Ảnh hưởng thành phần đứng của những trận động đất mạnh đến phản ứng của kết cấu cách chấn bằng gối TFP

Chia sẻ: _ _ | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:4

Thêm vào BST

Báo xấu

11
lượt xem 2
download

Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Bài viết Ảnh hưởng thành phần đứng của những trận động đất mạnh đến phản ứng của kết cấu cách chấn bằng gối TFP phân tích và đánh giá sai số khi bỏ qua thành phần đứng của những trận động đất mạnh.

Chủ đề:

Bình luận(0) Đăng nhập để gửi bình luận!

Lưu

Nội dung Text: Ảnh hưởng thành phần đứng của những trận động đất mạnh đến phản ứng của kết cấu cách chấn bằng gối TFP

46 Nguyễn Văn Nam, Hoàng Phương Hoa, Phạm Duy Hòa ẢNH HƯỞNG THÀNH PHẦN ĐỨNG CỦA NHỮNG TRẬN ĐỘNG ĐẤT MẠNH ĐẾN PHẢN ỨNG CỦA KẾT CẤU CÁCH CHẤN BẰNG GỐI TFP EFFECTS OF VERTICAL COMPONENTS OF STRONG EARTHQUAKES ON THE RESPONSE OF BASE-ISOLATED STRUCTURE WITH TFP BEARING Nguyễn Văn Nam1, Hoàng Phương Hoa2, Phạm Duy Hòa3 1 Trường Đại học Công nghiệp Tp.HCM; nvnam.qtu@gmail.com 2 Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; hphoa@dut.udn.vn 3 Trường Đại học Xây dựng Hà Nội; phamduyhoa@nuce.edu.vn Tóm tắt - Gối Triple Friction Pendulum Bearing (TFP) là một thiết Abstract - TFP bearing is a seismic base isolation device It is bị cách chấn rất hiệu quả. Nó được lắp đặt vào kết cấu để cách ly installed beneath the base of the structure to isolate the ground chuyển động đất nền, làm giảm thiệt hại của kết cấu do động đất. motions, reducing the structural damage due to earthquakes. The Trong các nghiên cứu trước [7, 8] cho rằng thành phần đứng của previous studies show that the vertical components of the các trận động đất không ảnh hưởng nhiều đến ứng xử của kết earthquake do not affect the behavior of structures and TFP cấu và gối TFP. Tuy nhiên, dưới những trận động đất mạnh, gần bearings. However, in strong earthquakes near the fault zone, vùng đứt gãy, thành phần đứng của các trận động đất lớn sẽ có vertical components significantly influence the response of ảnh hưởng đáng kể đến phản ứng của kết cấu cô lập bằng gối isolated structures by TFP bearings. This paper will analyze and TFP. Bài báo này sẽ phân tích và đánh giá sai số khi bỏ qua evaluate errors while ignoring vertical components of strong thành phần đứng của những trận động đất mạnh. Kết quả được earthquakes. The result is demonstrated by the analysis of minh chứng thông qua phân tích ví dụ số nhà thép 5 tầng gắn gối examples of the a 5-story steel building using the TFP bearings TFP chịu các trận động đất mạnh xét cả ba thành phần X, Y và subjected to three components of earthquakes X, Y and the Z thành phần đứng theo phương Z. vertical component. Từ khóa - gối TFP; thành phần đứng của động đất; cách chấn Key words - TFP bearing; vertical component of earthquakes; đáy; phản ứng động đất; phay đứt gẫy. base isolation; earthquake responses; milling fault. 1. Đặt vấn đề cách ly được chuyển động của đất nền. Động đất được biết đến như một thảm họa rất lớn đối với con người và làm hư hỏng kết cấu công trình. Chúng ta không thể dự báo được thời điểm và cường độ của các trận động đất. Chính vì vậy, thiết kế công trình chịu động đất luôn đặt lên hàng đầu với người kỹ sư thiết kế. Có rất nhiều giải pháp kháng chấn được nghiên cứu và áp dụng trong công nghệ thiết kế công trình chịu động đất, trong đó nổi bật là giải pháp thiết kế cách chấn đáy. Thiết bị gối con lắc ba mặt trượt TFP là loại thiết bị được sử dụng nhiều trong thiết kế cách chấn và đem lại hiệu quả cao [1, 2 và 6]. Cấu tạo các thành phần gối TFP được thể hiện trong Hình 1, mặt cắt ngang như Hình 2, gồm 4 mặt cong có Hình 2. Mặt cắt gối TFP bán kính R2=R3
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(98).2016 47 Hình 4. Phương trình vi phân chuyển động theo phương X  ZixY   Auix   Z ( sign(uix Z ix )   )...  2 ix    ... của kết cấu gắn gối TFP chịu tác động của gia tốc nền [2,  Ziy Y   Auiy   Z ix Z iy ( sign(uix Z ix )   )...     3] được viết như phương trình (1). (4) ...Z ix Z iy ( sign(uiy Z iy )   )   uix  1/Re1 1/Re2 1/Re3 ...  2   u ...Z iy ( sign(uiy Z iy )   )   iy  F/W  e1  e2  e3 F/W  Frix  kr ( ui  dei ) sign(uix ) H ( ui  dei )  (5)  Friy  kr ( ui  dei ) sign(uiy ) H ( ui  dei ) z d e1 d e2 d e3 Trong đó: H là hàm Heaviside, kr là độ cứng va chạm Y khi chuyển vị con lắc đạt giới hạn dịch chuyển. Dịch x Hình 3. Mô hình nối tiếp gối TFP chuyển trên các mặt cong ui được tổng hợp theo 2 phương u1x u2x u3x u4x X và Y và được tính theo [9] như sau: ui  uix2  uiy2 . k e1 k e2 k e3 k sx Ảnh hưởng kích động đứng: Khi xét thêm thành phần  e1  e2  e3 m1 m2 m3 kích động đứng, tổng trọng lượng bên trên gối W sẽ thay đổi csx m4 (W bằng hằng số nếu ta bỏ qua kích động đứng). Thông z d e1 d e2 d e3 thường, kết cấu có độ cứng dao động đứng lớn hơn rất nhiều Y so với dao động theo phương ngang. Khi xét kích động đứng x agx [4], người ta xem toàn bộ kết cấu bên trên như một khối cứng có trọng lượng N(t) thay đổi và được xác định như sau: Hình 4. Mô hình tính toán theo phương X của kết cấu gắn gối TFP chịu chuyển động nền agz N (t )  W (1  ) (6) m1u1x  ke1u1x  F f 1x  Fr1x ... g  ...  Fr 2 x  F f 2 x  ke 2 (u1x  u2 x )  m1a gx Các phương trình vi phân chuyển động (1) và (2) được  giải bằng phương pháp số Runge-Kutta dùng phần mềm m2u2 x  ke 2 (u2 x  u1x )  F f 2 x  Fr 2 x ...  Matlab, sử dụng hàm ode15s [11] để tìm ra đáp ứng kết ...  F f 3 x  Fr 3 x  ke3 (u2 x  u3 x )  m2 a gx (1)  cấu tại từng thời điểm. m  u  3 3x  k (u e3 3 x  u 2x )  F f 3x  F r 3x ... ...  c (u  u )  k (u  u )  m a 3. Phân tích ví dụ số  sx 3x 4x sx 3x 4x 3 gx m4u4 x  csx (u4 x  u3 x )  k sx (u4 x  u3 x )  m4 a gx Phân tích mô hình nhà bằng thép 5 tầng gắn gối TFP  như [6], mô hình có 8 bậc tự do. Thông số kết cấu như sau: Tương tự như chuyển động theo phương X, mô hình Độ cứng của kết cấu theo 2 phương của các tầng được chuyển động theo phương Y được thiết lập và phương tính trong Bảng 1. Tỷ số cản tới hạn lấy theo vật liệu thép: trình vi phân được thiết lập tương tự. Trọng lượng các tầng giới thiệu trong Bảng 2. Thành phần lực ma sát trong các phương trình vi phân Bảng 1. Độ cứng kết cấu chuyển động theo 2 phương X và Y được xác định theo mô hình dẻo (Viscoplasticity model, mô hình Bouc - Wen Tầng 1 2 3 4 5 hiệu chỉnh) như sau: Phương X, KX (kN/mm) 131 105 93,3 76,2 61,1  F fix  eiWZix  Phương Y, KY (kN/mm) 129 100 91,5 75,1 60,5  (2)  F fiy  eiWZiy Bảng 2. Trọng lượng các tầng Trong đó: W là tổng trọng lượng bên trên kết cấu. Tầng 1 2 3 4 5 Hệ số ma sát ei được xác định theo [5]: Trọng lượng, 808 798 796 786 1176  a u W (kN) i  max  (max  min )e (3) Thông số kỹ thuật gối TFP cho trong Bảng 3: Trong công thức (3), hằng số a(s/m) được xác định Bảng 3. Chi tiết các thông số gối TFP trong mô hình theo thực nghiệm [5], phụ thuộc vào vật liệu và áp lực bề mặt. Vận tốc trượt u được tổng hợp từ 2 phương X và Y 1 =0,0992 R1 = 3962 h1 = 114 d1 = 514 Reff1 = 3848 và được xác định như sau [9]: ui  uix2  uiy2  R2 = 457 h2 = 38 d2 = 51 Reff2 = 419 Hàm Biến trễ Z mô tả hệ số ma sát thay đổi khi vận  R3 = 457 h3 = 38 d3 = 51 Reff3 = 419 tốc trượt chậm dần về 0 và đổi chiều trượt trong con lắc  R4 = 3962 h4 = 114 d4 = 514 Reff4 = 3848 có giá trị -1 đến +1 và được xác định theo công thức (4) Thông số tính toán biến trễ Z như sau: Y=0,25mm, [9, 10]: A=1,  và Hằng số a=0,02(s/mm). Hệ số ma Thành phần lực va chạm Fri khi tại những mặt trượt sát bên trong các mặt trượt lấy bằng nhau tại vận tốc trượt đạt dịch chuyển giới hạn, được xác định theo (5): lớn nhất và nhỏ nhất (max=min=).
48 Nguyễn Văn Nam, Hoàng Phương Hoa, Phạm Duy Hòa 3.1. Kiểm chứng mô hình 3.2. Phân tích với gia tốc nền Trong nghiên cứu của Dao [6], mô hình nhà thép 5 tầng Dữ liệu gia tốc nền phân tích là trận động đất trên được phân tích với tải hình Sin theo 2 phương X và Z Northridge, được lấy từ trung tâm nghiên cứu động đất của như Hình 5. Trong nghiên cứu này, ta lấy thông số mô hình Đại học Berkeley (Mỹ) [12], được tổng hợp ở Bảng 4, gia thực của Dao để mô phỏng trong chương trình xây dựng tốc đồ như Hình 8. bằng Matlab với mô hình lý thuyết được lập. Tính đúng Kết quả phân tích được thể hiện từ Hình 9 đến 14: đắn của mô hình sẽ được kiểm chứng với kết quả đã được 40 CHUYEN VI, Ux (cm) công bố của Dao [6], thể hiện trong các Hình 6 và 7. XY+Z 20 XY PHUONG X GIA TOC, Ax (g) 0.2 0 0 -20 -40 -0.2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 THOI GIAN, t (s) THOI GIAN, t (s) PHUONG Z GIA TOC, Az (g) 1 Hình 9. Chuyển vị gối theo phương X 50 CHUYEN VI, Uy (cm) 0 XY+Z XY -1 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 THOI GIAN, t (s) Hình 5. Gia tốc hình Sin [6] -50 1 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 GAI TOC, Ax (g) 0,258 X THOI GIAN, t (s) X+Z 0 LUC CAT, Fx (kN) Hình 10. Chuyển vị gối theo phương Y 1000 1,00 XY -1 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 XY+Z THOI GIAN, t (s) 0 Hình 6. Gia tốc tầng 5 (kết quả nghiên cứu) -1000 0 5 10 15 20 THOI GIAN, t (s) Hình 11. Lực cắt trong gối theo phương X LUC CAT, Fy (kN) 1000 XY Hình 7. Gia tốc tầng 5 (kết quả của Dao [6]) XY+Z Bảng 4. Thông số gia tốc nền [12] 0 Trận động đất Vị trí Thành phần Gia tốc đỉnh -1000 228 (X) 0,874g 0 5 10 15 20 Northridge Rinaldi THOI GIAN, t (s) 318 (Y) 0,472g (17/01/1994) Receiving Sta Hình 12. Lực cắt trong gối theo phương Y UP (Z) 0,958g GIA TOC, Ax (g) PHUONG X 0.5 XY+Z GIA TOC, Ax (g) 1 XY 0 0 -1 -0.5 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 5 10 15 20 THOI GIAN, t (s) THOI GIAN, t (s) PHUONG Y Hình 13. Gia tốc tuyệt đối tầng 5 theo phương X GIA TOC, Ay (g) 0.5 GIA TOC, Ay (g) 0.5 XY+Z 0 XY 0 -0.5 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 THOI GIAN, t (s) PHUONG Z -0.5 0 5 10 15 20 GIA TOC, Az (g) 1 THOI GIAN, t (s) 0 Hình 14. Gia tốc tuyệt đối tầng 5 theo phương Y -1 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 3.3. Phân tích với kết cấu có độ cứng khác nhau THOI GIAN, t (s) Với kết cấu như trên, ta thay đổi độ cứng khác nhau, Hình 8. Gia tốc nền trận động đất Northridge (ứng với chu kỳ cơ bản T1 thay đổi từ 0,2s đến 1,5s) tăng
ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(98).2016 49 độ cứng đều ở các tầng để chu kỳ cơ bản T1 thay đổi từ có sai số trong phân tích ứng xử của kết cấu và gối TFP, 0,2s đến 1,5s. Mục đích là tìm ra ảnh hưởng của thành đặc biệt là lực cắt trong gối và gia tốc tuyệt đối ở các tầng phần kích động đứng đến các dạng kết cấu có độ cứng của kết cấu. Cụ thể: trong Mục 3.2, sai số về chuyển vị khác nhau. Sai số (%) tăng thêm khi xét thêm thành phần của gối không đáng kể (Hình 9 và 10), nhưng sai số về kích động đứng thể hiện trong các Hình từ 15 đến 17. lực cắt lớn nhất bên trong gối (Hình 11 và 12) vào khoảng trên 30%, sai số về gia tốc tuyệt đối lớn nhất của tầng 5 PHƯƠNG X PHƯƠNG Y (Hình 13 và 14) khoảng trên 50%. 2 1 3. Trong phân tích ở Mục 3.3, với những kết cấu cứng SAI SỐ (%) 0 (có chu kỳ cơ bản nhỏ), ảnh hưởng thành phần kích động -1 đứng của động đất đến gia tốc tuyệt đối các tầng là rất -2 lớn. Tuy nhiên, chuyển vị và lực cắt lớn nhất bên trong -3 gối thì không có sự thay đổi nhiều. -4 0,22 0,29 0,68 0,96 1,52 TÀI LIỆU THAM KHẢO CHU KỲ CƠ BẢN, T(s) [1] Nguyễn Văn Nam, Hoàng Phương Hoa, Phạm Duy Hòa (2013), Hình 15. Sai số chuyển vị lớn nhất của gối “Hiệu quả giảm chấn của thiết bị gối cô lập trượt ma sát TFP, so với gối SFP”, Tuyển tập công trình Hội nghị Cơ học toàn quốc lần thứ PHƯƠNG X PHƯƠNG Y IX, Hà Nội, 8-9/12/2012, ISBN: 978-604-911-435-9, trang 397-405. 40 [2] Nguyễn Văn Nam, Hoàng Phương Hoa, Phạm Duy Hòa (2015), 35 “Mô hình các dạng gối trượt ma sát trong kết cấu chịu động đất: SAI SỐ (%) 30 Gối DFP và TFP”, Tuyển tập công trình Hội nghị Cơ học kỹ thuật 25 toàn quốc, Đà Nẵng, 3-5/8/2015. [3] Nam V.Nguyen, Hoa P.Hoang and Hoa D.Pham (2016), “Predicting 20 the responses of triple friction pendulum bearings using an improved 15 model with variant friction coefficient”, EASEC-14 January 6-8/01, 0,22 0,29 0,68 0,96 1,52 2016, Ho Chi Minh City, Vietnam (accept Published). CHU KỲ CƠ BẢN, T(s) [4] Almazan, J. L., De la llera, J. C., Inaudi, J. A. (1998). “Modeling aspects of structures isolated with the frictional pendulum system”, Earthquake Hình 16. Sai số lực cắt lớn nhất của gối Engineering and Structural Dynamics; Vol. 27, pp. 845-867. PHƯƠNG X PHƯƠNG Y [5] Constantinou, M.C., Mokha, A., Reinhorn, A.M. (1990). “Teflon 360 bearings in base isolation II: Modeling”, J. Struct. Eng. 116, 285 SAI SỐ (%) pp.455–474. 210 [6] Dao, N.D. (2012). “Seismic Response of a Full-scale 5-story Steel 135 Frame Building Isolated by Triple Pendulum Bearings under 3D 60 Excitations”, Dissertation, University of Nevada – Reno. -15 [7] Fenz, D.M. and Constantinou, M.C. (2008). “Development, 0,22 0,29 0,68 0,96 1,52 Implementation and Verification of Dynamic Analysis Models for CHU KỲ CƠ BẢN, T(s) Multi-Spherical Sliding Bearings”. Technical Report MCEER-08-0018. [8] Mosqueda, G., Whittaker, A.S., Fenves, G.L. (2004). Hình 17. Sai số gia tốc tuyệt đối lớn nhất của tầng 5 “Characterization and modeling of friction pendulum bearings subjected to multiple components of excitation”, Journal of 4. Kết luận Structural Engineering (ASCE), 130(3), pp. 433-442. Với những kết quả nghiên cứu trên, một số kết luận [9] Nagarajaiah, S., Reinhorn, A.M. and Constantinou, M.C. (1991). được rút ra như sau: “Nonlinear dynamic analysis of 3D-base-isolated structures”, J. Struc. Eng. 117(7) pp. 2035-2054. 1. Mô hình tính toán và phương trình vi phân chuyển [10] Park, Y.J., Wen, Y.K., Ang, A.H.S,. (1986). “Random vibration of động của kết cấu gắn gối TFP chịu tải trọng động đất được hysteretic systems underbidirectional ground motions”, Earthq. thiết lập, tính chính xác của mô hình được kiểm chứng với Eng. Struct. Dyn. 14(4), pp 543-557. những kết quả được công bố như kết quả ở các Hình 6 và 7. [11] Shampine, L. F., and Reichelt, M. W., (1997). “The MATLAB 2. Khi kết cấu gắn gối TFP chịu những trận động đất ODE suite”, SIAM J. Sci. Comput. (USA) 18, pp.1-22. mạnh, gần phay đứt gẫy, thành phần gia tốc nền theo [12] http://ngawest2.berkeley.edu/ phương đứng là lớn. Nếu ta bỏ qua thành phần này thì sẽ (BBT nhận bài: 01/11/2015, phản biện xong: 03/12/2015)