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

mith và Coull (1991) [133] 
1, 43 0,8 0,2
bs m m
ms
m
m
f t lV
h
l
µ
=
 
− − 
 
max0,7ms m m sV l t f≤ 
fsmax - ứng suất cắt cho 
phép lớn nhất; 
µ - hệ số ma sát theo 
mạch vữa của khối xây 
3 Paulay và Priestley (1992) [120] 1
bs m m
ms
f t lV
tgµ θ
=
−
0,1 ≤ fbs ≤ 1,5 ; 0,3 ≤ µ ≤ 1,2 
f bs (N/mm2) và µ - như 
trên; Kiến nghị: fbs = 
0,03fmc và µ = 0,3 
4 Decanini, Bertoldi và Gavarini (1993) [50] 
( )1,2sin 0,45cos
1 0,3
bs m m
ms
f t l
V
tg
θ θ
θ
+
=
−
 f bs - như trên 
5 
Panagiotakos và 
Fardis (1994) [117], 
Fardis (2009) [64] 
( )min 1,3 ;ms mt m m bs m mV f t l f t l= 
fmt - ứng suất gây nứt 
tường chèn; 
f bs - như trên 
6 Zarnic và Gostic (1997) [149] 
( )20,818 1 1m m mtms I
I
l t fV C
C
= + +
1,925 mI
m
lC
h
= 
fmt - ứng suất gây nứt 
tường chèn 
7 
FEMA 273 (1997) 
[66], FEMA 356 
(2000) [68], Al-
Chaar (2002) [13], 
ASCE 41-06 (2006) 
[17], ASCE 41-13 
(2013) [18] 
ms mv m mV f t l= 
fmv - độ bền cắt của khối 
xây (không xét đến hiệu 
ứng bó do khung bao 
quanh gây ra) 
8 
Galanti, Scarpas và 
Vrouwenvelder 
(1998) [143], EN 
1998-1:2004 [60] 
ms bs m mV f t l= 
f bs - như trên 
9 FEMA 306 (1998) [67] 
2
ms m m mV l t E rµ= 
0,14ms m m mcV t l f≤ 
0,042ms m m mcV t l f≥ 
r – góc lệch giữa các 
tầng (rad); fmc – cường 
độ chịu nén của khối 
xây tường chèn (MPa); 
µ - như trên 
53 
10 EN 1996-1-1:2005 [63] 1 0,4
bs m m
ms
f t lV
tgθ
=
−
 f bs - như trên 
11 
CCMPA (2009) 
[30], CSA S304.1-04 
(R2010) [31] 
0,077
1 0,54
mc m m
ms
f t l
V
tgθ
=
−
 fmc – như trên (MPa) 
12 MSJC (2013) [105] 
0,178
min
0,828
m m mc
ms
m m
t l f
V
t l
= 

fmc – như trên (MPa); 
Vms (N), tm (mm), lm 
(mm) 
13 Dựa theo TCVN 5573:2011 11 0,72
bs m m
ms
f t lV
n tgµ θ
=
−
 Xem định nghĩa các 
thông số ở (2.7) 
Theo tiêu chuẩn TCVN 5573:2011 [1], khả năng chịu cắt của khối xây không 
có cốt thép theo mạch vữa ngang không giằng được xác định theo biểu thức sau: 
1( 0,8 )ms bs y m mV f n l tµσ= + (2.7) 
trong đó, ngoài các thông số được định nghĩa cho Bảng 2.2, µ - hệ số ma sát theo 
mạch của khối xây; σy - ứng suất nén trung bình theo phương đứng trong khối xây 
khi tải trọng nhỏ nhất được xác định với hệ số vượt tải 0,9; n1 - hệ số, lấy bằng 1,0 
với khối xây bằng gạch đặc, lấy bằng 0,5 đối với khối xây bằng gạch rỗng có các khe 
rỗng thẳng đứng. 
Do khó khăn trong việc thi công tường chèn liên kết chặt với dầm khung nằm 
trên nó, nên giả thiết tường chèn không chịu tác động thẳng đứng của lực trọng 
trường. Hệ quả là áp lực nén lên mặt trượt tiềm năng sẽ chỉ do thành phần thẳng đứng 
của lực nén chéo Rms. Vì vậy, lực cắt lớn nhất Vms mà tường chèn phải chịu như sau: 
10,72 sinms bs m m msV f t l n Rµ θ= + (2.8) 
trong đó Rms – lực nén trong dải chéo tương đương do phá hoại cắt trượt tường chèn. 
Do đó, khả năng chịu cắt trượt lớn nhất được xác định bằng cách đưa Vms = 
Rmscosθ là thành phần ngang của lực nén Rms trong dải chéo tương đương vào (2.8): 
1cos 0,72 sinms bs m m msR f t l n Rθ µ θ= + (2.9) 
11 0,72
bs m m
ms
f t lV
n tgµ θ
=
−
 (2.10) 
54 
b) Độ bền nén theo phương chéo Vmc 
Các phương pháp xác định độ bền khi tường chèn bị phá hoại nén theo phương 
chéo được xem là phù hợp với các tiêu chí đặt ra, được tập hợp lại trong Bảng 2.3. 
Bảng 2.3. Các phương pháp xác định độ bền nén chéo Vmc của tường chèn 
TT Tác giả Phương pháp xác định Ghi chú 
1 Smith và Coull (1991) [133] 
0,22
2
3
41,12 cosc cmc mc m m
m m m
E IV f h t
E t h
θ
 
=  
 
fmc – cường độ chịu nén 
của khối xây tường 
chèn 
2 
Decanini, 
Bertoldi và 
Gavarini (1993) 
[50] 
( )min cosmc m m mV t wσ θ=
( )
( ) ( )
1 2
min
0,12 0,88
1 2
1,16
min 1,12 sin cos
mc
h
m
mc
h h
f tg
K K h
f
K h K h
θ
λ
σ
θ θ
λ λ−
 
 + =
 
  + 
fmc, λh – như trên; 
K1, K2, wm - xác định 
theo Decanini (1993) 
ở Bảng 1.2 
3 
Galanti, Scarpas 
và 
Vrouwenvelder 
(1998) [143] 
2
1 mmc mc m m
m
hV f w t
l
 
= +  
 
fmc – như trên; 
wm – không nêu rõ cách 
xác định 
4 FEMA 306 (1998) [67] 
90 cosmc m m mcV w t f θ= 
fmc90 ≈ (0,4÷0,9)fmc [55] 
wm - xác định theo 
Mainstone (1974) ở 
Bảng 1.2 
5 Al-Chaar (2002) [13] 1 2 cosmc m m mcV w t f R R θ= 
fmc – như trên; wm - xác 
định theo Mainstone 
(1974) ở Bảng 1.2; R1 - 
hệ số xét đến lỗ trống; 
R2 - hệ số xét đến sự hư 
hỏng tường chèn 
6 Tucker (2007) [143] 
1,9 cosmc mc m mV f w t θ= 
( ) 1,150, 25m m hw d hλ
−
= 
fmc – như trên; 
λh – xác định theo (1.3) 
7 ASCE 41-13 (2013) [18] cos3
m
mc mc m
hV f t θ= fmc – như trên 
c) Lựa chọn phương pháp xác định Vms và Vmc 
Như đã biết, độ bền của tường chèn phụ thuộc vào các đặc tính hình học và cơ 
học của vật liệu cũng như hệ kết cấu khung - tường chèn, do đó nhằm mục đích lựa 
chọn một phương pháp tính toán phù hợp cho mô hình ứng xử được nghiên cứu, hệ 
kết cấu khung - tường chèn cho ở Hình 2.6 đã được sử dụng để tính toán các độ bền 
của tường chèn theo các phương pháp khác nhau cho trong các Bảng 2.2 và Bảng 2.3. 
55 
Hình 2.6 là mặt cắt ngang khung K6 tầng 1 của một nhà khung BTCT cao 10 
tầng. Khung được thi công bằng bê tông có độ bền B25. Trên các dầm ở nhịp ngoài 
cùng của khung (nhịp AB và CD) được chèn kín bằng các tường dày 200mm được 
thi công bằng gạch đất sét nung đặc mác 75 và vữa xi măng mác 75. Tỷ số hình dạng 
của các tường chèn trong khung αm = hm/lm = 0,79. 
• Các tính năng cơ lý của vật liệu khung (theo TCVN 5574:2018) [2]: bê tông 
B25: Rbn (fck) = 18,5 MPa; Rb (fcd) = 14,5 MPa; Rbt (fctd) = 1,05 MPa; Ec = 30.103 MPa. 
• Các tính năng cơ lý của tường chèn (theo TCVN 5573:2011) [1]: cường độ 
chịu nén fmc = 1,4 MPa; cường độ chịu kéo khi uốn theo mạch không giằng và mặt 
nghiêng bậc thang fmt = 0,12 MPa; cường độ chịu cắt qua mạch vữa (lực dính tiếp 
tuyến) fbs = 0,16 MPa; mô đun đàn hồi Em = 1273 MPa; hệ số Poisson 0,25. 
Các đặc trưng hình học và tính năng cơ lý của vật liệu trong hệ kết cấu khung – 
tường chèn được cho ở Bảng 2.4 và Bảng 2.5 (kích thước hình học theo đơn vị mm, 
cường độ và mô đun đàn hồi theo MPa). 
Hình 2.6. Mặt cắt ngang khung K6 tầng 1 
Bảng 2.4. Các đặc trưng hình học và tính năng cơ lý của vật liệu khung BTCT 
Thông số l (mm) h (mm) bc (mm) hc (mm) bb (mm) hb (mm) Ec (MPa) 
Giá trị 5000 3775 350 500 250 450 30000 
Bảng 2.5. Các đặc trưng hình học và tính năng cơ lý của vật liệu tường chèn 
Thông số lm (mm) hm (mm) tm (mm) fmc (MPa) fmt (MPa) fbs (MPa) Em (MPa) 
Giá trị 4500 3550 200 1,4 0,12 0,16 1273 
56 
Dựa trên các đặc tính hình học và cơ học của khung và tường chèn được cho ở 
trên, các kết quả tính toán độ bền cắt trượt Vms và nén theo phương chéo Vmc xác định 
theo các phương pháp khác nhau được cho trong các Hình 2.7 và Hình 2.8. 
Hình 2.7. So sánh độ bền cắt trượt của tường chèn (αm = 0,79) xác định theo 
các phương pháp khác nhau cho ở Bảng 2.2 
Hình 2.8. So sánh độ bền nén theo phương chéo của tường chèn (αm = 0,79) 
xác định theo các phương pháp khác nhau cho trong Bảng 2.3 
Để có cơ sở lựa chọn một phương pháp tính toán độ bền phù hợp cho mô hình 
ứng xử được nghiên cứu, giả thiết các mômen quán tính của cột (Ic) và của dầm (Ib), 
các đặc tính cơ lý của bê tông và khối xây, bề dày của tường chèn không thay đổi, 
với các tỷ số hm/lm thường gặp trong phạm vi từ 0,5 đến 1,0, các kết quả tính toán độ 
57 
bền cắt trượt Vms và nén theo phương chéo Vmc xác định theo các phương pháp khác 
nhau được cho trong các Hình 2.9 và Hình 2.10. 
Hình 2.9. Biến thiên của độ bền cắt trượt của tường chèn xác định theo các 
phương pháp khác nhau theo các tỷ số hình hạng hm/lm thường gặp 
Hình 2.10. Biến thiên của độ bền nén theo phương chéo của tường chèn xác định 
theo các phương pháp khác nhau theo các tỷ số hình hạng hm/lm thường gặp 
58 
Tiến hành so sánh các kết quả tính toán độ bền cắt trượt cho trong Hình 2.9 cho 
thấy, có một sự chênh lệch đáng kể giữa các độ bền cắt trượt của tường chèn xác định 
theo các phương pháp. Trên cơ sở phân tích các ưu và nhược điểm của từng phương 
pháp cũng như trị số các kết quả tính toán thu được, độ bền cắt trượt của tường chèn 
được lựa chọn cho mô hình tính toán phi tuyến đề xuất là biểu thức được thiết lập dựa 
trên các quy định của TCVN 5573:2011 [1] (đường liền nét đậm). 
Tương tự, so sánh các kết quả tính toán ở trong Hình 2.10 cho thấy, có một sự 
chênh lệch đáng kể độ bền nén theo phương chéo xác định theo các phương pháp 
khác nhau ở trong Bảng 2.3. Các độ bền nén theo phương chéo xác định theo FEMA 
306 (1998) [67] là nhỏ nhất, còn theo Smith và Coull (1991) [133] là lớn nhất. Trên 
cơ sở phân tích các ưu và nhược điểm của từng phương pháp cũng như trị số các kết 
quả tính toán thu được, độ bền nén theo phương chéo của tường chèn được lựa chọn 
cho mô hình tính toán phi tuyến được đề xuất là theo phương pháp của ASCE 41-13 
(2013) [18] (đường liền nét đậm): 
cos
3
m
mc mc m
hV f t θ=
 (2.11) 
2. Độ bền chảy dẻo của tường chèn Vmy 
Độ bền này xuất hiện tại thời điểm ngay trước khi tường chèn bắt đầu bị nứt và 
bắt đầu có sự sụt giảm rõ ràng độ cứng do sự tách rời giữa tường chèn và khung 
BTCT. Đối với dạng phá hoại này, các phương pháp cho trong Bảng 2.6 được xem là 
phù hợp với các tiêu chí đặt ra. 
Bảng 2.6. Các phương pháp xác định độ bền chảy dẻo Vmy của tường chèn 
TT Tác giả Phương pháp xác định Ghi chú 
1 
Nguyễn Lê Ninh 
(1980) [115], 
Dolsek và Fajfar 
(2008) [52] 
0,6my muV V= 
Vmu - xác định theo 
(2.6) 
2 
Decanini, Bertoldi 
và Gavarini (1993) 
[50] 
( )0,6 0,3my mt y m mV f t lσ= + 
fmt – cường độ chịu kéo 
của tường chèn; 
σy - ứng suất pháp tuyến 
trung bình tác động lên 
tường chèn 
59 
3 
Panagiotakos và 
Fardis (1994) 
[117] 
0,769my mu mt m mV V f t l= = fmt - như trên 
4 
Saneinejad và 
Hobbs (1995) 
[126], FEMA 306 
(1998) [67] 
2 sin 2my mt m mV f l t θ= fmt - như trên 
5 Tucker (2007) [143] 
cosmy mc m mV f w t θ= 
( ) 1,150, 25m m hw d hλ
−
= 
fmc – cường độ chịu nén 
của khối xây tường 
chèn; 
λh – xác định theo (1.3) 
6 Stavridis (2009) [136] 
(0,65 0,8)my muV V= ÷ 
7 
CCMPA (2009) 
[30], CSA S304.1-
04 (R2010) [31] 
( )0,077 0,135my mc y m m gV f l tσ γ= +
γg = 1,0 khi chèn kín vữa 
γg = 0,5 khi không chèn kín vữa 
fmc – như trên (MPa); 
γg - hệ số xét đến sự 
chèn kín vữa trong các 
lỗ rỗng của gạch xây 
Tương tự như trường hợp độ bền cực hạn của tường chèn ở trên, các kết quả 
tính toán cụ thể các độ bền chảy dẻo của các tường chèn trong khung K6 tầng 1 theo 
các phương pháp khác nhau được cho trong Hình 2.11. 
Hình 2.11. So sánh độ bền chảy dẻo của tường chèn (αm = 0,79) 
xác định theo các phương pháp khác nhau cho trong Bảng 2.6 
Với các tỷ số hm/lm thường gặp trong phạm vi từ 0,5 đến 1,0, các kết quả tính 
toán độ bền chảy dẻo Vmy của tường chèn theo các phương pháp khác nhau được cho 
trong Hình 2.12. 
60 
Hình 2.12. Biến thiên của độ bền chảy dẻo của tường chèn xác định theo các 
phương pháp khác nhau theo các tỷ số hình hạng hm/lm thường gặp 
Tiến hành so sánh các kết quả tính toán độ bền chảy dẻo cho trong Hình 2.12 
cho thấy, có một sự chênh lệch đáng kể giữa các độ bền chảy dẻo của tường chèn xác 
định theo các phương pháp. Các độ bền chảy dẻo xác định theo Decanini, Bertoldi và 
Gavarini (1993) [50] là nhỏ nhất, còn theo Saneinejad và Hobbs (1995) [126]; FEMA 
306 (1998) [67] là lớn nhất. Trên cơ sở phân tích các ưu và nhược điểm của từng 
phương pháp, trị số các kết quả tính toán thu được, cũng như giá trị tính toán hợp lý 
đã được nhiều tác giả thừa nhận, độ bền chảy dẻo của tường chèn theo Nguyễn Lê 
Ninh (1980) [115] và Dolsek và Fajfar (2008) [52] đã được lựa chọn: 
0,6my muV V=
 (2.12) 
3. Độ bền dư của tường chèn Vmr 
Theo các kết quả nghiên cứu của một số tác giả, độ bền dư của tường chèn Vmr 
nằm trong giới hạn sau [145]: 
0 0,1mr myV V≤ ≤
 (2.13) 
2.3.2.3. Các bước xây dựng đường cong lực - chuyển vị của mô hình tường chèn 
Trên cơ sở kết quả lựa chọn các thông số độ cứng và độ bền của tường chèn ở 
trên, trình tự xây dựng đường cong lực - chuyển vị lý tưởng hóa mô phỏng ứng xử 
của tường chèn trong khung BTCT cho ở Hình 2.3 như sau: 
61 
Bước 1. Xác định độ cứng ban đầu của tường chèn Kmy khi chưa bị nứt theo 
(2.4). 
Bước 2. Xác định độ bền cực hạn Vmu của tường chèn theo (2.6). 
Bước 3. Xác định chuyển vị Δmu của tường chèn khi đạt độ bền cực hạn: 
mu
mu
mu
V
K ∗
∆ =
 (2.14) 
trong đó K*mu được xác định theo (2.5). 
Bước 4. Xác định độ bền chảy dẻo Vmy của tường chèn theo (2.12). 
Bước 5. Xác định chuyển vị Δmy của tường chèn lúc bắt đầu chảy dẻo: 
my
my
my
V
K
∆ =
 (2.15) 
Bước 6. Xác định độ bền dư Vmr của tường chèn theo (2.13). 
Bước 7. Xác định chuyển vị của tường chèn tương ứng với độ bền dư: 
mr mu
mr mu
mr
V V
K
−
∆ = ∆ +
 (2.16) 
2.3.2.4. Phản ứng phi tuyến dọc trục của dải chéo tương đương 
Để biểu diễn một cách 
phù hợp phản ứng dọc trục 
của dải chéo tương đương 
dưới tác động của lực nén 
chéo, quan hệ ứng suất - 
biến dạng của khối xây do 
Kaushik, Rai và Jain (2007) 
[88] đề xuất đã được sử 
dụng. Hình 2.13 là đường 
cong lý tưởng biểu diễn quan hệ ứng suất - biến dạng của khối xây chịu nén một trục 
được đề xuất, gồm hai phần: 
a) Phần thứ nhất có dạng parabol bậc hai, bắt đầu đi lên từ gốc tọa độ tới điểm 
cực đại (εm1, fmc) và sau đó đi xuống tới điểm tương ứng với ứng suất 0,9fmc theo 
phương trình: 
Hình 2.13. Quan hệ ứng suất – biến dạng lý tưởng 
của khối xây chịu nén một trục [88] 
62 
2
1 1
2m m m
mc m m
f
f
ε ε
ε ε
 
= −  
 
 (2.17) 
trong đó: 
fm và εm – tương ứng là ứng suất nén và biến dạng nén trong khối xây; 
εm1 - biến dạng nén của khối xây ở ứng suất nén lớn nhất fmc. 
b) Phần thứ hai biểu diễn sự suy giảm tuyến tính độ bền của khối xây, từ điểm 
cuối của nhánh thứ nhất đến điểm (2εm1; 0,2fmc) đối với vữa xây không có vôi và đến 
điểm (2,75εm1; 0,2fmc) đối với vữa xây có vôi. 
2.3.3. Hiệu chuẩn mô hình ứng xử của tường chèn theo các kết quả thí nghiệm 
Việc hiệu chuẩn (kiểm chứng và điều chỉnh) mô hình ứng xử của tường chèn 
được đề xuất ở trên theo các yêu cầu và mục tiêu nghiên cứu, cũng như phù hợp với 
đối tượng nghiên cứu đề cập tới trong Mục 2.1, được thực hiện trên cơ sở các số liệu 
thí nghiệm của hai nhóm tác giả sau: Kakaletsis và Karayannis (2008) [84],[85] và 
Morandi, Hak và Magenes (2014 - 2018) [110],[111],[112]. Các mẫu khung thí 
nghiệm của các nhóm tác giả này, như đã đề cập tới trong mục 1.2.2.2, đều được thiết 
kế theo quan niệm kháng chấn hiện nay. 
2.3.3.1. Kakaletsis và Karayannis (2008) [84],[85] 
Các tác giả đã thực hiện thí nghiệm trên 7 mẫu khung một tầng một nhịp tỷ lệ 
1:3 chịu tác động ngang đổi chiều cho tới chuyển vị ngang bằng 4%. Các khung 
BTCT được thiết kế theo tiêu chuẩn thiết kế của Hy Lạp tương tự như các tiêu chuẩn 
EN 1992-1-1:2004 và EN 1998-1:2004. Các kích thước hình học và cấu tạo các mẫu 
khung được cho trong Phụ lục B1. Các tường chèn có hai loại: loại yếu (S) được thi 
công bằng gạch đất sét 4 lỗ rỗng dọc, dày 60 mm và loại khỏe (IS) được thi công 
bằng gạch gốm một lỗ rỗng dọc, dày 52 mm. Các viên gạch được cắt đôi để phù hợp 
với tỷ lệ kích thước khung. Các tường chèn được thi công bằng vữa hỗn hợp xi măng 
– vôi – cát, tỷ lệ 1:1:6. Các tính năng cơ lý của vật liệu khung và tường chèn được 
cho trong Phụ lục B1. 
Các đường cong lực – chuyển vị của mẫu thí nghiệm khung trống (B) và mẫu 
khung có tường chèn yếu (S) được cho trong Hình 2.14, còn của mẫu khung có tường 
chèn khỏe ở trong Hình 2.15. 
63 
 a) khung trống (B) b) khung có tường chèn yếu (S) 
Hình 2.14. Các đường cong lực – chuyển vị của các mẫu khung trống (B) và khung 
có tường chèn yếu (S) 
Với các thông số thí nghiệm 
của các mẫu, tiến hành thiết lập mô 
hình ứng xử phi tuyến của các tường 
chèn yếu và khỏe trong khung theo 
phương pháp đề xuất (Hình 2.16 a và 
b). Đường cong biểu diễn quan hệ 
ứng suất - biến dạng của các khối xây 
tường chèn yếu và khỏe chịu nén một 
trục, được thiết lập theo Kaushik, 
Rai và Jain (2007) [88] đề cập tới 
trong mục 2.3.2.4 được xác định ở 
trong Hình 2.17. 
Kết quả thực hiện phân tích tĩnh phi tuyến cho các mẫu khung trống (B) theo 
mô hình của ASCE 41-13 (2013) và khung có tường chèn yếu (S), khung có tường 
chèn khỏe (IS) theo mô hình ứng xử đề xuất, thu được các đường cong khả năng 
(đường đứt nét) như trong Hình 2.18. Tiến hành so sánh lực cắt đáy tương ứng với 
các chuyển vị đỉnh của các mẫu khung thí nghiệm với lực cắt đáy thu được từ phân 
tích theo mô hình đề xuất, kết quả được cho trong Bảng 2.7. 
Hình 2.15. Đường cong lực – chuyển vị của 
khung có tường chèn khỏe (IS) 
64 
 a) Tường chèn yếu (S) b) Tường chèn khỏe (IS) 
Hình 2.16. Quan hệ lực – chuyển vị trong mô hình ứng xử của các tường chèn 
 a) Tường chèn yếu (S) b) Tường chèn khỏe (IS) 
Hình 2.17. Biểu đồ ứng suất - biến dạng của các khối xây chịu nén một trục 
Từ Bảng 2.7 nhận thấy, 
khi chuyển vị ngang tương 
đối nhỏ hơn 2%, chênh lệch 
lực cắt đáy lớn nhất khi thí 
nghiệm và phân tích theo mô 
hình đề xuất với khung có 
tường chèn yếu (S) là 17,9%, 
với khung có tường chèn 
khỏe (IS) là 19,9%. Điều này 
cho thấy, các đường cong khả 
năng khi phân tích theo mô 
hình đề xuất khá phù hợp với 
các đường bao lực – chuyển 
vị thu được từ thí nghiệm. 
Hình 2.18. So sánh các kết quả thí nghiệm của 
Kakaletsis và Karayannis với kết quả phân tích 
theo mô hình đề xuất 
65 
Bảng 2.7. So sánh các kết quả thí nghiệm của Kakaletsis và Karayannis với kết quả 
phân tích theo mô hình đề xuất 
Chuyển 
 vị đỉnh 
 ∆ (m) 
∆/H 
(%) 
Lực cắt đáy (kN) 
Khung trống (B) Khung có tường chèn 
yếu (S) 
Khung có tường chèn 
khỏe (IS) 
Thực 
nghiệm 
Phân 
tích 
Chênh 
lệch 
(%) 
Thực 
nghiệm 
Phân 
tích 
Chênh 
lệch 
(%) 
Thực 
nghiệm 
Phân 
tích 
Chênh 
lệch 
(%) 
0,00225 0,25 21,692 29,308 35,1 51,372 47,801 -7,0 52,697 63,159 19,9 
0,0045 0,5 31,630 30,638 -3,1 71,826 58,956 -17,9 61,911 68,390 10,5 
0,00675 0,75 33,669 30,651 -9,0 73,332 61,624 -16,0 64,043 67,837 5,9 
0,009 1 33,342 30,622 -8,2 71,347 64,315 -9,9 66,098 67,283 1,8 
0,01125 1,25 33,363 30,639 -8,2 69,081 65,411 -5,3 67,327 66,695 -0,9 
0,0135 1,5 33,043 30,617 -7,3 66,482 64,357 -3,2 67,204 66,139 -1,6 
0,01575 1,75 32,910 30,620 -7,0 63,590 63,357 -0,4 66,248 65,581 -1,0 
0,018 2 32,854 30,548 -7,0 60,354 62,262 3,2 65,219 64,922 -0,5 
2.3.3.2. Morandi, Hak và Magenes (2014 - 2018) [110],[111],[112] 
Các tác giả đã thực hiện thí nghiệm trên các mẫu khung BTCT một tầng một 
nhịp, tỷ lệ 1:1. Các mẫu khung này là nhịp giữa ở tầng dưới cùng của khung ngoài 
một nhà khung nguyên mẫu cao 4 tầng, có 3 nhịp theo phương dọc và 2 nhịp theo 
phương ngang. Việc thiết kế công trình được thực hiện theo các quy định của các tiêu 
chuẩn châu Âu EN 1991-1-1:2002, EN 1992-1-1:2004 và EN 1998-1:2004 có bổ sung 
thêm các quy định của tiêu chuẩn Italia (NTC08:2008). Theo đó, nhà nguyên mẫu 
được thiết kế với cấp dẻo cao (DCH), hệ số ứng xử q = 5,5. Tác động động đất được 
biểu thị qua phổ gia tốc đặc trưng tại địa điểm xây dựng là vùng Isernia (Scapoli) ở 
Italia với đỉnh gia tốc nền thiết kế ULS bằng 0,35gS, trong đó S = 1,076. Các kích 
thước và cấu tạo cốt thép của mẫu khung thí nghiệm được cho trong Phụ lục B2. Các 
mẫu khung thí nghiệm được chèn bằng loại khối xây cổ truyền, một hàng gạch khỏe 
dày 35,0 cm gồm các viên gạch rỗng có các mấu lồi và rãnh hình máng theo phương 
đứng, không có cốt thép. Loại tường này có tỷ lệ độ rỗng ≈ 50% và bề dày nhỏ nhất 
của các sườn và vỏ ngoài tương ứng bằng 4,8 mm và 6,8 mm. Việc tiếp xúc hoàn toàn 
giữa tường chèn và khung bao quanh được bảo đảm bằng cách chèn vữa vào các khe 
hở theo phương đứng ở cả hai cạnh của tường chèn và khe hở theo phương ngang 
66 
trên đỉnh tường chèn. Các tính năng cơ