Những kết luận sau đây thu được từ sự đánh giá các
phương pháp tĩnh phi tuyến trong tính toán phản ứng địa
chấn cho khung BRBFs sử sụng bộ dao động nền LA10/50
và LA2/50. Những kết luận này dựa trên sự so sánh giữa kết
quả tính toán phản ứng địa chấn của phương pháp AMC,
MPA, SPA và kết quả ‘chính xác’ từ phương pháp phi tuyến
theo miền thời gian NL_RHA cho khung BRBF 3-,6-,10- và
14 tầng
6 trang |
Chia sẻ: huongthu9 | Lượt xem: 521 | Lượt tải: 0
Bạn đang xem nội dung tài liệu Đánh giá các quy trình phân tích tĩnh phi tuyến trong tính toán phản ứng địa chấn của khung thép BRBFS, để tải tài liệu về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên
104 Tạp chí Khoa học Lạc Hồng S Đ c Bi t
Journal of Science of Lac Hong University
Special issue (11/2017), pp. 104-109
Tạp chí Khoa học Lạc Hồng
Số đặc biệt (11/2017), tr.104-109
ĐÁNH GIÁ CÁC QUY TRÌNH PHÂN TÍCH TĨNH PHI TUYẾN TRONG
TÍNH TOÁN PHẢN ỨNG ĐỊA CHẤN CỦA KHUNG THÉP BRBFS
Nonlinear static procedures for estimating seismic demands of
buckling-restrained braced frames
Nguyễn Hồng Ân1, Nguyễn Khánh Hùng2, Nguyễn Đăng Khoa2
1annguyenbk@gmail.com, 2nguyenkhanhhung1979@gmail.com
1Khoa Kỹ thuật Xây dựng, Trường Đại học Bách Khoa, Tp. Hồ Chí Minh, Vi t Nam
2Khoa Kỹ thuật Công trình, Trường Đại học Lạc Hồng, Đồng Nai, Vi t Nam
Đến tòa soạn: 22/08/2016; Chấp nhận đăng: 01/09/2016
Tóm tắt. Hiện nay các phương pháp tĩnh phi tuyến đang được sử dụng rộng rãi trong việc tính toán thiết kế phản ứng địa chấn
cho công trình. Mục tiêu nghiên cứu trong bài báo này là so sánh sự sai lệch và độ chính xác của các phương pháp tĩnh phi tuyến
tương thích AMC, phân tích đẩy dần kết hợp dạng dao động MPA và phân tích đẩy dần chuẩn SPA trong sự so sánh với phương
pháp động phi tuyến theo miền thời gian (NL_RHA). Hệ khung thép giằng BRBF là một hệ thống chống lại lực ngang hiệu quả với
các tác động địa chấn – được dùng trong nghiên cứu này. Các công trình BRBF 3-,6-,10- và 14 tầng được phân tích chịu sự tác
động của 2 bộ dao động nền mạnh có xác suất xảy ra 2% và 10% trong 50 năm. Kết quả cho thấy các phương pháp tĩnh AMC,
MPA có thể tính toán khá chính xác các phản ứng địa chấn như chuyển vị và độ trôi tầng trong khi phương pháp SPA thì hợp lý
để áp dụng cho công trình thấp tầng.
Từ khoá: Phương pháp tĩnh phi tuyến; Phương pháp AMC; MPA, SPA
Abstract. Nonlinear static procedures (NSPs) are now widely used in engineering practice to predict seismic demands in building
structures. This paper aims to investigate comparatively the bias and accuracy of adaptive modal combination (AMC), modal
pushover analysis (MPA) and standard pushover analysis (SPA) procedures when they are applied to buckling-restrained braced
frame (BRBF) buildings. Three-, 6-, 10-, and 14-storey concentrically BRBF buildings were analyzed due to two sets of strong
ground motions having 2% and 10% probability of being exceeded in 50 years. The assessment is based on comparing seismic
displacement demands such as target roof displacements, peak floor/roof displacements and inter-storey drifts. The NSP estimates
are compared to results from nonlinear response history analysis (NL-RHA). The response statistics presented show that the AMC,
MPA procedures can accurately estimate critical demand parameters such as roof displacement and interstory drift while the SPA
can reasonably use in low buildings. Moreover, the AMC tends to more consistently estimate seismic demands than the other NSPs
investigated in this study especially at lower stories of tall buildings.
Keywords: Nonlinear Static Pushover Analysis; AMC;MPA; SPA
1. GIỚI THIỆU
Sự phát triển của kỹ thuật kháng chấn trong những hướng
dẫn thiết kế như ATC-40 (1996) và FEMA-356 (2000) đã
thúc đẩy việc sử dụng nhiều hơn các phương pháp tĩnh phi
tuyến trong tính toán phản ứng địa chấn của công trình. Các
phương pháp tĩnh phi tuyến có thể dự đoán phản ứng địa chấn
lớn nhất của công trình chịu động đất với ưu điểm tính toán
đơn giản hơn so với phương pháp phân tích động phi tuyến
theo miền thời gian (NL-RHA).
Trong một quy trình phân tích tĩnh đẩy dần truyền thống,
các kết cấu chịu một hệ tải ngang tăng dần đến khi chuyển vị
đỉnh công trình đạt đến một chuyển vị mục tiêu đã xác định
trước. Có nhiều phương pháp đã được đề xuất để xác định
giá trị chuyển vị mục tiêu của công trình dưới tác động của
một trận động đất. Phương pháp tĩnh phi tuyến dựa trên dạng
dao động MPA (Modal Pushover Analysis) do Chopra và
Goel (2002) đề xuất cách tính chuyển vị mục tiêu dựa vào
biến dạng của hệ một bậc tự do tương đương (SDOF).
Phương pháp MPA đã được chứng minh có thể dự đoán tốt
phản ứng địa chấn của công trình. Tuy nhiên, phương pháp
MPA sử dụng một hệ tải ngang có dạng bất biến trong suốt
quá trình phân tích và dạng tải này được xác định dựa vào
dạng dao động trong miền đàn hồi của công trình. Tải bất
biến này là một giới hạn đáng kể của các phương pháp tĩnh
truyền thống, vì sự phân bố lực quán tính thực thay đổi liên
tục trong suốt trận địa chấn do sự suy giảm cường độ kết cấu
khi chịu tải. Điều này chỉ ra sự hạn chế của phương pháp khi
kết cấu đi vào miền phi tuyến. Để khắc phục nhược điểm
này, phương pháp tĩnh phi tuyến cập nhật AMC (Adaptive
Modal Combination) đã được Kalkan và Kunnath (2006) đề
xuất. Quy trình AMC suy ra từ quy trình phân tích đẩy dần
tương thích của Gupta và Kunnath (2000) qua việc nhận thấy
sự cần thiết hiệu chỉnh dạng tải ngang như là phản ứng của
hệ theo từng bước tải trọng. Phương pháp được đề xuất cũng
hợp nhất những ưu điểm vốn có của phương pháp phổ khả
năng và quy trình MPA.
Vì bản chất là phương pháp gần đúng, nên các phương
pháp tĩnh cần phải được kiểm chứng, đánh giá trong việc áp
dụng cho nhiều dạng công trình có tính khác biệt về hình
dáng, sự phân bố độ cứng, khối lượng và độ bền. Mục đích
chính của nghiên cứu này là đánh giá độ chính xác và sai lệch
của các phương pháp tĩnh AMC, MPA và phân tích đẩy dần
chuẩn SPA trong việc tính toán phản ứng địa chấn của công
trình khi so với kết quả chính xác theo miền thời gian NL-
RHA (Nonlinear Response History Analysis).
2. CÁC QUY TRÌNH TĨNH PHI TUYẾN
2.1 Quy trình phân tích đẩy dần tương thích (AMC)
Phương pháp AMC bao gồm một chuỗi tính toán từng
bước với những cập nhật có hệ thống được thực hiện ở cuối
mỗi bước, như dưới đây:
105
Đánh giá các quy trình phân tích tĩnh phi tuyến trong tính toán phản ứng địa chấn của khung thép BRBFS
Tạp chí Khoa học Lạc Hồng S Đ c Bi t
Bước 1: Tính toán thuộc tính kết cấu (tần số dao động ωn(i),
hàm dạng Φn(i) tại tình trạng ban đầu của hệ.
Bước 2: Với dạng dao động thứ n được xem xét, thực hiện
phân tích đẩy dần sơ khởi với một chuyển vị mục tiêu và số
bước được giả định trước, sau đó tiến hành ‘ghi’ lại tình trạng
hiện hành của hệ ở cuối mỗi bước.
Bước 3: Xây dựng dạng tải ngang tương thích như sau:
(1)
trong đó: i là số bước phân tích đẩy dần tương thích, m là ma
trận khối lượng. Sự phân bố tải trọng (Sn(i)) có thể được tính
toán lại tại mỗi bước hoặc tại một tập hợp các bước xác định
trước theo sự phân tích trị riêng dựa trên thuộc tính độ cứng
hiện tại của hệ.
Bước 4: Xây dựng đường cong khả năng biểu di n mối
quan hệ giữa lực cắt đáy và chuyển vị mái (Vbn – urn), d ng
dạng lực phân phối tương thích đã được xây dựng ở bước 3.
Bước 5: Chuyển đổi đường cong khả năng vừa được xây
dựng thành đường song tuyến tính (Hình 1a).
Hình 1. H SDOF không đàn hồi từ đường cong pushover.
(a)Lý tưởng hóa đường cong đẩy dần; (b)Quan h lực - chuyển vị
của h SDOF
Bước 6: Chuyển đổi các đường song tuyến tính qua mối
quan hệ lực - biến dạng (Fsn / Ln - Dn) của dạng dao động thứ
n của hệ một bậc tự do không đàn hồi (Hình 1b).
; (2)
Bước 7: Tính biến dạng đỉnh Dn = max |Dn(t)| của dạng
dao động thứ n của hệ một bậc tự do không đàn hồi với mối
quan hệ lực – chuyển vị do lực kích thích nền .
Bước 8: Tính toán chuyển vị đỉnh urno kết hợp với mode thứ
n của hệ không đàn hồi SDOF từ công thức
(3)
Bước 9: Rút ra kết quả mong muốn, , từ dữ liệu phân
tích đẩy dần khi chuyển vị mái b ng chuyển vị .
Bước 10: Lặp lại bước 2 đến bước 9 cho các dạng dao
động bậc cao của hệ theo yêu cầu về độ chính xác.
Bước 11: Phản ứng tổng thể được xác định b ng cách kết
hợp những phản ứng đỉnh các dạng dao động sử dụng quy
tắc kết hợp SRSS:
(4)
2.2 Quy trình phân tích đẩy dần MPA
Về nguyên tắc, phương pháp MPA cơ bản giống phương
pháp AMC. Điểm khác biệt duy nhất là quy trình MPA sử
dụng dạng tải ngang bất biến, nghĩa là dạng tải ngang không
thay đổi trong suốt quá trình đẩy dần, được tóm tắt như sau:
- Tính toán thuộc tính kết cấu (tần số dao động ωn(i), hàm
dạng Φn(i) ) tại tình trạng hiện hành của hệ.
- Xây dựng đường cong đẩy dần biểu di n mối quan hệ
giữa lực cắt đáy móng và chuyển vị mái (Vbn – urn) b ng
phân tích đẩy dần kết cấu, d ng lực phân phối
Sn* = mΦn (5)
- Đường cong đẩy dần được sử dụng để xác định phản
ứng của kết cấu b ng việc thực hiện từ bước 5-9 của
quy trình AMC được mô tả trong phần 2.1.
- Lặp lại phân tích với các dạng dao động cao hơn của
hệ.
- Phản ứng tổng thể được xác định b ng cách kết hợp
phản ứng đỉnh các dạng dao động sử dụng quy tắc
SRSS.
2.3 Quy trình phân tích đẩy dần chuẩn (SPA)
Quy trình SPA là quy trình phân tích đẩy dần chuẩn, vẫn
sử dụng dạng tải ngang bất biến theo dạng dao động nhưng
không xét đến đóng góp của các dạng dao động bậc cao. Hay
nói cách khác, quy trình SPA giống quy trình MPA nhưng
chỉ xét đến dạng dao động đầu tiên.
3. MÔ HÌNH TÍNH TOÁN HỆ KHUNG BRBFS
Nghiên cứu này sử dụng hệ kết cấu khung với hệ gi ng
không mất ổn định BRBFs (Buckling-Restrained Braced
Frames) trong trường hợp 3 và 6 tầng dựa theo trường hợp
mô hình 3vb2 và 6vb2 được nghiên cứu bởi Sabelli và các
đồng sự (2000). Đặc trưng của 2 công trình 10 tầng và 14
tầng được lấy từ Asgarian and Shokrgozar (2009). Chiều cao
của các khung BRBFs được thể hiện ở Hình 2. Mô hình cản
Rayleigh được sử dụng với hệ số cản ζ=5% cho 2 dạng dao
động đầu tiên. Phi tuyến vật liệu và hình học cũng được kể
đến trong nghiên cứu này. Phân tích tĩnh và động phi tuyến
được tiến hành sử dụng công cụ phân tích OPENSEES
2.3.2.2 và Matlab R2011b. Bảng 1 trình bày các chu kỳ dao
động đầu tiên của bốn hệ khung BRBFs.
Hình 2. Chiều cao của các khung BRBF 3, 6, 10 và 14 tầng
Bảng 1. Chu kỳ dao động tự nhiên của 4 h khung BRBFs
4. DỮ LIỆU DAO ĐỘNG NỀN
Nghiên cứu sử dụng hai bộ dao động nền với xác suất xảy
ra 10% và 2% trong 50 năm (LA10/50, LA2/50), nghĩa là có
chu kỳ trong 475 năm và 2475 năm tương ứng (Somerville và
cộng sự, 1997). Mỗi bộ dao động nền có 10 trận động đất với
cường độ tương đồng. Các phương pháp tĩnh phi tuyến đã
được chứng minh có tính chính xác giảm đi khi kết cấu bị đưa
sâu và miền phi tuyến (Nguyen và cộng sự, 2010;
Chintanapakdee và cộng sự, 2009; Chopra và Goel, 1999,
Kalkan và Kunnath, 2007). Vì vậy, nghiên cứu này đã lựa chọn
Nguyễn Hồng Ân, Nguyễn Khánh Hùng, Nguyễn Đăng Khoa
106 Tạp chí Khoa học Lạc Hồng S Đ c Bi t
hai bộ động đất có cường độ mạnh để kiểm chứng, đánh giá
độ chính xác của chuyển vị mục tiêu được dự đoán bởi phương
pháp tĩnh phi tuyến AMC. Bảng 2 thể hiện bộ dao động nền
LA10/50. Phổ gia tốc của bộ địa chấn LA10/50 được thể hiện
trong Hình 3. Kết quả phân tích từ mỗi trận động đất, và giá
trị trung bình của mỗi bộ được so sánh để đánh giá độ chính
xác của các phương pháp (AMC, MPA, và SPA) so với
phương pháp động phi tuyến theo miền thời gian NL_RHA.
Bảng 2. Dao động nền với xác suất xảy ra 10% trong 50 năm.
Hình 3. Phổ gia t c tại chu kỳ T1 của khung BRBF 6 tầng ứng với
bộ dao động nền LA10/50
5. ĐÁNH GIÁ PHẢN ỨNG ĐỊA CHẤN CỦA HỆ
KHUNG BRBFS BẰNG CÁC PHƯƠNG PHÁP
TĨNH PHI TUYẾN
5.1 Chuyển vị đỉnh/roof displacement
(a)
(b)
(c)
(d)
Hình 4. Đường cong đẩy dần ở dạng dao động đầu tiên của h
khung BRBF 10 tầng chịu tác động các trận động đất (a)LA10/50
và (b)LA02/50 và 14 tầng (c); (d). Mỗi chấm trên đường cong đẩy
dần là chuyển vị đỉnh mái ứng với mỗi trân động đất của các
phương pháp AMC, MPA và SPA.
Chuyển vị đỉnh của các công trình BRBF 10- và 14 tầng
ứng với dạng dao động đầu tiên dưới tác động của 2 bộ dữ kiện
dao động đất nền được thể hiện qua Hình 4 b ng những điểm
đánh dấu trên đường cong đẩy dần (pushover curve). Kết quả
cho thấy phần lớn chuyển vị đỉnh đều n m trong miền không
đàn hồi, điều đó cho thấy các hệ kết cấu phân tích đã bị dẫn
sâu vào miền không đàn hồi dưới tác dụng của 20 trận động
đất lựa chọn. Với các trận động đất khác nhau, giá trị chuyển
vị đỉnh của hệ trên đường cong đẩy dần là khác nhau. Với các
trận động đất ứng với bộ LA10/50, giá trị chuyển vị đỉnh có
độ phân tán nhỏ hơn so với các trận động đất LA2/50 trên
đường cong đẩy dần.
Trong cả 4 hệ khung BRBF, ta nhận thấy giá trị chuyển vị
đỉnh mái khi chịu tác động của các trận địa chấn xác định từ
các phương pháp tĩnh phi tuyến không sai lệch nhiều với nhau.
Để tìm hiểu rõ hơn về sự chính xác của phương pháp AMC so
với các phương pháp tĩnh phi tuyến còn lại cũng như so với
NL-RHA, các giá trị chuyển vị tầng và độ trôi tầng cần được
xem xét.
5.2 Chuyển vị tầng/floor displacement
Tuy nhiên, kết quả có sự phân hóa cho hai hệ khung BRBF
10 và 14 tầng. Hai phương pháp SPA và MPA vẫn không có
sai lệch nhiều trong khi đường biểu di n chuyển vị tầng của
phương pháp AMC thì tách ra khỏi 2 đường SPA và MPA
và có xu hướng n m gần với đường NL_RHA hơn. Đối với
khung 10 tầng, ở những tầng dưới, đường biểu di n của
phương pháp AMC gần như tiệm cận với đường NL_RHA ở
cả 2 bộ địa chấn (LA10/50 và LA02/50) và đến những tầng
trên c ng thì lại tr ng với đường của MPA.
Hình 6 thể hiện sai số chuyển vị tầng trung bình giữa các
phương pháp tĩnh so với phương pháp NL-RHA, u*NSP = uNSP
/ uNL_RHA , chịu tác động của 2 bộ dữ kiện dao động địa chấn.
Kết quả cho thấy đối với khung BRBF 10- và 14 tầng thì
đường biểu di n của phương pháp AMC tách dần ra khỏi 2
đường SPA và MPA từ trên xuống dưới, đường AMC có xu
hướng gần với đường chuẩn “1” và càng khác biệt càng rõ
tại những tầng dưới. Điều này lần nữa chứng tỏ tại những
tầng thấp của-khung-cao-tầng thì phương pháp AMC cho
thấy sự vượt trội so với 2 phương pháp SPA và MPA.
0
1
2
3
4
0 1 2 3
LA10/50 Khung 6 tầng
T=0.7970s
LA01
LA02
LA03
LA05
LA10
LA13
LA16
LA18
LA19
LA20
Chu kỳ T(s)
0
500
1000
1500
2000
0 0.2 0.4 0.6
10 tầng
Pushover curve
AMC
MPA
SPA
Chuyển vị (m)
0
500
1000
1500
2000
0 0.5 1 1.5
10 tầng
Chuyển vị (m)
0
2000
4000
0 0.2 0.4 0.6 0.8
14 tầng
Chuyển vị (m)
0
2000
4000
0 0.5 1 1.5
14 tầng
Chuyển vị (m)
107
Đánh giá các quy trình phân tích tĩnh phi tuyến trong tính toán phản ứng địa chấn của khung thép BRBFS
Tạp chí Khoa học Lạc Hồng S Đ c Bi t
Khung 3 tầng Khung 6 tầng
Khung 10 tầng Khung 14 tầng
Chuyển vị tầng / Chiều cao nhà (%)
Hình 5. Chuyển vị tầng trung bình của h khung BRBFs 3-, 6-,10-
và 14 tầng xác định bởi các phương pháp AMC so với SPA, MPA
và NL_RHA chịu tác động của bộ địa chấn LA10/50.
Khung 10 tầng
Khung 14 tầng
Sai số chuyển vị tầng, u*NSP = uNSP / uNL_RHA
Hình 6. H s chuyển vị tầng của khung 3-, 6-, 10- và 14 tầng
chịu tác động của 2 bộ dữ li u địa chấn LA10/50 (bên trái) và
LA02/50 (bên phải)
Bảng 3. Độ sai l ch giá trị chuyển vị tầng từ các phương pháp
tĩnh phi tuyến (NSPs) so với NL_RHA ứng với 2 bộ dao động nền
LA10/50 và LA02/50
Phần trăm độ sai lệch về chuyển vị tầng của khung 10-, 14
tầng từ các phương pháp SPA, MPA và AMC so với phương
pháp NL_RHA được thống kê lại trong Bảng 3 ứng với 2 bộ
dữ kiện địa chấn LA10/50 và LA02/50. Có thể thấy r ng
phương pháp AMC dự đoán chính xác hơn chuyển vị tầng
cho các hệ khung và độ chính xác càng thể hiện rõ đối với
khung càng cao. Đường biểu di n của phương pháp SPA có
xu hướng chồng lên đường biểu di n của MPA với sự sai
khác rất nhỏ ở cả 4 hệ khung.
5.3 Độ trôi tầng/Story drift
Độ trôi tầng trung bình của hệ khung BRBF 3-, 6-, 10-, 14
tầng chịu tác động địa chấn của bộ dao động nền LA10/50
được dự đoán b ng các phương pháp SPA, MPA, AMC và
NL_RHA được thể hiện trên Hình 7.
Khung 3 tầng Khung 6 tầng
Khung 10 tầng Khung 14 tầng
Hình 7. Độ trôi tầng trung bình của h khung BRBF 3-, 6-, 10- và
14 tầng xác định bởi các phương pháp SPA, MPA, AMC và
NL_RHA chịu tác động của bộ dữ ki n địa chấn LA10/50
0
1
2
3
0 0.5 1 1.5
LA10/50
SPA
MPA
AMC
0
1
2
3
4
5
6
0 0.5 1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 0.5 1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
0 0.5 1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 1 2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 1 2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
0 1 2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
0 1 2
0
1
2
3
0 1 2 3
LA10/50
SPA
MPA
AMC
0
1
2
3
4
5
6
0 1 2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 1 2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
0 1 2
Nguyễn Hồng Ân, Nguyễn Khánh Hùng, Nguyễn Đăng Khoa
108 Tạp chí Khoa học Lạc Hồng S Đ c Bi t
Với các hệ khung thấp tầng (3- và 6 tầng) sự khác biệt độ
trôi tầng từ 3 phương pháp tĩnh phi tuyến là không đáng kể.
Điều này cho thấy đối với các kết cấu thấp tầng, đóng góp
của các mode dao động bậc cao là không nhiều, vì vậy có thể
chỉ cần sử dụng phương pháp chuẩn SPA là đủ. Với khung 6
tầng, độ sai lệch về độ trôi tầng từ cả 3 phương pháp (SPA,
MPA, AMC) so với NL_RHA đều là 30% và 38% tương ứng
với bộ LA10/50 và LA02/50. Với các kết cấu cao tầng
(khung BRBF 10- và 14 tầng) thì có sự khác biệt rõ giữa
đường AMC so với 2 đường SPA và MPA, biểu đồ thể hiện
đường biểu di n độ trôi tầng của phương pháp AMC có xu
hướng n m sát vào đường NL_RHA hơn so với 2 phương
pháp SPA, MPA. Trong bộ dao động đất nền LA10/50, độ
sai lệch về độ trôi tầng so với NL_RHA là 29.7% (AMC) và
34.8% (MPA) đối với khung 10 tầng; và độ sai lệch tương
ứng là 41.5% (AMC) và 53.6% (MPA) đối với khung 14
tầng. Điều đó chứng tỏ phương pháp AMC cho kết quả tốt
hơn so với 2 phương pháp SPA và MPA.
Cũng giống như trong nghiên cứu chuyển vị tầng ở trên,
kết quả phương pháp SPA có xu hướng gần với phương pháp
MPA trong tính toán về độ trôi tầng. Đối với bộ LA2/50, độ
sai lệch so với NL_RHA là 32,2% (MPA) và 33.2%(SPA)
ứng với khung 10 tầng, và với khung 14 tầng là 59.3%(MPA)
và 59.7%(SPA).
Một cách so sánh khác về độ chính xác của các phương
pháp tĩnh phi tuyến AMC, SPA, MPA so với phương pháp
động NL_RHA là sai số độ trôi tầng trung bình, ∆*NSP = ∆NSP
/ ∆NL_RHA , cũng với 2 bộ dữ liệu dao động nền. Hình 8 thể
hiện hệ số độ trôi tầng trung bình của 4 khung BRBFs dưới
tác động 2 bộ dao động nền. Các biểu đồ cho thấy sai số của
các phương pháp tĩnh phi tuyến SPA, MPA, và AMC trong
việc tính toán các phản ứng địa chấn có xu hướng tăng lên
khi các kích thích địa chấn mạnh hơn và chiều cao công trình
lớn hơn. Độ sai lệch lớn nhất khi d ng phương pháp AMC
trong dự đoán độ trôi tầng là 42% và 55% tương ứng với bộ
dao động nền LA10/50 và LA02/50. Trong khi đó, độ sai
lệch lớn nhất của MPA lên đến 54% và 59% tương ứng với
bộ dao động nền LA10/50 và LA02/50. Bảng 4 tổng hợp lại
độ sai lệch về độ trôi tầng của 2 khung 10- và 14 tầng của
phương pháp MPA và AMC so với phương pháp ‘chính xác’
NL_RHA.
Bảng 4. Độ sai l ch về giá trị độ trôi tầng của khung BRBF 10 và
14 tầng từ phương pháp MPA và AMC so với NL_RHA
Khung 3 tầng
Khung 6 tầng
Khung 10 tầng
Khung 14 tầng
H s độ trôi tầng, ∆*NSP = ∆NSP / ∆NL_RHA
Hình 8. H s độ trôi tầng của khung 3-, 6-, 10- và 14 tầng chịu
tác động của 2 bộ dữ li u địa chấn LA10/50 (bên trái) và LA02/50
(bên phải)
6. KẾT LUẬN
Những kết luận sau đây thu được từ sự đánh giá các
phương pháp tĩnh phi tuyến trong tính toán phản ứng địa
chấn cho khung BRBFs sử sụng bộ dao động nền LA10/50
và LA2/50. Những kết luận này dựa trên sự so sánh giữa kết
quả tính toán phản ứng địa chấn của phương pháp AMC,
MPA, SPA và kết quả ‘chính xác’ từ phương pháp phi tuyến
theo miền thời gian NL_RHA cho khung BRBF 3-,6-,10- và
14 tầng0
1
2
3
0 1 2
LA10/50
SPA
MP
A
0
1
2
3
0 1 2
LA10/50
SPA
MP
A
0
1
2
3
4
5
6
0 1 2
0
1
2
3
4
5
6
0 1 2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 1 2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 1 2 3
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
0 1 2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
0 1 2 3
109
Đánh giá các quy trình phân tích tĩnh phi tuyến trong tính toán phản ứng địa chấn của khung thép BRBFS
Tạp chí Khoa học Lạc Hồng S Đ c Bi t
- Sự sai lệch kết quả tính toán (chuyển vị các tầng và độ
trôi tầng) từ các phương pháp tĩnh phi tuyến so với
phương pháp ‘chính xác’ NL_RHA sẽ càng tăng lên khi
cường độ địa chấn mạnh hơn và chiều cao công trình
cao hơn.
- C ng với một dữ kiện địa chấn như nhau, chuyển vị
đỉnh công trình dự đoán bởi các phương pháp tĩnh phi
tuyến AMC, MPA và SPA không có sự sai lệch nhiều
với nhau và kết quả chính xác từ phương pháp NL-
RHA.
- Với những hệ khung thấp tầng, chỉ cần sử dụng phương
pháp chuẩn SPA là đủ để đánh giá phản ứng của kết cấu
dưới tác động của các trận động đất.
- Phương pháp AMC cho kết quả dự đoán về chuyển vị
tầng và độ trôi tầng tốt hơn phương pháp MPA và SPA,
đặc biệt là ở các vị trí tầng thấp của công trình.
- Sai lệch về các giá trị phản ứng địa chấn của phương
pháp AMC nhỏ hơn so với MPA và SPA, vì trong
phương pháp tương thích AMC có sự cập nhật dạng tải
ngang theo đặc tính động ở từng thời điểm phản ứng
của hệ, nghĩa là có xét đến sự suy giảm độ cứng của hệ
trong việc áp dụng tải ngang vào trong quá trình phân
tích. Khi đó hệ sẽ làm việc ‘thật’ hơn so với việc chỉ sử
dụng tải ngang cố định.
7. TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] American Society of Civil Engineers (ASCE), Prestandard and
commentary for the seismic rehabilitation of buildings.
Washington (DC): FEMA-356, Federal Emergency Management
Agency; 2000.
[2] Asgarian, B., and Shokrgozar, H. R., ‘BRBF response
modification factor’, Journal of constructional steel research,
65(2), pp.290–298, 2009.
[3] ATC, “Seismic evaluation and retrofit of concrete building:
volumes 1 and 2. Redwood City (California)”: ATC-40, Applied
Technology Council,1996.
[4] Chintanapakdee, C., Nguyen, A.H., and Hayashikawa, T.,
“Assessment of modal pushover analysis procedure for seismic
evaluation of buckling-restrained braced frames”, The IES
journal Part A: Civil & Structural Engineering, vol. 2, issue 3, pp.
174-186, 2009.
[5] Chopra, A.K and Goel, R.K.,. “Capacity-demand-diagram
methods based on inelastic design spectrum”, Earthquake
spectra, 15(4): 637-656, 1999.
[6] Chopra, A. K., Goel, R. K., “A modal pushover analysis
procedure for estimating seismic demands for buildings”,
Earthquake Eng. Struct. Dyn., 31, pp.561–582, 2002.
[7] Gupta, B., and Kunnath, S. K., ‘Adaptive spectra-based pushover
procedure for seismic evaluation of structures’ Earthquake
Spectra, 162, pp. 367–391, 2000.
[8] Kalkan, E., and Kunnath, S. K., ‘Adaptive modal combination
procedure for nonlinear static analysis of building structures’,
ACSE Journal of Structural Engineering, 132(11), pp.1721–
1731, 2006.
[9] Kalkan, E., and Kunnath, S. K., ‘Assessment of current nonlinear
static procedures for seimic evaluation of buildings’, Engineering
Structures, 29(3), pp.305–316, 2007.
[10]Nguyen, A.H., Chintanapakdee, C., and Hayashikawa, T.,
“Assessment of current nonlinear static procedures for seismic
evaluation of BRBF buildings”, Journal of Constructional Steel
Research 66(8-9): 1118-1127, 2010.
[11]Sabelli, R., Mahin, S.A. and Chang, C., “Seismic demands on
steel braced frame buildings with buckling restrained braces”,
Engineering structures, 25(5), pp. 655-666, 2003.
[12]Somerville, P., Smith, N., Punyamurthula, S. and Sun, J.,
“Development of ground motion time histories for phase 2 of the
FEMA/SAC steel project”, Report no. SAC/BD-97/04.
California: SAC Joint Venture, Sacramento, 1997.
TIỂU SỬ TÁC GIẢ
Nguyễn Hồng Ân
Năm sinh 1979, TP.HCM. Hiện đang công tác tại khoa Kỹ thuật Xây dựng, Đại học Bách khoa
TP.HCM. Lĩnh vực nghiên cứu: Kỹ thuật động đất, phân tích kết cấu chịu tải trọng tĩnh và động,
phương pháp số, kết cấu công trình xây dựng...
Nguyễn Khánh Hùng
Năm sinh 1979, Tiền Giang. Hiện công tác khoa Kỹ thuật Công trình, Đại học Lạc Hồng. Lĩnh vực
nghiên cứu: Các vấn đề kết cấu công trình, các phần mềm ứng dụng
Nguyễn Đăng Khoa
Năm sinh 1986, Biên Hòa, Đồng Nai. Hiện đang công tác tại khoa Kỹ thuật Công trình, Đại học
Lạc Hồng. Lĩnh vực nghiên cứu: Các vấn đề về địa kỹ thuật, nền móng .v.v
Các file đính kèm theo tài liệu này:
- danh_gia_cac_quy_trinh_phan_tich_tinh_phi_tuyen_trong_tinh_t.pdf