuyển vị ngang tương ứng với độ bền dư Vmr:<br /> phương ngang.<br /> Vmr − Vmu<br /> 2) Độ bền của tường chèn tại thời điểm chảy dẻo Vmy ∆ mr =∆ mu +<br /> K mr<br /> Hình 6 tổng hợp các kết quả tính toán độ bền của tường (14)<br /> chèn tại thời điểm chảy dẻo Vmy với các thông số tương tự<br /> 3. Phân tích tĩnh phi tuyến hệ kết cấu khung bê tông cốt<br /> như ở phần trên theo đề xuất của nhiều tác giả: (1) Nguyễn<br /> thép<br /> Lê Ninh (1980) [7]; (2) Smith và Coull (1991) [12]; (3) Priestley<br /> và Calvi (1991) [11]; (4) Panagiotakos và Fardis (1996) [9]; 3.1. Các số liệu tính toán<br /> (5) FEMA 306 (1998) [4]; (6) Tucker (2007) [16]. Trên cơ sở Ví dụ tính toán này được thực hiện nhằm xét ảnh hưởng<br /> phân tích các mô hình tính toán, biểu thức do Nguyễn Lê của tường chèn tới phản ứng phi tuyến của khung BTCT chịu<br /> Ninh (1980) đề xuất đã được lựa chọn do tính đơn giản của động đất được thiết kế theo TCVN 9386:2012 [13]. Hệ kết cấu<br /> nó, cũng như cho giá trị tính toán trung bình so với các tác khung có cấp dẻo trung bình (DCM), hệ số tầm quan trọng<br /> giả khác: γI =1,2, được xây dựng tại vùng có gia tốc nền agR=0,1097g,<br /> Vmy = 0, 6Vmu trên nền đất loại D. Sơ đồ kết cấu và các kích thước cơ bản<br /> (10) của khung được cho ở Hình 7. Khung được thi công bằng bê<br /> 3) Độ bền dư của tường chèn Vmr tông có độ bền B25, cốt thép dọc của dầm và cột nhóm AIII,<br /> Độ bền dư của tường chèn Vmr nằm trong giới hạn sau cốt thép đai nhóm AI. Trên các dầm ở nhịp ngoài cùng của<br /> [17]: khung (nhịp AB và CD) được chèn kín bằng các tường dày<br /> 200mm, thi công bằng gạch đất sét nung ép dẻo mác 75 và<br /> 0 ≤ Vmr ≤ 0,1Vmy<br /> (11) vữa xi măng mác 75. Các tính năng cơ lý của vật liệu khung<br /> 2.2.4. Xác định các thông số chuyển vị của tường chèn và tường chèn được xác định theo TCVN 5574:2012 [15] và<br /> TCVN 5573:2011 [14].<br /> Chuyển vị của tường chèn khi đạt độ bền cực hạn:<br /> Tải trọng thẳng đứng tác động lên mỗi tầng như sau: tải<br /> V trọng thường xuyên g1=20 kN/m (nhịp biên), g2=10 kN/m<br /> ∆ mu =mu∗<br /> K mu (nhịp giữa), G1=70 kN (các nút biên), G2=90 kN (các nút<br /> (12)<br /> <br /> <br /> 52 T„P CHŠ KHOA H“C KI¦N TR”C - XŸY D¼NG<br /> Hình 9. Các sơ đồ biến dạng dẻo của khung và tường chèn<br /> a) Khung trống;<br /> b), c), d) Khung chèn tất cả các tầng;<br /> e), f) Khung không có tường chèn ở tầng 1<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 10. Các đường cong khả năng Hình 11. Chuyển vị ngang của hệ kết cấu<br /> <br /> <br /> giữa); tải trọng tạm thời: q1=7 kN/m, q2=6 kN/m, Q1=17 kN, ở bước 97, lực cắt đáy V=666,52 kN.<br /> Q2=30 kN. 3.3. Phản ứng của khung trong trường hợp có xét tới tương<br /> 3.2. Phản ứng của khung trong trường hợp không xét tương tác với tường chèn<br /> tác với tường chèn 3.3.1. Trường hợp tất cả các tầng của khung trong các<br /> Trong trường hợp không xét tương tác với các tường nhịp biên 1 và 3 đều có tường chèn<br /> chèn trong khung, kết quả thiết kế cho cốt thép các cấu Trong trường hợp này để thiết lập mô hình ứng xử phi<br /> kiện khung ngang (khung trống) như trong Hình 7. Việc tính tuyến của tường chèn, các thông số liên quan tới độ cứng<br /> toán tĩnh phi tuyến được thực hiện theo phần mềm tính toán của các loại tường chèn (bề rộng dải chéo tương đương<br /> SAP2000, với hàm lực ngang là các chuyển vị cưỡng bức. wm0, các độ cứng Kmy, K*mu và Kmr) được cho trong Bảng<br /> Giả thiết biến dạng uốn kiểm soát ứng xử phi tuyến của cột 1. Các thông số độ bền cũng như các giá trị chuyển vị của<br /> và dầm, sử dụng các luật thành phần đề cập trong mục 2.1, các tường chèn xác định theo các biểu thức từ (11) đến (13)<br /> việc phân tích được thực hiện cho tới khi khung đạt chuyển được cho ở Bảng 2. Trên cơ sở giá trị các thông số đã được<br /> vị mục tiêu Δ=1,348 m. Hình 9a là sơ đồ các khớp dẻo uốn xác định, biểu đồ quan hệ lực – chuyển vị của các panô<br /> xuất hiện ở khung lúc sụp đổ giả thiết. Hình này cho thấy, khi tường chèn được thiết lập ở Hình 8.<br /> không xét tới tương tác với các tường chèn, sơ đồ phá hoại<br /> Kết quả phân tích tĩnh phi tuyến cho thấy, bắt đầu ở bước<br /> khung trống là sơ đồ phá hoại dẻo dự kiến với các khớp dẻo<br /> chất tải thứ ba cho tới bước thứ 6, lần lượt các tường chèn ở<br /> uốn xuất hiện trước hết ở các dầm sau đó mới tới cột.<br /> các tầng thứ nhất tới tầng 6 bị biến dạng ở các mức độ khác<br /> Đường liền nét trong Hình 10 là đường cong khả năng nhau (trạng thái LS và IO). Ở bước thứ 8 (V = 881,24 kN, ∆<br /> biểu thị ứng xử phi tuyến của khung trống. Đường cong này = 0,113 m) các tường chèn ở ba tầng dưới cùng bị sụp đổ<br /> cho thấy, biến dạng tuyến tính của khung kết thúc ở bước kéo theo sự xuất hiện chảy dẻo ở đầu mút các dầm ở nhịp<br /> 10 (V=466,297 kN, ∆=0,126 m). Độ cứng ngang của khung giữa tầng 1 và 2, trong khi các tường chèn ở các tầng trên<br /> trong giai đoạn này Kbf =3700 kN/m. Giá trị lực cắt đáy lớn tiếp tục bị biến dạng dẻo ở các mức độ khác nhau (Hình 9b).<br /> nhất V=726,13 kN và chuyển vị ngang tương ứng ∆=0,559 Biến dạng dẻo ở chân các cột tầng một bắt đầu xuất hiện ở<br /> m ở bước 40. Sau thời điểm này, độ cứng ngang của khung bước thứ 10 (V = 954,302 kN và ∆ = 0,140 m) và tiếp tục gia<br /> suy giảm gần như tuyến tính. Khi kết thúc quá trình đẩy dần tăng cho tới bước 15 khi toàn bộ chân các cột tầng 1 bị chảy<br /> <br /> <br /> S¬ 28 - 2017 53<br />  KHOA H“C & C«NG NGHª<br /> <br /> <br /> Bảng 1. Các thông số độ cứng của tường chèn<br /> Thông số wmo (mm) wm (mm) K*mu (N/mm) Kmy (N/mm) Kmr (N/mm)<br /> Tầng 1 593 1319 17844 39712 -2780<br /> Tầng 2 - 10 575 1279 21555 47973 -3358<br /> Bảng 2. Độ bền và chuyển vị của tường chèn ở các trạng thái giới hạn<br /> Thông số Vms (N) Vmc (N) Vmu (N) Vmy (N) Vmr (N) Δmu Δmy Δmr Δmp<br /> Tầng 1 239044 260132 239044 143426 11474 13,40 3,61 95,26 107,17<br /> Tầng 2 - 10 211516 224722 211516 126910 10153 9,81 2,65 69,78 78,50<br /> <br /> dẻo. Khác với trường hợp khung trống, đầu trên của các cột hợp khung trống gần 1,3 lần. Lúc này, toàn bộ các chân cột<br /> ở tầng 3 bị chảy dẻo ở bước 39 (V =793,077 kN và ∆ = 0,463 trên mặt móng và các đầu cột ở tầng 3 đều bị chảy dẻo tương<br /> m) (Hình 9c). Cho tới khi đạt chuyển vị mục tiêu ∆ = 1,345 m, tự như khung chèn kín nhưng ở thời điểm sớm hơn (Hình 9f).<br /> các biến dạng dẻo hầu như chỉ tập trung vào các chân cột Hình 11a và b cho thấy có sự khác nhau rất lớn giữa<br /> trên mặt móng và các đầu cột ở tầng 3 (Hình 9d). chuyển vị ngang của hệ kết cấu trong ba trường hợp ở các<br /> Đường đứt nét trong Hình 10 là đường cong khả năng giai đoạn: giai đoạn tuyến tính khi V = 415,243 kN (Hình 11a)<br /> của hệ kết cấu có các tường chèn ở hai nhịp biên tại tất cả và giai đoạn sau đàn hồi khi V = 689,049 kN (Hình 11b).<br /> các tầng. Đường cong này có dạng hoàn toàn khác với dạng Trong giai đoạn làm việc sau đàn hồi, biến dạng của hệ kết<br /> đường cong khả năng của khung trống (đường nét liền). cấu khung – tường chèn hầu như chỉ tập trung ở các cột<br /> Trong giai đoạn đầu tiên cho tới khi lực cắt đáy đạt V=881,24 tầng dưới cùng, trong khi các tầng trên hầu như không bị<br /> kN và ∆=0,113 m ở bước thứ 8, hệ kết cấu có ứng xử gần biến dạng tiếp tục. Nguy cơ sụp đổ đột ngột các tầng dưới<br /> như tuyến tính với độ cứng ngang Kif = 7800 kN/m. Sau khi cùng (phá hoại tầng mềm) rất lớn, đặc biệt trong trường hợp<br /> lực cắt đáy đạt giá trị lớn nhất V=983,299 kN và ∆=0,189 m ở tầng 1 không có tường chèn (Hình 11b).<br /> ở bước 15, hệ kết cấu bị sụt giảm độ cứng đột ngột và biến<br /> thiên không đều, phù hợp với trạng thái phá hoại khác nhau 4. Kết luận và kiến nghị<br /> của các tường chèn trên chiều cao khung. Ở bước 70, khi Các kết quả phân tích tĩnh phi tuyến cho thấy, các tường<br /> V=715,8 kN tương ứng với ∆=0,804 m, toàn bộ khả năng chèn trong khung đã làm thay đổi cơ bản phản ứng của hệ kết<br /> chịu lực của hệ kết cấu hỗn hợp khung tường chèn gần như cấu khung được thiết kế theo tiêu chuẩn TCVN 9386:2012:<br /> được chuyển sang cho các tầng ở dưới cùng. Hệ kết cấu hỗn - Sơ đồ phá hoại khung chuyển từ sơ đồ phá hoại dẻo<br /> hợp bị suy giảm độ cứng gần tuyến tính nhưng với độ dốc (phá hoại dầm) sang sơ đồ phá hoại giòn (phá hoại cột).<br /> lớn hơn so với khung trống.<br /> - Dạng các đường cong khả năng trong các trường hợp<br /> 3.3.2. Trường hợp không có các tường chèn trong các xét và không xét tới sự tương tác với tường chèn rất khác<br /> nhịp biên 1 và 3 ở tầng một nhau. Ở trường hợp có xét tương tác với tường chèn, sau khi<br /> Trong trường hợp này, đường cong khả năng của hệ kết lực cắt đáy đạt giá trị đỉnh, hệ kết cấu khung – tường chèn bị<br /> cấu hỗn hợp (đường nét đứt - chấm) trong Hình 10 có một số sụt giảm độ bền và độ cứng đột ngột do sự phá hoại giòn của<br /> điểm khác biệt quan trọng so với hai trường hợp trên: các panô chèn ở các tầng dưới. Sau giai đoạn này, toàn bộ<br /> • So với trường hợp chèn kín tầng một, lực cắt đáy V biến dạng của hệ kết cấu hỗn hợp hầu như tập trung hết về<br /> không bị sụt giảm đột ngột và sự suy giảm khả năng chịu lực các cột ở các tầng dưới.<br /> sau đàn hồi diễn ra tương đối đều hơn. Giai đoạn làm việc - Các panô chèn ở các tầng dưới cùng bị phá hoại sớm<br /> đàn hồi tuyến tính kết thúc sớm hơn nhiều so với khung chèn nhất trong khi ở các tầng trên gần như không chịu các biến<br /> kín và gần với khung trống hơn; dạng lớn. Phản ứng của khung lúc này không còn giống như<br /> • Thời điểm chuyển giao khả năng chịu lực của hệ kết cấu của khung trống. Cơ cấu phá hoại tầng mềm xuất hiện, đặc<br /> khung chèn sang cho khung ở các tầng dưới (V = 718,607 biệt trong trường hợp không có tường chèn ở tầng dưới cùng<br /> kN; Δ = 0,726 m) sớm hơn khung được chèn kín. sự sụp đổ của hệ kết cấu hỗn hợp xảy ra sớm hơn và nguy<br /> hiểm hơn so với trường hợp được chèn kín.<br /> Như vậy khi tầng 1 để trống, phản ứng của hệ kết cấu<br /> hỗn hợp trước và sau khi chuyển giao đều kém hơn nhiều Như vậy, sự có mặt của các tường chèn trong khung<br /> so với trường hợp được chèn kín, khả năng chịu lực bị sụt được thiết kế theo TCVN 9386:2012, đã làm thay đổi hoàn<br /> giảm mạnh hơn so với hai trường hợp khung trống và khung toàn ý đồ của người thiết kế. Đây là một tình huống hết sức<br /> được chèn kín. Các kết quả phân tích cho thấy, khớp dẻo nguy hiểm đối với các công trình được thiết kế để chịu động<br /> uốn xuất hiện ở các chân cột tầng 1 sớm hơn nhiều (từ bước đất hiện nay. Do đó, để bảo đảm an toàn cho các công trình<br /> 8 đến 10) so với khung chèn kín (Hình 9e). Khi đạt chuyển vị khung BTCT, việc xem xét, điều chỉnh lại một số nội dung<br /> mục tiêu Δ = 1,346m (bước 107) lực cắt đáy ở khung chèn thiết kế hệ kết cấu khung theo khả năng quy định trong TCVN<br /> khi tầng một để trống V = 523,808 kN nhỏ thua so với trường 9386:2012 là hết sức cần thiết./.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 54 T„P CHŠ KHOA H“C KI¦N TR”C - XŸY D¼NG<br />  Tài liệu tham khảo 9. Panagiotakos, T.B., Fardis, M.N., “Seismic response of infilled<br /> RC frame structures”, Proceedings of the eleventh world<br /> 1. Al-Chaar, G., Evaluating strength and stiffness of unreinforced<br /> conference on earthquake engineering, Mexico, paper no. 225,<br /> masonry infill structures, Technical Report ERDC/CERL TR-<br /> 1996.<br /> 02–1, U.S. Army Corps of Engineers, 2002.<br /> 10. Paulay, T., Priestley, M.J.N., Seismic design of reinforced<br /> 2. American Society of Civil Engineers, ASCE/SEI 41-13: Seismic<br /> concrete and masonry buildings, A Wiley Interscience<br /> evaluation and retrofit of existing buildings, Virginia, USA, 2014.<br /> Publication, John Wiley & Sons, New York, 1992.<br /> 3. European Commission for Standardization, EN 1992-1-1:2004:<br /> 11. Priestley, M.J.N., Calvi, G.M., “Towards a capacity – design<br /> Eurocode 2: Design of concrete structures - Part 1-1: General<br /> assessment procedure for reinforced concrete frames”,<br /> rules and rules for buildings, Brussels, 2004.<br /> Earthquake Spectra, vol. 7 (3), pp. 413-437, 1991.<br /> 4. Federal Emergency Management Agency, FEMA 306:<br /> 12. Smith, B.S., Coull, A., Tall building structures: Analysis and<br /> Evaluation of earthquake damaged concrete and masonry wall<br /> design, A Wiley Interscience Publication, John Wiley and Sons<br /> buildings - Basic procedures manual, Washington, D.C., USA,<br /> Inc., New York, 1991.<br /> 1998.<br /> 13. Bộ Khoa học và Công nghệ, TCVN 9386:2012: Thiết kế công<br /> 5. Federal Emergency Management Agency, FEMA 356<br /> trình chịu động đất.<br /> (ASCE 2000): Prestandard and commentary for the seismic<br /> rehabilitation of buildings, Washington, D.C., USA, 2000. 14. Bộ Khoa học và Công nghệ, TCVN 5573:2011: Kết cấu gạch đá<br /> và gạch đá cốt thép – Tiêu chuẩn thiết kế.<br /> 6. Masonry Standards Joint Committee: Building Code<br /> Requirements for Masonry Structures (TMS 402-13 / ACI 530-13 15. Bộ Khoa học và Công nghệ, TCVN 5474:2012: Kết cấu bê tông<br /> / ASCE 5-13) and Specification for Masonry Structures (TMS và bê tông cốt thép - Tiêu chuẩn thiết kế.<br /> 602-13 / ACI 530.1-13 / ASCE 6-13), 2013. 16. Tucker, C.J., Predicting the in-plane capacity of masonry infilled<br /> 7. Nguyen Le Ninh, Calcul si proiectarea constructiilor multietajate frames, PhD Thesis, Faculty of the Graduate School, Tennessee<br /> din cadre de beton armat cu zidărie de umplutură la sarcini Technological University, USA, 2007.<br /> orizontale, Teză de doctorat, Institutul de constructie din 17. Uva, G., Raffaele, D., Porco, F., Fiore, A., “On the role of<br /> Bucuresti, România, 1980. equivalent strut models in the seismic assessement of infilled RC<br /> 8. Nguyễn Lê Ninh, Động đất và thiết kế công trình chịu động đất, buildings”, Engineering Structures, 42, pp. 83-94, 2012.<br /> Nhà Xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2007.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Phân tích một số tham số ảnh hưởng...<br /> (tiếp theo trang 43)<br /> <br /> - Nếu kết cấu sàn có dạng hình vuông (tỉ số hình dạng đường kính cốt thép, và giảm đi khi tăng chiều dày sàn.<br /> a=1) thì hệ số e không bị ảnh hưởng bởi khoảng cách cốt - Đối với các loại đường kính cốt thép, khoảng cách cốt<br /> thép, chỉ phụ thuộc vào đường kính cốt thép và chiều dày thép và chiều dày sàn được lựa chọn trong nghiên cứu này,<br /> sàn. thì với tỉ số hình dạng a=1,55 – 1,65 tính hiệu quả của hiệu<br /> - Nếu kết cấu sàn có dạng hình chữ nhật (tỉ số hình dạng ứng màng được thể hiện rõ ràng nhất./.<br /> 1