Đánh giá các quy trình phân tích tĩnh phi tuyến trong tính toán phản ứng địa chấn của khung thép BRBFS

hân tích tĩnh phi tuyến trong tính toán phản ứng địa chấn của khung thép BRBFS
Tạp chí Khoa học Lạc Hồng S Đc Bit
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 liu địa chấn LA10/50 (bên trái) và 
LA02/50 (bên phải)
Bảng 3. Độ sai lch 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 rng 
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 din của phương pháp SPA có 
xu hướng chồng lên đường biểu din 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 bng 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 kin 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 Đc Bit
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 din độ trôi tầng của phương pháp AMC có xu 
hướng nm 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 dng 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 lch 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 liu 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 Đc Bit
- 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.
- Cng 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