Tóm tắt Luận án Ảnh hưởng của tường chèn tới phản ứng của hệ khung bê tông cốt thép chịu động đất

dẫn về cách thiết lập mô hình (đặc biệt TCVN 9386:2012) nên rất khó thực hiện. 1.5. NHẬN XÉT CHƯƠNG 1 1. Sự tương tác với tường chèn gây ra các dạng phá hoại điển hình ở các khung BTCT được thiết kế theo quan niệm kháng chấn Hình 1.15. MH của Decanini et al. 6 hiện nay: phá hoại uốn và cắt ở hai đầu mút hoặc ở giữa cột; dầm thường bị gia tăng độ cứng, còn tường chèn thường bị phá hoại cắt trượt ngang theo phương chéo hoặc ở giữa chiều cao tường và phá hoại nén theo phương chéo. 2. Mô hình đơn giản sử dụng một dải chéo tương đương được xem là phù hợp để xác định phản ứng tổng thể của hệ khung chèn. 3. Tuy thừa nhận ảnh hưởng quan trọng của lực tương tác khung – tường chèn, nhưng các quy định về thiết kế hệ khung chèn trong các tiêu chuẩn vẫn còn nhiều bất cập và không rõ ràng. CHƯƠNG 2 MÔ HÌNH HÓA ỨNG XỬ PHI TUYẾN CỦA HỆ KHUNG CHÈN BÊ TÔNG CỐT THÉP CHỊU ĐỘNG ĐẤT 2.1. LỰA CHỌN PHƯƠNG PHÁP MÔ HÌNH HÓA HỆ KHUNG CHÈN Từ nghiên cứu tổng quan, các mô hình sau đã được lựa chọn để phân tích hệ khung chèn: mô hình đơn giản mô phỏng ứng xử uốn tại các vùng tới hạn của khung BTCT và mô hình một dải chéo tương đương mô phỏng ứng xử của tường chèn. 2.2. MÔ HÌNH ỨNG XỬ CỦA HỆ KẾT CẤU KHUNG BTCT 2.2.1. Ở mức vật liệu: Sử dụng các mô hình ứng xử của bê tông và cốt thép quy định trong EN 1992-1-1:2004. 2.2.2. Ở mức cấu kiện chịu lực: Sử dụng MH khớp dẻo tập trung. Ứng xử khớp dẻo được kiểm soát qua MH Takeda sửa đổi và đường cong lực-chuyển vị của nó lấy theo ASCE 41-13 (Hình 2.2). a) b) c) Hình 2.2. a) Biến dạng dẻo b) Luật trễ Takeda c) Quan hệ M–θ tại khớp dẻo tập trung ở các CK khung sửa đổi của các CK khung BTCT 2.3. THIẾT LẬP MÔ HÌNH ỨNG XỬ PHI TUYẾN CỦA CÁC TƯỜNG CHÈN TRONG KHUNG BTCT 2.3.1. Xây dựng quan hệ lực – chuyển vị của mô hình Ứng xử của tường chèn trong khung được mô hình hóa dưới dạng một đường cong như trong Hình 2.3. Trong mô hình khung, tường chèn được biểu diễn như trong Hình 2.4. 7 2.3.2. Xác định các thông số cơ bản của mô hình 2.3.2.1. Độ cứng của tường chèn Theo Nguyễn Lê Ninh (1980) bề rộng: (1 ) 0 m n m mw e w −= (2.1) với ( )0 m m h l dw h l kλ λ = + + (2.2); 4 42 2;4 4 m m m m m m h l c c m c b m E t l E t h E I h E I l λ λ= = (2.3) n = H/Hu – với H lực ngang tác động và Hu lực ngang tại thời điểm tường chèn đạt độ bền cực hạn; m và k – các hệ số phụ thuộc vào loại khối xây tường chèn; các thông số khác biểu thị các đặc tính hình học và cơ học của khung và tường chèn (Hình 1.8). Từ bề rộng wm xác định được độ cứng của tường chèn khi bắt đầu bị nứt (2.4) và khi đạt độ bền cực hạn (2.5): 0,4 20 cos m m m m my m e w t EK d θ= (2.4); 20 0,4cos mym m m mu m m Kw t EK d e θ∗ = = (2.5) 2.3.2.2. Độ bền của tường chèn 1. Độ bền cực hạn của tường chèn Vmu được xác định từ điều kiện ( )min ,mu ms mcV V V= (2.6), trong đó: a) Vms - độ bền cắt trượt của tường chèn được lựa chọn từ các phương pháp xác định của các tác giả sau: Rosenblueth (1980); Smith và Coull (1991); Paulay và Priestley (1992); Decanini et al. (1993); Panagiotakos và Fardis (1994), Fardis (2009); Zarnic và Gostic (1997); FEMA 356 (2000), Al-Chaar (2002), ASCE 41-06, ASCE 41-13; Galanti et al. (1998), EN 1998-1:2004; FEMA 306 (1998); EN 1996-1-1:2005; theo TCVN 5573:2011 (2.10) 11 0,72 bs m m ms f t lV n tgµ θ = − (2.10) Hình 2.3. Quan hệ lực–chuyển vị của Hình 2.4. Vị trí các khớp dẻo mô hình ứng xử tường chèn trong MH hệ khung chèn 8 b) Vmc – độ bền nén theo phương chéo được lựa chọn từ các PP: Smith và Coull (1991); Decanini et al. (1993); Galanti et al. (1998); FEMA 306; Al- Chaar (2002); Tucker (2007); ASCE 41-13. Để lựa chọn được các độ bền thích hợp cho MH tường chèn, các phân tích so sánh đã được thực hiện trên một khung chèn phù hợp với đối tượng và mục tiêu nghiên cứu đặt ra. Kết quả được các đường cong biểu diễn quan hệ Vms và Vmc theo tỷ số hm/lm thường gặp của tường chèn trong các Hình 2.9 và 2.10. Từ đó chọn được độ bền Vms theo TCVN 5573:2011 (2.10) và độ bền Vmc theo ASCE 41-13: cos3 m mc mc m hV f t θ= (2.11) 2. Độ bền chảy dẻo của tường chèn Vmy được lựa chọn từ các phương pháp: Nguyễn Lê Ninh (1980), Dolsek và Fajfar (2008); Decanini et al. (1993); Panagiotakos và Fardis (1994); Saneinejad và Hobbs (1995), FEMA 306; Tucker (2007); Stavridis (2009). Tương tự như trên, từ kết quả trong Hình 2.12 chọn Vmy = 0,6Vmu (2.12) theo đề xuất của Nguyễn Lê Ninh và Dolsek và Fajfar (2008). 3. Độ bền dư của tường chèn Vmr: 0 0,1mr myV V≤ ≤ (2.13) Hình 2.9. Biến thiên của Vms xác định theo các PP khác nhau theo hm/lm Hình 2.10. Biến thiên của Vmc xác định theo các PP khác nhau theo hm/lm Hình 2.12. Biến thiên của Vmy xác định theo các PP khác nhau theo hm/lm 9 2.3.2.3. Các bước xây dựng đường cong lực-chuyển vị của mô hình Bước 1. Xác định Kmy theo (2.4). Bước 2. Xác định Vmu theo (2.6). Bước 3. Xác định mu mu muV K ∗∆ = (2.14). Bước 4. Xác định Vmy theo (2.12). Bước 5. Xác định my my myV K∆ = (2.15). Bước 6. Xác định Vmr theo (2.13). Bước 7. Xác định ( ) /mr mu mr mu mrV V K∆ = ∆ + − (2.16) 2.3.2.4. Phản ứng phi tuyến dọc trục của dải chéo tương đương Sử dụng quan hệ ứng suất-biến dạng khối xây do Kaushik, Rai và Jain (2007) đề xuất (Hình 2.13). 2.3.3. Hiệu chuẩn mô hình ứng xử của tường chèn Việc hiệu chuẩn mô hình đề xuất được thực hiện trên số liệu thí nghiệm các mẫu khung chèn BTCT được thiết kế theo EC8 và EC2 của Kakaletsis và Karayannis (2008) và Morandi, Hak và Magenes (2014-2018). 2.3.3.1. Kakaletsis và Karayannis (2008) Dựa trên thông số các mẫu thí nghiệm, thiết lập MH ứng xử của tường chèn theo các bước ở mục 2.3.2.3 (Hình 2.16). Sử dụng các MH này cùng với các mô hình ứng xử của vật liệu và cấu kiện BTCT được lựa chọn trong mục 2.2, thực hiện phân tích đẩy dần các mẫu khung thí nghiệm. Các đường cong khả năng thu được từ phân tích được so sánh với các đường bao lực - chuyển vị thí Hình 2.13. Quan hệ ứng suất – biến dạng khối xây chịu nén Hình 2.18. So sánh kết quả thí nghiệm với kết quả phân tích a) Tường chèn yếu (S) b) Tường chèn khỏe (IS) Hình 2.16. MH ứng xử của các tường chèn 10 nghiệm (Hình 2.18). Kết quả cho thấy một sự phù hợp khá tốt giữa chúng. 2.3.3.2. Morandi et al. (2014-2018) Hình 2.20. Quan hệ lực – chuyển vị của mô hình tường chèn đề xuất Tương tự như trên, thiết lập mô hình ứng xử của tường chèn theo phương pháp đề xuất (Hình 2.20) và thực hiện phân tích đẩy dần các mẫu thí nghiệm. Kết quả cho thấy các đường cong khả năng thu được từ phân tích khá phù hợp với các đường bao thí nghiệm (Hình 2.21). 2.4. NHẬN XÉT CHƯƠNG 2 Đã thiết lập được mô hình đơn giản mô phỏng ứng xử của tường chèn trong khung BTCT có xét tới sự suy giảm độ bền và độ cứng của khung và tường chèn. Kết quả kiểm chứng trên các mẫu khung chèn được thiết kế theo quan niệm kháng chấn hiện nay cho kết quả khá tốt và không phải hiệu chuẩn mô hình. CHƯƠNG 3 ẢNH HƯỞNG CỦA TƯỜNG CHÈN TỚI VIỆC KIỂM SOÁT CƠ CẤU PHÁ HOẠI KHUNG BÊ TÔNG CỐT THÉP CHỊU ĐỘNG ĐẤT 3.1. QUAN NIỆM HIỆN ĐẠI VÀ CÁC QUY ĐỊNH THIẾT KẾ KHUNG TRONG CÁC TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ KHÁNG CHẤN HIỆN NAY 3.1.1. Quan niệm hiện đại trong thiết kế công trình chịu động đất Theo quan niệm kháng chấn hiện nay, mục tiêu thiết kế công trình nhằm bảo vệ trực tiếp sinh mạng con người và của cải vật chất xã hội. Khi động đất mạnh xảy ra, công trình được phép làm việc sau giới hạn đàn hồi, nhưng không bị sụp đổ đột ngột. 3.1.2. Các nguyên tắc thiết kế cơ bản theo quan niệm kháng chấn hiện đại Hình 2.21. So sánh KQ thí nghiệm với KQ phân tích theo MH đề xuất 11 Nhằm đạt được các mục tiêu trên, hệ kết cấu phải được thiết kế để bị phá hoại dẻo và phá hoại cắt phải xảy ra sau phá hoại uốn khi động đất mạnh xảy ra. 3.1.3. Thiết kế khung BTCT theo tiêu chuẩn kháng chấn hiện nay Để thực hiện nguyên tắc thiết kế trên, phương pháp thiết kế theo khả năng đã được sử dụng. Theo phương pháp này, các lực dùng để thiết kế khung phải như sau, ví dụ theo TCVN 9386:2012 (nguyên tắc thiết kế cơ bản cột khỏe – dầm yếu): a) Dầm: Mômen uốn M và lực dọc N: lấy theo kết quả phân tích KC, còn lực cắt Q: xác định lại từ khả năng chịu uốn của dầm. b) Cột: Mômen uốn M: được xác định lại từ điều kiện: 1,3Rc RbM M≥∑ ∑ (3.1) trong đó: ΣMRc - tổng khả năng chịu mômen uốn nhỏ nhất của các cột quy tụ vào nút, có xét tới lực dọc N; ΣMRb - tổng khả năng chịu mômen uốn của các dầm quy tụ vào nút. Lực cắt Q: được xác định lại từ khả năng chịu uốn của cột. Một số nhận xét: (i) Quá trình thiết kế khung phải tuân theo một quy trình rất nghiêm ngặt; (ii) Các quy định thiết kế khung không xét tới sự tương tác khung – tường chèn. 3.2. ẢNH HƯỞNG CỦA TƯỜNG CHÈN TỚI PHẢN ỨNG CỦA CÁC DẦM KHUNG Các nghiên cứu thí nghiệm trên hệ khung chèn cho thấy, dầm khung có ứng xử cứng hơn so với khung trống do lực tương tác với tường chèn gây ra. Để làm rõ hiện tượng này, xét một khung BTCT không có tường chèn (khung trống) như trong Hình 3.2a. Ngoại lực H gây ra mômen uốn tại tiết diện đầu mút C của dầm: , 3 2 6 1bC H HhM ω ω = + (3.2) trong đó: b c I h I l ω = (3.3) a) Khung trống b) Khung có tường chèn c) Sơ đồ tính toán hệ khung chèn tương đương Hình 3.2. Các sơ đồ tính toán khung 12 Độ cong của dầm tại đầu mút C sẽ có giá trị sau: ,, 3 2 6 1 bC H bC H c b c b M Hh E I E I ω ρ ω = = + (3.4) Khi có tường chèn, sơ đồ tính toán hệ khung chèn như trong Hình 3.2b, trong đó Rm là lực nén trong dải chéo tiết diện wmtm. Thay thế sơ đồ ở Hình 3.2b bằng sơ đồ tương đương ở Hình 3.2c với Vm – hình chiếu theo phương ngang của lực nén Rm trong dải chéo. Với sơ đồ này, ta có mômen và độ cong của dầm khi có xét tới lực tương tác tường chèn: ( ), - - 3 2 6 1m m bC H V H V h M ω ω = + (3.5) , -, - , ( - ) 3 2 6 1 m m bC H V m bC H V bC H c b c b M H V h E I E I ω ρ ρ ω = = < + (3.6) Như vậy, sự tương tác với tường chèn đã làm cho dầm cứng lên. Gọi Ibm ( >Ib) là mômen quán tính tương đương của dầm khung khi xét tới tương tác với tường chèn, tương tự (3.4) ta được độ cong của dầm trong trường hợp này: * ,* , 3 2 6 1 bC H m bC H c bm c bm m M Hh E I E I ω ρ ω = = + (3.7), trong đó: bmm c I h I l ω = (3.8) Xét (3.3) và (3.8), ta được hệ số bm mIb b Ik I ω ω = = (3.9) biểu thị sự gia tăng mômen quán tính (độ cứng uốn) của dầm khi tương tác với tường chèn. Cân bằng các độ cong (3.6) và (3.7), ta thiết lập được mối quan hệ: 6 1 6 1 m m H H V ω ω + = + − (3.11). Từ mối quan hệ giữa lực ngang H và Vm thiết lập được trên cơ sở các sơ đồ tính toán ở Hình 3.2b, 3.2c và từ (3.11) ta thiết lập được tỷ số ωm/ω. Với kết quả này, xác định hệ số kIb (3.9) tại thời điểm cực hạn (wm = wm0 khi n = 1,0 xem Chương 2) khi xét tới tương tác với tường chèn: 3 2 0w cos 3 21 72 bmu m m m Ibu b c c m I h t Ek I E I d θ ω ω + = = + (3.18) Biểu thức (3.18) cho thấy, khi xét tới tương tác với tường chèn, mômen quán tính của dầm khung Ibmu đã được tăng lên kIbu lần: 13 Ibmu = kIbuIb so với khi không xét. Điều này có nghĩa là, chiều cao tiết diện của dầm khung bị gia tăng thành 3 bmu b Ibuh h k= (3.19) gọi là chiều cao tiết diện tương đương. Sự gia tăng chiều cao tiết diện dầm, kéo theo sự gia tăng khả năng chịu uốn của nó theo chiều âm RbM − lẫn chiều dương RbM + trong phương tác động động đất đang xét. Trong trường hợp tổng quát, tại một nút khung bất kỳ: Rbmu Rbmu Rbmu Rb Rb RbM M M M M M − + − += + > = +∑ ∑ (3.21) trong đó ΣMRbmu và ΣMRb – tương ứng là tổng khả năng chịu uốn của các dầm khung quy tụ vào một nút khung khi có xét và không xét tới tương tác với tường chèn, trong phương động đất đang xét. Như vậy, khi xét tới lực tương tác với tường chèn, khả năng chịu uốn của các dầm khung được gia tăng qua hệ số sau: - - 1 Rbmu Rbmu Rbmu Mb Rb Rb Rb M M Mk M M M + + + = = > + ∑ ∑ (3.22) 3.3. PHƯƠNG PHÁP THIẾT KẾ KHUNG BTCT CHỊU ĐỘNG ĐẤT KHI CÓ XÉT TỚI TƯƠNG TÁC VỚI TƯỜNG CHÈN 3.3.1. Điều kiện kiểm soát cơ cấu phá hoại khung Theo kết quả nghiên cứu ở trên, trong trường hợp có xét tới tương tác với tường chèn, điều kiện kiểm soát cơ cấu phá hoại dẻo (3.1) của khung trong TCVN 9386:2012 có thể sẽ không còn đúng, do RbM∑ ở vế phải đã bị gia tăng qua hệ số kMb. Điều này cũng có nghĩa là cột khung có thể bị phá hoại trước dầm và cơ cấu phá hoại tầng mềm có thể xuất hiện ngoài ý muốn của người thiết kế. Do đó, để hệ khung chèn bị phá hoại dẻo như mục tiêu thiết kế đặt ra, điều kiện thiết kế (3.1) cần phải được viết lại như sau: 1,3Rcmu Mb RbM k M≥∑ ∑ (3.23) trong đó: ΣMRcmu - tổng khả năng chịu mômen uốn nhỏ nhất của các cột quy tụ vào nút, có xét tới lực dọc N, ở TTGH cực hạn của tường chèn. Với điều kiện này, dù có hoặc không có tường chèn, nguyên tắc thiết kế “cột khỏe – dầm yếu” sẽ được bảo đảm và khung sẽ bị phá hoại theo cơ cấu dẻo dưới tác động động đất mạnh. 14 3.3.2. Phương pháp thiết kế khung chịu động đất khi có xét tới tương tác với tường chèn Bước 1. Thiết kế các dầm khung theo quy định của tiêu chuẩn thiết kế kháng chấn hiện nay. Bước 2. Xác định hệ số kIbu theo (3.18) và chiều cao tiết diện tương đương của dầm khung hbmu theo (3.19). Từ đó, xác định khả năng chịu uốn của các dầm tương đương khi có xét tới tương tác với tường chèn RbmuM − và RbmuM + . Xác định hệ số kMb theo (3.22). Bước 3. Xác định mômen uốn dùng để thiết kế cột RcmuM∑ theo điều kiện đề xuất (3.23). Từ đó tính toán và cấu tạo cốt thép dọc cho cột theo các quy định của tiêu chuẩn thiết kế kháng chấn. 3.4. VÍ DỤ TÍNH TOÁN 3.4.1. Các số liệu tính toán Xét nhà khung BTCT liền khối cao 3 tầng với các kích thước như trong Hình 3.4. Các dầm ngoài 25x45 cm, các dầm trong 25x50 cm, bản sàn dày 15 cm. Sử dụng: bê tông B30, cốt thép dọc loại CB400-V, cốt thép đai loại CB240-T. Các khung KB và KE được chèn kín bằng tường gạch đặc dày 20 cm mác 100, vữa xi măng mác 75. Tải trọng thẳng đứng (thường xuyên g và tạm thời q) ở mỗi tầng (kể cả mái): g + ψ2q = 9 kN/m2. Công trình được xây dựng tại vùng có gia tốc nền agR = 0,1097g, nền đất loại D, γI = 1,2; cấp dẻo DCM theo TCVN 9386:2012. a) Sơ đồ mặt bằng tầng điển hình b) Sơ đồ kết cấu khung ngang Hình 3.4. Sơ đồ kết cấu nhà khung 3.4.2. Thiết kế KC khung theo các quy định TCVN 9386:2012 Cấu tạo cốt thép khung điển hình KE được cho ở Hình 3.5. 15 Hình 3.5. Cấu tạo cốt thép khung KE 3.4.3. Xác định phản ứng của khung KE được TK theo TCVN 9386:2012 Sử dụng PP phân tích đẩy dần để xác định phản ứng của khung KE. Các MH ứng xử của vật liệu và các cấu kiện khung được lấy theo EC2 và ASCE 41- 13. Kết quả phân tích cho thấy, khung bị phá hoại dẻo như mục tiêu thiết kế đặt ra (Hình 3.6). Đường cong khả năng cho trong Hình 3.7 (đường liền nét). 3.4.4. Xác định phản ứng của khung KE được thiết kế theo TCVN 9386:2012 nhưng có xét tới tương tác với các tường chèn Để thực hiện phân tích đẩy dần, sử dụng mô hình tường chèn được đề xuất trong Chương 2 (Hình 2.3). a) Bước 6 b) Bước 22 c) Bước 48 d) Bước 102 Hình 3.6. Ứng xử của khung KE được TK theo TCVN 9386:2012 Hình 3.7. Đường cong khả năng của khung KE trong các trường hợp khác nhau 16 Kết quả tính toán cho các quan hệ lực-chuyển vị của các tường chèn như trong Hình 3.8. a) Tầng 1 b) Các tầng 2 đến 3 Hình 3.8. Quan hệ lực – chuyển vị trong MH ứng xử của tường chèn Việc phân tích đẩy dần ở Hình 3.10 cho thấy, quá trình biến dạng dẻo bắt đầu từ các tường chèn tới các dầm và chân cột tầng một. Đường cong khả năng (đường đứt nét) ở Hình 3.7 cho thấy, khi lực cắt đáy đạt giá trị lớn nhất V = 626,27 kN và ∆ = 0,023 m ở bước 10, hệ KC bị sụt giảm độ cứng đột ngột và biến thiên không đều, do các tường chèn ở tầng một và tầng hai bị phá hoại khá mạnh. Sau thời điểm này cho tới khi đạt chuyển vị mục tiêu ∆ = 4%H = 0,36m (bước 108), các biến dạng dẻo hầu như chỉ tập trung vào các chân cột trên mặt móng và các đầu mút các cột ở tầng một, các tường chèn ở tầng một không còn khả năng chịu lực (Hình 3.10). Hệ kết cấu khung chèn bị phá hoại theo cơ cấu “tầng mềm”. So sánh các đường cong khả năng của khung KE trong Hình 3.7 khi không xét (đường liền nét) và có xét (đường đứt nét) tới tương tác với tường chèn cho thấy, sự tương tác với các tường chèn đã làm gia tăng đáng kể độ cứng, khả năng chịu lực ngang và khả năng phân tán năng lượng của hệ khung trong giai đoạn đàn hồi ban đầu. 3.4.5. Thiết kế hệ kết cấu khung BTCT có xét tới tương tác với tường chèn theo phương pháp đề xuất Việc thiết kế hệ kết cấu khung đã cho ở Hình 3.4 được thực hiện theo phương pháp đề xuất trong mục 3.3.2. Bước 1 tính toán cốt thép dầm khung KE và khả năng chịu uốn MRb của chúng như Hình 3.10. Ứng xử của khung KE khi xét tới tương tác với tường chèn a) Bước 3 b) Bước 10 c) Bước 15 d) Bước 108 17 thiết kế đã thực hiện ở mục 3.4.2 (Hình 3.5). Bước 2 xác định được hệ số kIbu = 2,508 và chiều cao tiết diện tương đương của dầm khung hbmu = 680 mm, từ đó xác định khả năng chịu uốn của các dầm và hệ số kMb = 1,14. Bước 3 xác định mômen uốn yêu cầu dùng để thiết kế cột ycRcmuM∑ từ điều kiện đề xuất (3.23), từ đó tính toán và cấu tạo cốt thép dọc cho các cột. So với kết quả thiết kế theo tiêu chuẩn (Hình 3.5), chiều cao tiết diện các cột ở tầng một (C1 và C4) đều phải tăng thêm 50mm, còn cốt thép tất cả các cột vẫn như cũ. Thực hiện phân tích đẩy dần với các mô hình ứng xử của vật liệu, các cấu kiện khung và tường chèn như trong ví dụ tính toán ở mục 3.4.4. Kết quả phân tích cho thấy, hệ khung được thiết kế theo phương pháp đề xuất không bị phá hoại tầng mềm (Hình 3.11) như trong trường hợp được thiết kế theo TCVN 9386:2012 (Hình 3.10). Các đường cong khả năng trong Hình 3.7 cho thấy, khung KE được thiết kế theo phương pháp đề xuất (đường đứt nét hai chấm) với điều kiện (3.23) có ứng xử vượt trội so với các trường hợp được thiết kế theo điều kiện (3.1) của TCVN 9386:2012. 3.5. NHẬN XÉT CHƯƠNG 3 1. Đã định lượng được các hệ số gia tăng độ cứng uốn kIbu và khả năng chịu uốn của dầm khung kMb khi có xét tới tương tác với tường chèn. 2. Trên cơ sở này, điều kiện kiểm soát cơ cấu phá hoại (3.23) được đề xuất để thay thế cho điều kiện (3.1) của TCVN 9386:2012 không còn đúng nữa khi xét tới tương tác với tương chèn. Từ đó, một phương pháp thiết kế hệ khung BTCT chịu động đất đã được đề xuất. 3. Các ví dụ tính toán cụ thể chứng minh tính đúng đắn của các nghiên cứu lý thuyết đã thực hiện: mô hình tường chèn, phương pháp thiết kế hệ khung khi có xét tới tương tác với tường chèn a) Bước 11 b) Bước 17 c) Bước 113 Hình 3.11. Ứng xử của khung KE được thiết kế theo điều kiện đề xuất (3.23) 18 CHƯƠNG 4 KIỂM SOÁT PHÁ HOẠI CỤC BỘ KHUNG BÊ TÔNG CỐT THÉP CHỊU ĐỘNG ĐẤT CÓ XÉT TỚI TƯƠNG TÁC VỚI TƯỜNG CHÈN 4.1. KIỂM SOÁT PHÁ HOẠI CỤC BỘ KHUNG BTCT TRONG CÁC TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ KHÁNG CHẤN HIỆN NAY 4.1.1. Kiểm soát phá hoại cắt ở khung BTCT Phá hoại cắt là dạng phá hoại giòn, do đó cần phải được ngăn chặn, không để nó xảy ra trước phá hoại uốn. Đối với cột khung, theo TCVN 9386:2012, lực cắt dùng để thiết kế được xác định từ khả năng chịu uốn của cột (gọi là lực cắt khả năng) (Hình 4.1): ,1 ,2 1 2 , , Rb Rb Rd Rc Rc Rc Rc CD c cl c M M M M M M V l γ      +            = ∑ ∑ ∑ ∑ (4.3) trong đó: lcl,c – chiều dài thông thuỷ của cột; MRc,i - khả năng chịu uốn tại đầu mút cột i (i = 1, 2); ( / )Rb Rc iM M∑ ∑ ≤ 1 với ∑MRb là tổng khả năng chịu uốn của các tiết diện dầm ở các mặt đối diện của nút i và ∑MRc là tổng khả năng chịu uốn của các tiết diện cột ở trên và dưới của cùng nút i; γRd - hệ số vượt độ bền. 4.1.2. Kiểm tra phá hoại cắt cột trong các tiêu chuẩn kháng chấn TCVN 9386:2012 và EN 1998-1:2004 yêu cầu phải kiểm tra và cấu tạo cột chịu cắt có xét tới tương tác với tường chèn, theo điều kiện: , , ,Rd c Ed c lcV V≥ (4.4), trong đó: VRd,c - độ bền chịu cắt tại các đầu mút cột được thiết kế theo quy định của tiêu chuẩn; VEd,c,lc - lực cắt thiết kế bị gia tăng do lực ngang trong dải chéo tác động tại các đầu mút cột (Hình 4.2): ( ), , , , , ,min ;Ed c lc Ed c ms Ed c MV V V= (4.5) Hình 4.1. Sơ đồ xác định lực cắt cột Hình 4.2. Lực cắt tác động lên cột do tường chèn gây ra 19 trong đó: (i) , ,Ed c ms m m mvV V A f= = (4.6), với Am = tmlm và fmv - cường độ chịu cắt của tường chèn; (ii) , , ,2Ed c M Rd Rd c cV M lγ= (4.7) Các tiêu chuẩn của các nước khác cũng quy định tương tự. 4.1.3. Một số nhận xét về các quy định kiểm tra phá hoại cắt 1. Có một sự thống nhất cao giữa các tiêu chuẩn: không xét tới tương tác với tường chèn khi thiết kế khung (tổng thể) nhưng có xét tới lực tương tác với tường chèn khi kiểm tra cột chịu cắt. 2. Các chỉ dẫn trong TCVN 9386:2012 và EN 1998-1:2004 còn khá mơ hồ, dẫn tới nhiều khả năng diễn giải khác nhau khi áp dụng, ví dụ bề rộng dải chéo wm, chiều dài vùng tiếp xúc lc ... 4.2. LỰC TƯƠNG TÁC KHUNG - TƯỜNG CHÈN VÀ PHẢN ỨNG CỤC BỘ CỦA CỘT KHUNG BTCT KHI CHỊU LỰC TƯƠNG TÁC Theo Nguyễn Lê Ninh, chiều dài tiếp xúc zh và zl giữa tường chèn và khung thay đổi khi chịu lực. Tại thời điểm cực hạn của tường chèn (n = 1,0): 0 0 2h hz β π λ= và 0 0 2l lz β π λ= (4.14) với: ( )0 m mk h l d w h l k β λ λ = + + (4.13) Dọc theo vùng tiếp xúc zh và zl xuất hiện các ứng suất tương tác, được giả thiết phân bố tuyến tính, gây ra lực dọc Rm trong dải chéo tương đương (Hình 4.3). Theo Tassios et al. (1988), có thể phân lực Rm thành 3 phần như trong Hình 4.4. Ở trạng thái cực hạn của tường chèn (n = 1,0), trị số lực tương tác với tường chèn tại vùng tiếp xúc ở Hình 4.5. Hệ quả tác động cục bộ của tường chèn lên cột khung Hình 4.4. Sự phân bố lực Rm trong dải chéo lên các CK khung Hình 4.3. Lực tương tác giữa khung và tường chèn 20 cột và dầm được xác định theo các biểu thức sau (Hình 4.5): 0 00,8h mu hq V z= (4.17) và 0 00, 4l mu lq V tg zθ= (4.18) với Vmu là hình chiếu theo phương ngang của lực trong dải chéo Rmu.Từ lực qh0 xác định được lực cắt cột do tương tác với tường chèn (Hình 4.5): 3 4 0 0 0 0 0 0 , 2 3 , ,2 4 10 h h h h h h c mA cl c cl c q z q z q zV l l = − + (4.19) 3 4 0 0 0 0 , 2 3 , ,4 10 h h h h c mB cl c cl c q z q zV l l   = − −     (4.20) 4.3. PHƯƠNG PHÁP THIẾT KẾ CỘT KHUNG BTCT CHỊU CẮT KHI CÓ XÉT TỚI LỰC TƯƠNG TÁC KHUNG - TƯỜNG CHÈN 4.3.1. Điều kiện kiểm soát phá hoại cắt cột Khi có xét tới lực tương tác với tường chèn, lực cắt khả năng VCD,c,m dùng để thiết kế cột được xác định theo (4.3) nhưng với trị số ∑MRcmu được xác định theo phương pháp đề xuất ở mục 3.3 Chương 3 tăng lên kMb lần, do đó nó sẽ lớn hơn VCD,c được xác định theo TCVN 9386:2012. Tuy vậy sự gia tăng lực cắt khả năng này chỉ mới do hiệu ứng cứng lên của dầm khung gây ra, chưa xét tới lực tương tác của tường chèn với cột. Do đó, lực cắt dùng để thiết kế cột sẽ được xác định từ điều kiện đề xuất sau: , , , , , ,max( ; )Ed c m CD c m c pt mV V V= (4.23) với: , , , ,c pt m c pt c mV V V= + (4.24) là lực cắt cột xác định từ phân tích kết cấu có xét tới tương tác cục bộ với tường chèn. Trong (4.24): Vc,pt là lực cắt cột được xác định từ phân tích kết cấu không xét tới tương tác với tường chèn; còn Vc,m là lực cắt cột xác định theo (4.19) và (4.20). Điều kiện kiểm soát phá hoại cắt cột trong trường hợp có xét tới lực tương tác với tường chèn sẽ như sau: , , , , , ,max( ; )Rd c m CD c m c pt mV V V≥ (4.25), trong đó VRd,c,m là khả năng chịu cắt của cột khi có xét tới tương tác với tường chèn. 4.3.2. Phương pháp thiết kế cột chịu cắt khi có xét tới lực tương tác với tường chèn Tiếp tục các bước thiết kế khung được đề xuất ở mục 3.3.2, việc thiết kế cột khung chịu cắt được thực hiện như sau: Bước 4. Xác định lực cắt khả năng VCD,c,m của cột từ kết quả ở bước 3 theo biểu thức (4.3). 21 Bước 5. Xác định lực tương tác qh0 theo (4.17) và lực cắt cục bộ trong cột khung Vc,mA, Vc,mB theo (4.19) và (4.20). Bước 6. Xác định lực cắt cột VEd,c,m theo (4.23) từ các lực cắt Vc,pt,m theo (4.24) và VCD,c,m ở bước 4. Bước 7. Thực hiện tính toán và cấu tạo cột chịu cắt theo TCVN 9386:2012 và EN 1992-1-1:2004 từ lực cắt VEd,c,m ở bước 6. Bước 8. Kiểm tra cột chịu cắt theo điều kiện (4.25). 4.4. VÍ DỤ TÍNH TOÁN 4.4.1. Thiết kế cột chịu cắt theo TCVN 9386:2012 Kết quả phân tích trong tình huống thiết kế động đất, cho biểu đồ lực cắt Vc,pt ở khung KE như trong Hình 4.6. Từ các khả năng chịu uốn