Đề tài nghiên cứu nhằm nắm vững lý thuyết cô lập móng trong phân tích thiết kế công trình chịu động đất; đánh giá hiệu quả của hệ cô lập móng trong việc giảm đáp ứng của vật dụng trượt trong công trình khi có động đất xảy ra; khảo sát ảnh hưởng của một vài thông số của gối cô lập móng đến đáp ứng của vật dụng trượt; từ đó có những khuyến nghị thiết thực cho việc thiết kế.
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP.HCM
TP. Hồ Chí Minh, tháng 10 năm 2016
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP.HCM
TP. Hồ Chí Minh, tháng 10 năm 2016
CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI
TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP.HCM
Cán bộ hướng dẫn khoa học: TS. ĐÀO ĐÌNH NHÂN
TS. ĐÀO ĐÌNH NHÂN
Luận văn Thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Kỹ thuật Công nghệ
TP.HCM ngày … tháng … năm 2016.
Thành phần Hội đồng đánh giá Luận văn Thạc sĩ gồm:
Chức danh TT Họ và tên Hội đồng
1 Chủ tịch TS. Khổng Trọng Toàn
2 Phản biện 1 TS. Nguyễn Hồng Ân
3 Phản biện 2 PGS.TS. Lương Văn Hải
4 Ủy viên PGS.TS. Nguyễn Xuân Hùng
5 Ủy viên, Thư ký TS. Nguyễn Văn Giang
Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá Luận sau khi Luận văn đã được
sửa chữa (nếu có).
Chủ tịch Hội đồng đánh giá Luận văn
TRƯỜNG ĐẠI HỌC CÔNG NGHỆ TP. HCM
CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM
Độc lập – Tự do – Hạnh phúc
Họ tên học viên: PHẠM TUẤN ANH Ngày, tháng, năm sinh: 25/01/1990 Giới tính: nam Nơi sinh: Hải Dương
Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng MSHV: 1341870031
công trình dân dụng và công nghiệp
I. Tên đề tài
Đánh giá hiệu quả của hệ cô lập móng trong việc bảo vệ vật dụng trượt
trong công trình.
II. Nhiệm vụ và nội dung
1. Nhiệm vụ
Nhiệm vụ của đề tài “Đánh giá hiệu quả của hệ cô lập móng trong việc bảo vệ
vật dụng trượt trong công trình”
- Nắm vững lý thuyết Cô lập móng trong phân tích thiết kế công trình chịu động
đất
- Đánh giá hiệu quả của hệ cô lập móng trong việc giảm đáp ứng của vật dụng trượt trong công trình khi có động đất xảy ra. Khảo sát ảnh hưởng của một vài thông
số của gối cô lập móng đến đáp ứng của vật dụng trượt. Từ đó có những khuyến nghị
thiết thực cho việc thiết kế.
2. Nội dung
- Tổng quan tài liệu, các khái niệm, cơ sở lý thuyết về Cô lập móng (Isolation
System) và vật dụng trượt
- Gỉa thuyết mô hình nghiên cứu và cách xây dựng mô hình - Khảo sát mô hình ứng với trường hợp móng ngàm. - Phân tích dữ liệu cho từng trường hợp Cô lập móng và từng cấp độ động đất - Thảo luận và kết luận. III. Ngày giao nhiệm vụ: …/…/2016 IV. Ngày hoàn thành nhiệm vụ: …/…/2016 V. Cán bộ hướng dẫn: Tiến sĩ Đào Đình Nhân
KHOA QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH CÁN BỘ HƯỚNG DẪN
Tiến sĩ Đào Đình Nhân
i
Tôi cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi dưới sự hướng dẫn
của TS. Đào Đình Nhân. Các số liệu, kết quả nêu trong Luận văn là trung thực và
chưa từng được ai công bố trong bất kỳ công trình nào khác. Đồng thời, các thông
tin trích dẫn trong Luận văn được tôn trọng và đã được chỉ rõ nguồn gốc.
Tác giả
PHẠM TUẤN ANH
ii
Đề cương Luận văn thạc sĩ Xây dựng công trình dân dụng và công nghiệp nằm
trong hệ thống bài luận cuối khóa nhằm trang bị cho Học viên cao học khả năng tự
nghiên cứu, biết cách giải quyết những vấn đề cụ thể đặt ra trong thực tế xây
dựng… Đó là trách nhiệm và niềm tự hào của mỗi học viên cao học.
Để hoàn thành đề cương luận văn này, ngoài sự cố gắng và nỗ lực của bản
thân, tôi đã nhận được nhiều sự giúp đỡ của tập thể và các cá nhân. Tôi xin tỏ lòng
biết ơn đến tập thể và các cá nhân đã dành cho tôi sự giúp đỡ quý báu đó.
Đầu tiên tôi xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến Thầy TS. Đào Đình Nhân.
Thầy đã đưa ra gợi ý đầu tiên để hình thành nên ý tưởng của đề tài và Thầy góp ý
cho tôi rất nhiều về cách nhận định đúng đắn trong những vấn đề nghiên cứu, cũng
như cách tiếp cận nghiên cứu hiệu quả.
Xin cám ơn Thầy TS. Phan Tá Lệ đã làm tôi mạnh dạn tiếp cận với hướng
nghiên cứu về nền móng, một lĩnh vực còn nhiều điều mới mẻ. Đồng thời, Thầy là
người đã tận tụy giúp tôi hệ thống hóa lại kiến thức lý thuyết nền móng trong quá
trình nghiên cứu luận văn này.
Tôi xin chân thành cảm ơn Quý Thầy Cô thuộc Ban đào tạo Sau đại học, Khoa
Xây dựng trường Đại Học Công Nghệ Tp.HCM đã tạo điều kiện và giúp đỡ tôi
trong quá trình học và nghiên cứu khoa học tại đây.
Tôi cũng xin gửi lời cảm ơn đến ThS. Nguyễn Thu Thiên, ThS. Nguyễn Văn
Thi đã giúp đỡ tôi rất nhiều trong quá trình thực hiện luận văn này.
Đề cương Luận văn thạc sĩ đã hoàn thành trong thời gian quy định với sự nỗ
lực của bản thân, tuy nhiên không thể không có những thiếu sót. Kính mong Quý
Thầy Cô chỉ dẫn thêm để tôi bổ sung những kiến thức và hoàn thiện bản thân mình
hơn.
Xin trân trọng cảm ơn.
PHẠM TUẤN ANH
iii
* Tên đề tài:
* Từ khoá:
Hệ cô lập móng, phản ứng động đất, sự trượt của vật dụng…
* Tóm tắt:
Luận văn này khảo sát hiệu quả của hệ cách chấn đáy trong việc bảo vệ vật dụng
trượt trong công trình khi chịu động đất. Đáp ứng chuyển vị của vật dụng trượt
trong một công trình bê tông cốt thép 5 tầng chịu động đất đã được phân tích. Công
trình này được giả định xây dựng ở Los Angles, một khu vực có hoạt động động đất
mạnh trên thế giới, và được thiết kế cho hai trường hợp: ngàm ở móng và cách chấn
đáy. Cường độ của các khung bê tông cốt thép và đặc trưng của hệ cách chấn được
thiết kế theo tiêu chuẩn ASCE 7 – 10. Việc phân tích đáp ứng động đất của mô hình
phi tuyến của kết cấu được thực hiện trong OpenSees. 30 băng gia tốc đại diện cho
3 cấp độ động đất đã được sử dụng để làm dữ liệu đầu vào cho bài toán phân tích
phi tuyến trong miền thời gian. Kết quả khảo sát và phân tích cho thấy hệ cách chấn
đáy rất hiệu quả trong việc bảo vệ vật dụng trượt. Kết quả phân tích còn cho thấy
khi chu kỳ hữu hiệu của gối cách chấn vượt quá 3,5 giây thì chuyển vị trượt của vật
dụng phụ thuộc rất bé vào tỉ số cản hữu hiệu và chu kỳ hữu hiệu của hệ cách chấn
đáy.
iv
* Subject:
The effectiveness of seismic base isolation system in protecting buildings’
sliding contents
* Keywords:
Isolation Base, earthquake responses, sliding contents…
* Abstract:
The effectiveness of seismic base isolation system in protecting buildings’
sliding contents was investigated in this thesis. The responses of sliding contents of
a 5-story reinforced concrete structure building under earthquakes was investigated
in the two configurations: fixed base configuration and base isolated configuration.
The building was assumed to locate in Los Angles, a high seismicity area in the
world. The strength of the superstructure and the bearings’ properties were designed
per ASCE 7 – 10. The dynamic analysis of nonlinear model of the structure was
performed in OpenSees simulation software. Thirty ground motions representing
three earthquake levels was applied to the model. The comparison of the analysis
results shows that the isolation system is very efficient in protecting the sliding
contents. The results also show that when the effective period of the isolation
system exceeds 3,5 s, the peak sliding of contents is almost independent on the
effective damping ratio and the effective period of the isolation system.
v
LỜI CAM ĐOAN ..................................................................................................... i
LỜI CẢM ƠN ......................................................................................................... ii
TÓM TẮT ..............................................................................................................iii
ABSTRACT ........................................................................................................... iv
MỤC LỤC ............................................................................................................... v
DANH MỤC CÁC BẢNG ..................................................................................... vi
DANH MỤC CÁC HÌNH ..................................................................................... vii
Chương 1 GIỚI THIỆU ........................................................................................... 1
1.1 Giới thiệu ...................................................................................................... 1
1.2 Mục tiêu của đề tài ........................................................................................ 6
1.3 Phương pháp nghiên cứu và kỹ thuật áp dụng ............................................... 6
1.3.1Phương pháp giải quyết vấn đề ................................................................ 6
1.3.2Phần mềm và kỹ thuật áp dụng ................................................................. 6
1.4 Phạm vi nghiên cứu ...................................................................................... 6
1.5 Đóng góp của đề tài ...................................................................................... 7
Chương 2 TỔNG QUAN VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU ................................................ 8
2.1 Tình hình nghiên cứu ngoài nước .................................................................. 8
2.2 Tình hình nghiên cứu trong nước ................................................................ 19
Chương 3 THIẾT KẾ VÀ XÂY DỰNG MÔ HÌNH KẾT CẤU............................. 22
3.1 Kết cấu khảo sát .......................................................................................... 22
3.2 Phổ phản ứng thiết kế ................................................................................. 23
3.3 Thiết kế kết cấu cho công trình ngàm .......................................................... 23
3.4 Thiết kế kết cấu cho công trình cách chấn ................................................... 25
3.5 Thiết kế các thông số của gối cách chấn ...................................................... 27
3.6 Xây dựng mô hình kết cấu .......................................................................... 34
3.7 Mô hình của vật dụng trượt ......................................................................... 36
3.8 Các băng gia tốc nền ................................................................................... 36
Chương 4 KẾT QUẢ KHẢO SÁT ........................................................................ 38
Chương 5 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ............................................................... 43
TÀI LIỆU THAM KHẢO ..................................................................................... 45
vi
Bảng 3.1 Khối lượng các tầng của công trình khảo sát ........................................... 22
Bảng 3.2 Lực tĩnh ngang tương đương và lực cắt tương ứng của các tầng ............. 25
Bảng 3.3 Lực cắt đáy thiết kế cho các công trình cách chấn đáy (kN) .................... 26
Bảng 3.4 Độ cứng đàn hồi của các hệ cách chấn đáy được khảo sát (kN/cm).... 33
Bảng 3.5 Độ cứng tái bền của các hệ cách chấn đáy được khảo sát (kN/cm) ..... 33
Bảng 3.6 Chuyển vị chảy của các hệ cách chấn đáy được khảo sát (mm) .......... 34
vii
Hình 1.1 Hư hại của vật dụng khi động đất xảy ra ................................................... 2
Hình 1.2 Phá hoại ở nút liên kết ............................................................................... 2
Hình 1.3 Biểu đồ tổn thất về kinh tế trong văn phòng, khách sạn, bệnh viện ............ 3
Hình 1.4 Biến dạng của hệ không sử dụng và có sử dụng cách chấn ...................... 4
Hình 1.5 Hai loại cơ bản của gối cách chấn [11] ...................................................... 5
Hình 2.1 Mô hình phân tích và mô hình được lý tưởng hóa [4] ................................ 8
Hình 2.3 Gia tốc theo thời gian của khối lượng M1 và M2 dưới tác dụng của lực
xung trong hệ đàn hồi tuyến tính ....................................................................... 9
Hình 2.4 Vận tốc theo thời gian của khối lượng M1 và M2 dưới tác dụng của lực
xung trong hệ đàn hồi tuyến tính ....................................................................... 9
Hình 2.5 Mô hình phân tích và mô hình được lý tưởng hóa [3] .............................. 10
Hình 2.6 Chuyển vị của vật dụng, CNSD, với nhiều hệ số ma sát khác nhau, g/Sa,
và tần số tự nhiên T, với kích động nền dưới dạng xung ................................. 10
Hình 2.7 Mô hình được mô phỏng trong Opensees ................................................ 11
Hình 2.8 Hai bước giải xác định đáp ứng của vật dụng trong hệ 5 bậc tự do .......... 11
Hình 2.9 Quan hệ giữa MPFTV và chuyển vị trượt lớn nhất của vật dụng ............. 12
Hình 2.10 Mô hình cô lập móng móng ................................................................. 13
Hình 2.11 Biến dạng của hệ móng ngàm và các hệ cô lập móng ............................ 13
Hình 2.12 Ứng xử trễ một phương lý tưởng theo phương ngang ............................ 14
Hình 2.13 Thiết kế điển hình phổ gia tốc và chuyển vị .......................................... 14
Hình 2.14 Apple Towers Senda ............................................................................ 17
Hình 2.15 Sendai MT Building ............................................................................. 17
Hình 2.16 Biểu đồ số lượng công trình sử dụng gối cô lập móng ........................ 18
Hình 2.17 Biểu đồ số lượng công trình sử dụng gối cô lập móng phát triển qua các
năm................................................................................................................. 19
Hình 2.18 Thông số gối cao su lõi chì ................................................................... 20
Hình 3.1 Mặt bằng của công trình giả định được khảo sát ..................................... 22
Hình 3.2 Phổ phản ứng thiết kế đàn hồi cho khu vực khảo sát ............................... 23
Hình 3.3 Hình dạng và chu kỳ của các mode dao động của công trình ngàm ......... 24
Hình 3.4 Ứng xử đàn hồi – dẻo tái bền của gối cách chấn ...................................... 27
viii
Hình 3.5 Sự biến thiên của chuyển vị ( , vận tốc , lực đàn hồi ( và lực cản
( ) của hệ một bậc tự do trong một chu kỳ dao động bình ổn ........................ 29
Hình 3.6 Quan hệ giữa lực và chuyển vị trong hệ đàn nhớt tuyến tính tương đương
....................................................................................................................... 30
Hình 3.7 Vòng ứng xử trễ của gối cách chấn trong một chu kỳ .............................. 31
Hình 3.8 Mô hình lý tưởng hóa của kết cấu khảo sát.............................................. 35
Hình 3.9 Minh họa mô hình OpenSees của kết cấu khảo sát .................................. 35
Hình 3.10 Một số băng gia tốc điển hình .............................................................. 37
Hình 4.1 Lịch sử đáp ứng chuyển vị của vật dụng trượt ........................................ 38
Hình 4.2 Chuyển vị trượt trung bình của vật dụng tại các sàn lầu ứng với các cấp độ
động đất khác nhau ......................................................................................... 39
Hình 4.3 Ảnh hưởng của chu kỳ hữu hiệu và tỉ số cản hữu hiệu đến chuyển vị trượt
trung bình của vật dụng tại các sàn lầu ứng với các cấp độ động đất khác nhau
....................................................................................................................... 41
Hình 4.4 Chuyển vị trượt trung bình của vật dụng tại các sàn lầu ứng với các cấp độ
động đất khác nhau khi và ......................................... 42
1
Thiết kế công trình chịu động đất ngày càng phát triển ở Việt Nam cũng như
trên thế giới. Những năm gần đây, động đất thường xảy ra gây nhiều hư hại về kết
cấu cũng như hư hỏng về thiết bị vật dụng trong công trình, gây thiệt hại lớn đến tài
sản và con người. Theo cơ quan Tình Trạng Khẩn Cấp Liên Bang Hoa Kỳ E74 và
Hiệp Hội Tiêu Chuẩn Canada S832 có ba thành phần phi kết cấu trong công trình
gồm có: các thành phần phi kết cấu thuộc về kiến trúc (trần, vách thạch cao,..), trang
thiết bị máy móc (máy bơm, hệ thống kỹ thuật,…), những vật dụng (giường, bàn
ghế, kệ sách,...). Để hạn chế tác hại của động đất lên công trình, các nhà khoa học
đã nghiên cứu và đề xuất các giải pháp giảm chấn cho công trình. Mục đích của giải
pháp giảm chấn nhằm đảm bảo công trình xây dựng đủ khả năng chịu lực, không bị
hư hỏng thiết bị đồ đạc sử dụng trong nhà, tồn tại và đứng vững dưới tác động của
động đất.
Tác động rung lắc của động đất làm phát sinh chuyển vị và gia tốc trong công
trình. Nếu công trình có độ cứng quá lớn thì gia tốc sinh ra sẽ lớn theo, gây rơi và
nghiêng đổ đồ đạc bên trong nhà dẫn đến thiệt hại về mặt kinh tế (Hình 1.1). Ngược
lại, nếu công trình quá mềm thì chuyển vị tương đối giữa các tầng quá lớn, gây biến
dạng đáng kể cho cả công trình, làm hư hại các cấu kiện, nút liên kết của khung
chịu lực, nứt tường, vênh cửa…(Hình 1.2). Ngoài ra dao động mạnh của công trình
cũng gây ảnh hưởng đến tâm lý của người sinh sống và làm việc trong tòa nhà.
2
Hình 1.1 Hư hại của vật dụng khi động đất xảy ra
Hình 1.2 Phá hoại ở nút liên kết
Những thiệt hại của vật dụng gây tổn thất gấp nhiều lần về mặt kinh tế so với
thiệt hại về mặt kết cấu chính. Những tổn hại này được Shahram Taghavi và
Eduardo Miranda (2003) thống kê trong 3 loại công trình: văn phòng, khách sạn,
bệnh viện và biểu diễn bằng biểu đồ (Hình 1.3). Theo Hình 1.3, hao phí về mặt kinh
3
tế của phần kết cấu chính là thấp nhất (18% ở trường hợp nhà văn phòng, 13% trong
khách sạn, ít nhất là ở bệnh viện là 8%), phần phi kết cấu (tường, trần thạch cao,…)
và vật dụng trong công trình là phần chiếm đa số. Đặc biệt trong các công trình cần
độ an toàn cao như bệnh viện thì tỉ lệ hư hại của vật dụng chiếm đến 44%.
Hình 1.3 Biểu đồ tổn thất về kinh tế trong văn phòng, khách sạn, bệnh viện
Nguồn: Shahram Taghavi và Eduardo Miranda
Sự trượt hoặc di chuyển của vật dụng trong công trình khi động đất xảy ra dẫn
đến sự hao tốn về mặt kinh tế và gây ra nguy hại cũng như sự bất tiện cho con
người và công việc. Như vậy, vấn đề đặt ra là làm sao để công trình đủ cứng để đủ
khả năng chịu lực khi không có động đất xảy ra và đủ mềm để tiêu tán năng lượng
do động đất truyền vào.
Xuất phát từ thực tiễn trên, nên phương pháp hiệu quả nhất để hạn chế tác
động của động đất là tách rời hẳn công trình khỏi đất nền. để giảm chấn động lan
truyền trong đất nền, Các loại thiết bị dành cho giải pháp cô lập móng là những gối
tựa có độ cứng lớn theo phương đứng (để nâng đỡ được sức nặng của công trình)
nhưng rất mềm theo phương ngang. Thay vì được đặt trực tiếp lên móng, công trình
sẽ được đặt trên các gối tựa này. Nhờ sự biến dạng theo phương ngan của “lớp
đệm” này, phần cơ năng từ sóng theo phương ngang của động đất (chủ yếu được
mang đi bởi các thành phần sóng tần số cao) sẽ không truyền được lên công trình.
Do đó, sự hư hỏng của công trình và trang thiết bị bên trong nó được giảm thiểu,
4
tính mạng con người bên trong công trình không bị đe dọa. Sự hạn chế năng lượng
cơ học truyền vào đã làm giảm phản ứng của công trình bao gồm biến dạng, chuyển
vị, vận tốc, gia tốc và thiệt hại. Hình 1.4 so sánh kết cấu được gắn liền với mặt đất
và kết cấu có sử dụng gối cách chấn.
Hình 1.4 Biến dạng của hệ không sử dụng và có sử dụng cách chấn
Các thiết bị cô lập móng hiện nay rất phong phú nhưng có thể xếp vào hai
nhóm chính: gối tựa cao su lõi chì (Rubber bearing) và gối tựa con lắc ma sát
(Friction bearing) (Hình 1.5).
5
(a) Gối cao su lõi chì
(b) Gối con lắc ma sát
Hình 1.5 Hai loại cơ bản của gối cách chấn [11]
Gối cao su lõi chì (gối cách chấn đàn hồi) gồm các lớp thép xen kẽ các lớp cao
su tạo ra sự linh động theo phương ngang và độ cứng theo phương đứng lớn. Chì
thường được đặt vào trong gối cách chấn đàn hồi nhằm cung cấp độ cản cũng như là
độ cứng theo phương ngang ban đầu cho gối (Hình 1.5 (a)).
Gối con lắc ma sát có bán cầu lõm, con trượt với bề mặt cầu (Hình 1.5 (b)). Sự
kết hợp giữa lực đứng và bề mặt lõm tạo ra lực hồi phục, trong khi lực ma sát giữa
các bề mặt tiếp xúc tạo ra độ cứng ban đầu và làm giảm năng lượng động học trong
quá trình trượt xảy ra. Gối con lắc ma sát được chia thành các loại như: gối ma sát
con lắc đơn (Single Friction Pendulum Bearing), gối ma sát con lắc đôi (Double
Friction Pendulum Bearing), gối ma sát con lắc ba (Triple Friction Pendulum
Bearing).
Với ứng dụng ngày càng rộng rãi của thiết bị gối cách chấn con lắc ma sát
trong các công trình xây dựng, việc nghiên cứu kỹ ứng xử của nó là quan trọng.
6
Một vài yếu tố ảnh hưởng đến sự làm việc của gối cách chấn con lắc ma sát như lực
đứng, hệ số cản ma sát, bán kính mặt trượt…scần được xét đến. Mặt khác, nguyên
nhân chủ yếu gây ra hư hỏng hoặc sụp đổ công trình khi động đất xảy ra là sự phản
ứng của chúng đối với chuyển động của nền.
Mục tiêu của đề tài: Đánh giá hiệu quả của hệ cô lập móng trong việc bảo vệ vật
dụng trượt trong công trình.
- Nắm vững lý thuyết Cô lập móng trong phân tích thiết kế công trình chịu động
đất.
- Đánh giá hiệu quả của hệ cô lập móng trong việc giảm đáp ứng của vật dụng
trượt trong công trình khi có động đất xảy ra.
- Khảo sát ảnh hưởng của một vài thông số của gối cô lập móng đến đáp ứng
của vật dụng trượt. Từ đó có những khuyến nghị thiết thực cho việc thiết kế.
1.3.1 Phương pháp giải quyết vấn đề
Phương pháp nghiên cứu được sử dụng trong đề tài này là phân tích mô hình số
và tổng hợp số liệu theo nguyên tắc thống kê.
1.3.2 Phần mềm và kỹ thuật áp dụng
Đề tài nghiên cứu tập trung vào các phương pháp nghiên cứu chính sau:
- Sử dụng phần mềm mô phỏng chuyên dụng Opensees mô hình có số tầng
khác nhau
- Khảo sát chuyển động trượt của vật dụng trong công trình ngàm tại móng và
trong công trình cô lập móng.
- Phân tích tổng hợp và so sánh các số liệu
- Một số phép lặp và thuật toán được sử dụng để phân tích các đặc trưng dao
động nền như phương pháp lặp Newton-Raphson, thuật toán Newmark,…
Phạm vi nghiên là khảo sát đáp ứng của vật dụng trượt trong một số mô hình
nhà cô lập móng có số tầng thay đổi chịu động đất, dùng phương pháp phân tích
động.
7
Đánh giá hiệu quả của giải pháp cô lập móng trong việc bảo vệ vật dụng trượt
trong công trình. Ngoài ra, đề tài còn phân tích ảnh hưởng của một vài tham số của
hệ cô lập móng đến đáp ứng của vật dụng trượt.
8
Kể từ khi trận động đất San Francisco 1906, ứng xử trượt được nghiên cứu
nhiều, bao gồm những nghiên cứu về phản ứng trượt của một khối cứng dưới tác
dụng của động đất (Aslam 1975, Younis và Tadjbakhsh 1984).
Nghiên cứu “Hysteretic influence on earthquake induced sliding damage of
contents”của R.English et al (2012) [2] tập trung vào giải thích cơ chế sự trượt của
vật dụng trong công trình và đánh giá tính chất nào của kết cấu và kích động nền
ảnh hưởng đến bậc của ứng xử trượt. Mô hình phân tích của vật dụng đặt trên một
hệ đơn được mô hình hóa như một hệ hai bậc tự do khi đó khối lượng của vật dụng
ít hơn rất nhiều so với khối lượng của kết cấu, và cả hai được nối với nhau bằng một
lò xo có ứng xử đàn hồi dẻo. Kết cấu chính và vật dụng không cản với nhau.
Hình 2.1 Mô hình phân tích và mô hình được lý tưởng hóa [4]
Sau khi nghiên cứu R.English đã có một số kết quả được rút ra. R.English đã
đưa ra cơ chế trượt của vật dụng, thông qua hai biểu đồ: (i) Quan hệ giữa gia tốc sàn
và gia tốc của vật dụng theo thời gian (Hình 2.2); (ii) Quan hệ giữa vận tốc sàn và
vận tốc của vật dụng theo thời gian (Hình 2.3).
9
Hình 2.2 Gia tốc theo thời gian của khối lượng M1 và M2 dưới tác dụng của lực
xung trong hệ đàn hồi tuyến tính
Hình 2.4 Vận tốc theo thời gian của khối lượng M1 và M2 dưới tác dụng của lực
xung trong hệ đàn hồi tuyến tính
- Giai đoạn trượt ban đầu: theo Hình 2.3, sự trượt ban đầu xuất hiện khi gia
Sự trượt xảy ra được chia làm 3 giai đoạn sau:
tốc của sàn tăng lên bằng với lực ma sát của vật dụng
- Giai đoạn trượt: tùy theo khoảng cách từ sàn, vật dụng trượt theo phương di
(1-1) Fmax = µmg
chuyển của sàn với gia tốc là hằng số và bằng µg. Gia tốc này được cung cấp bởi
- Giai đoạn trượt ngược lại: sự trượt theo phương ngược lại xảy ra khi vận tốc
thành phần ma sát giữa sàn và vật dụng
của vật dụng và vận tốc tương đối của sàn bằng nhau. Tại vị trí này gia tốc của sàn
lớn hơn gia tốc của vật dụng µg, đây là điều kiện để xảy ra sự trượt ban đầu nhưng
theo chiều ngược lại. Nếu vận tốc sàn nhỏ hơn µg, vật dụng sẽ tạo một lực ma sát
10
giữa vật dụng và sàn ngăn sự trượt cho đến khi có đủ điều kiện hình thành sự trượt
ban đầu.
Năm 2013, S.L.Lin et al với đề tài “Building contents sliding during
earthquake” đã đưa được lực cản vào mô hình ứng xử đàn hồi (Hình 2.4).
Hình 2.5 Mô hình phân tích và mô hình được lý tưởng hóa [3]
Từ thí nghiệm và tính toán, nghiên cứu đưa ra một hệ số, g/Sa, với là hệ số
ma sát của sàn và vật dụng, Sa là phổ phản ứng của sàn, g là gia tốc trọng trường.
Khi hệ số này bằng 0.35, chuyển vị trượt của hệ chịu kích động nền đánh giá theo
hệ số chuyển vị trượt ban đầu CNFESD (Contents Nomalised Excursion Sliding Displacement) sẽ chính xác hơn với
⁄ ) , Khi hệ số g/Sa nhỏ hơn
0.35, chuyển vị trượt phải bằng tổng các chuyển vị trượt được lập thành một hàm
của g/Sa và không phụ thuộc vào tần số tự nhiên của công trình. Kết quả được thể
hiện ở Hình 2.5.
Hình 2.6 Chuyển vị của vật dụng, CNSD, với nhiều hệ số ma sát khác nhau,
g/Sa, và tần số tự nhiên T, với kích động nền dưới dạng xung
11
Nghiên cứu gần đây của H. Riley–Smith et al (2014) “Buiding contents sliding
demand – analytical studies of contents in elastic, MDOF structure”, đã xây dựng
mô hình trượt có cản bằng cách thêm một phần tử hở vào mô hình. Phần tử hở có độ
cứng kéo bằng 0 và độ cứng chịu nén bằng vô cùng và có tác dụng ngăn sự trượt
của đồ vật theo hướng ngược lại. (Hình 2.6).
Hình 2.7 Mô hình được mô phỏng trong Opensees
Trong nghiên cứu H.Riley-Smith có xét đến ảnh hưởng những đáp ứng sàn lên
sự trượt của đồ vật trong hệ có năm bậc tự do. Tác giả đã đưa ra hai bước để tính
toán trong hệ có 5 bậc tự do được mô phỏng như Hình 2.7a.
Bước thứ nhất, từ mô hình năm bậc tự do chịu dao động nền xác định được lịch
sử của gia tốc và vận tốc trên từng sàn. Bước thứ hai tính toán các đáp ứng của vật
dụng. Lịch sử gia tốc sàn ở mỗi tầng được tính toán ở bước thứ nhất được đặt vào
mô hình của đồ vật Hình 2.7b. Từ đó, xác định được các đáp ứng của vật dụng (gia
tốc, vận tốc, chuyển vị của vật dụng).
(b) mô hình vật dụng trên sàn chịu (a) mô hình kết cấu 5 tầng chịu
các đặc trưng dao động sàn dao động nền
Hình 2.8 Hai bước giải xác định đáp ứng của vật dụng trong hệ 5 bậc tự do
12
Sau khi tính toán, tác giả đã đưa ra được các thành phần ảnh hưởng đến sự trượt
của đồ vật. H.Riley-Smith cho rằng gia tốc đỉnh của sàn tổng (PTFA) quyết định
điều kiện ban đầu của sự trượt, vận tốc đỉnh của sàn tổng (PTFV) ảnh hưởng đến độ
lớn của chuyển vị, tác giả đưa ra một hệ số gọi là vận tốc đỉnh của sàn hiệu chỉnh
(MPTFV) được tính theo công thức:
(1-3) [5]
(b) Hệ có cản (a) Hệ không cản
Hình 2.9 Quan hệ giữa MPFTV và chuyển vị trượt lớn nhất của vật dụng
Ngoài ra, một số tiêu chuẩn kháng chấn bao gồm Eurocode 8, NZL 1170.5, cũng
đưa ra những phương pháp đơn giản để đánh giá chuyển vị của vật dụng. Những
phương pháp này quan tâm đến những thành phần như khối lượng của vật dụng, gia
tốc của sàn các tầng, chu kỳ của công trình, điều kiện đất nền, hệ số tầm quan trọng
của công trình.
Tóm lại, các nghiên cứu của R.English et al (2012) và S.L.Lin et al (2013) chỉ
nghiên cứu ở những mô hình đơn giản hệ một hoặc hai bậc tự do, mang tính đánh
giá định lượng về chuyển vị trượt của vật dụng dưới tác động của chuyển động nền.
Hầu như các nghiên cứu chưa xét được các nguyên nhân từ đặc trưng dao động của
sàn (gia tốc, vận tốc, chuyển vị) trong hệ nhiều bậc tự do. Nghiên cứu của H.Riley–
Smith et al (2014), có xét đến hệ nhiều bậc tự do và đưa ra được sự ảnh hưởng của
các đáp ứng của sàn khi chịu dao động nền lên sự trượt của vật dụng. Tuy nhiên,
13
nghiên cứu chỉ xét ở một hệ năm bậc tự do với mô hình đơn giản (mô hình “C-
structure”) chưa khảo sát trong các khung nhà có số tầng khác nhau, trong hệ cô lập
móng và chưa xét đến chuyển vị đứng của các sàn khi chịu dao động nền. Vì vậy,
để hiểu được rõ hơn về sự trượt của vật dụng trong một công trình cụ thể để có thể
đưa ra những kết luận về sự trượt này là hợp lý.
Cô lập móng là một biện pháp hiệu quả nhằm giảm sự hư hỏng cho kết cấu,
những thành phần phi kết cấu và đồ vật trong nhà khi có động đất xảy ra. Ý tưởng
của phương pháp này là ngăn cách hay cô lập hệ kết cấu với đất nền bằng các chi
tiết mềm dẻo được gọi là thiết bị cô lập móng (Isolation) (Hình 3.9). Nó làm giảm
cơ năng truyền vào hệ kết cấu khi động đất xảy ra.
Hình 2.10 Mô hình cô lập móng móng
Năng lượng truyền vào hệ giảm dẫn đến các phản ứng của hệ cũng giảm, làm
các chuyển vị tương đối, chuyển vị tuyệt đối, vận tốc và gia tốc do đó cũng giảm
theo (Hình 2.10).
Hình 2.11 Biến dạng của hệ móng ngàm và các hệ cô lập móng
14
Để hệ cô lập móng chịu được các lực ngang nhỏ (như lực gió) mà không sinh ra
chuyển vị ngang đáng kể, vì vậy các thiết bị Cô lập móng thường được chế tạo với
độ cứng ban đầu lớn. Độ cứng ban đầu làm giảm độ mềm dẻo của thiết bị cô lập và
do đó nó ảnh hưởng tới sự cô lập. Ứng xử trễ một phương lý tưởng (lực và chuyển
vị) theo phương ngang của thiết bị cô lập được biểu diễn ở Hình 2.11.
Hình 2.3 Ứng xử trễ một phương lý tưởng theo phương ngang
Vòng lặp trễ của thiết bị cô lập do thấy rằng cơ năng bị tiêu tán khi lực cản xuất
hiện trong hệ cô lập.
Trong ngành kỹ thuật động đất khi hệ số chu kỳ tự nhiên kéo dài ra có nghĩa là
nó chuyển sang vùng có gia tốc nhỏ hơn trong phổ thiết kế (Hình 3.12(a)). Gia tốc
phổ thiết kế giảm sẽ dẫn đến giảm lực quán tính của kết cấu phần trên thiết bị cô lập
do đó làm giảm tổn hại. Tuy nhiên sẽ làm tăng chuyển vị tuyệt đối giữa đất nền và
hệ cô lập khi chịu động đất (Hình 3.12(b)).
Hình 2.4 Thiết kế điển hình phổ gia tốc và chuyển vị
15
Một khía cạnh quan trọng nữa của hệ cô lập móng là các mode của hệ cô lập
cũng bị điều chỉnh mà trong đó sự góp phần của các mode dao động cao hơn đến
phản ứng của hệ cô lập do kích động ngắn của động đất sẽ nhỏ đi.
Trước tình hình trên để hiểu rõ hơn về ứng xử trượt của vật dụng trong công
trình đã thúc đẩy việc nghiên cứu các nguyên nhân của nó ngày càng kỹ hơn.
Hệ cô lập bảo vệ công trình khỏi bị hư hỏng nặng do ảnh hưởng của động đất
bằng cách “tách rời” phần kết cấu bên trên và nền móng bên dưới. Mặc dù ý tưởng
này đã được đề cập tới cách đây hơn 100 năm, tuy nhiên, trong những năm gần đây,
sự cô lập dao động ngày càng được ứng dụng nhiều cho nhà cao tầng và công trình
cầu trong vùng động đất cao. Mục đích của sự cô lập nhằm tách rời hoặc hạn chế
việc truyền lực động vào kết cấu bằng cách sử dụng một vài dạng gối đỡ mềm đặt ở
đáy móng. Các gối này làm cho tần số dao động riêng của kết cấu thấp hơn tần số
riêng của kết cấu khi ngàm chặt ở đáy móng, và thấp hơn nhiều so với tần số dao
động của động đất. Từ đó chu kỳ dao động của kết cấu lớn hơn chu kỳ dao động của
động đất nên tránh được hiện tượng cộng hưởng. Mode dao động thứ nhất của kết
cấu bị cô lập, liên quan biến dạng chỉ trong hệ cô lập, kết cấu bên trên vẫn đảm bảo
còn cứng. Những mode cao hơn sẽ tạo ra biến dạng bên trong kết cấu trực giao với
mode thứ nhất. Những mode cao hơn này không tham gia vào sự chuyển động, vì
thế nếu động đất có năng lượng cao ứng với những tần số cao hơn này, năng lượng
không truyền vào kết cấu. Ngoài ra, các gối đỡ của hệ cô lập còn cung cấp một tính
cản lớn hơn so với tính cản của kết cấu nguyên thủy. Điều này rất có ý nghĩa trong
việc giảm phản ứng của kết cấu; bởi vì độ cứng của hệ cô lập thấp có thể gây ra
chuyển vị tương đối của công trình so với mặt đất lớn nhất là khi động đất có cường
độ cao, do đó bản than hệ cô lập phải có khả năng tiêu tán năng lượng để làm giảm
biến dạng tại đáy móng. Để tang tính cản, vài năm gần đây, ở Nhật Bản và Mỹ,
người ta kết hợp giữa tấm đệm đàn hồi nhiều lớp với một hay một số loại thiết bị
cản trễ, hoặc sử dụng tấm đệm lõi chì (Lead Rubber Bearing, LRB) có tác dụng làm
tắt nhanh dao động ở đáy móng.
Việc nghiên cứu về sự phát triển của tấm đệm cao su thiên nhiên cho công trình
bị cô lập động đất đã được nghiên cứu từ năm 1975 tại trung tâm nghiên cứu động
16
đất (Earthquake Engineering Research Center, EERC) của Đại học Berkeley tại
California
Việc chế tạo các tấm đệm cô lập bằng cao su này bằng cách cho cao su lưu hóa
kết dính với các tấm thép được dát mỏng để gia cường. Các tấm đệm này rất cứng
theo phương đứng và rất mềm theo phương ngang. Dưới tải trọng động đất, tấm
đệm này cô lập công trình theo thành phần ngang của chuyển vị mặt đất trong khi
thành phần thẳng đứng truyền vào kết cấu không thay đổi. Mặc dù gia tốc theo
phương đứng không ảnh hưởng công trình, tấm đệm cũng cô lập công trình do
những dao động tần số cao theo phương đứng được phát sinh bởi xe cộ lưu thông
trên đường.
Một phương pháp cô lập dao động khác là sử dụng các tấm đệm trượt. Hệ này
được thực hiện nhằm giới hạn lực cắt truyền vào kết cấu thông qua các mặt trượt cô
lập, thường đặt ở các tầng trệt. Phương pháp này được áp dụng thành công từ xa
xưa trong các ngôi đền Parthenon kiến trúc cổ chống động đất. Các nhà xây dựng
Hy lạp cổ khoảng 400 năm trước công nguyên đã nhận ra tầm quan trọng của các
ngôi đền nổi tiếng khi chịu tải trọng ngang, bằng cách kết hợp các chốt kim loại
khớp với nhau để có liên kết với các khối cột lăng trụ bằng đá khi lắp các đoạn cột.
Các ngôi đền ở Hy Lạp, chẳng han như đền Perthenon các cột được gắn bằng các
chốt sắt được bọc chì bên trong nhằm đạt được mục đích trên. Các đĩa đá hoa cương
đặt tại các chân cột có thể trượt theo phương ngang khi động đất, trong khi vẫn duy
trì khả năng chịu tải trọng đứng tác động trên kết cấu. Trong suốt quá trình chuyển
động này, lực cắt được truyền vào lõi chì và sự cản ma sát được phát sinh giữa hai
đĩa đá hoa cương tạo ra cơ cấu tiêu tán năng lượng. Thiết bị gia tang độ cứng và
tính cản, sử dụng một số tấm thép cùng chịu sự uốn dẻo khi được ghép nối để chịu
cắt. Hầu như khi chịu động đất biến dạng dẻo sẽ được phân phối sang thiết bị gia
tang độ cứng và tính cản, do đó hư hỏng công trình bị giới hạn. Các thiết bị này
hiện nay được sử dụng ở Nhật Bản và New Zealand.
Hiện nay, việc ứng dụng hệ cô lập móng đã được thực hiện ở một số công trình
trên thế giới như:
17
Hình 2.5 Apple Towers Senda
Hình 2.6 Sendai MT Building
Nguồn: photo APA Group. JAPANESE EARTHQUAKE RESISTANCE AND
SEISMIC ISOLATION TECHNOLOGIES
18
Việc nghiên cứu và ứng dụng hệ cô lập móng dao động ở Nhật Bản ngày càng
phát triển nhanh chóng, đặc biệt là sau khi công trình bị cô lập đầu tiên được hoàn
thành vào năm 1986. Mặc dù các công trình ở Nhật Bản đòi hỏi phải có sự chấp
thuận đặc biệt của Bộ Xây Dựng, thế nhưng vào tính đến năm 2003 đã có hàng
ngàn công trình sử dụng gối Isolated.
Hình 2.7 Biểu đồ số lượng công trình sử dụng gối cô lập móng
Hệ cô lập dao động tại đáy móng được phát triển rất thuận lợi ở Nhật Bản do
nhiều nguyên nhân. Việc nghiên cứu và phát triển cô lập đòi hỏi kỹ thuật cao và có
ý nghĩa đặc biệt quan trọng, các công ty xây dựng lớn đều tự tin vào kỹ thuật này,
quá trình xây dựng công trình cô lập móng là quá trình đã được tiêu chuẩn hóa và
không phức tạp. Đặc biệt, Nhật Bản là nước nằm trong vùng động đất cao đòi hỏi
người Nhật Bản phải có cuộc sống an toàn trong thời gian dài và tổn thất cho công
trình là thấp nhất.
Trận động đất Kobe năm 1995, được xem là trận động đất dữ dội nhất. Công
trình West Japan Postal Computer Center ở Sanda được xem là công trình lớn nhất
thế giới sử dụng gối cô lập móng trước 1995. Công trình này có 6 tầng với diện tích 47.000 m2 được đặt trên 120 thiết bị cô lập đàn hồi cùng với một số thiết bị cản
bằng thép hoặc chì. Công trình sau khi cô lập có chu kỳ T=3,9s cách tâm chấn động đất khoảng 30 km. Gia tốc cực đại ở các thiết bị co lập là 0,41g 9400 cm/s2) đã
19
giảm xuống do sự cô lập còn 0,31g (127 cm/s2). Sau trận động đất Kobe công trình
West Japan Postal Computer Center vân còn tồn tại trong khi các công trình lân cận
đều bị sụp đổ. Trước tình hình đó thì công trình cô lập dao động ở Nhật Bản được
phát triển một cách đáng kể.
Hình 2.8 Biểu đồ số lượng công trình sử dụng gối cô lập móng phát triển qua
các năm
Nguồn: Theo Masayoshi Nakashima
Bhuj Hospital là công trình sử dụng gối cô lập đàn hồi đầu tiên tại Nhật Bản vào
tháng 6 năm 2001 với diện tích 30,000 m2.
Luận văn “Đánh giá chuyển động trượt của vật dụng trong công trình thép theo
các đặc trưng dao động của sàn dưới tác động động đất” Nguyễn Phước Hiền –
ĐHKT (2015). Trong luận văn này tác giả sử dụng phần mềm Opensee để mô
phỏng 4 công trình thép được thiết kế bởi công ty Forel/Elsesser Engineers với số
tầng lần lượt là 3, 5 và 9 tầng ứng với 2 trường hợp ngàm cứng móng và cách ly
móng trong các cấp độ động đât khác nhau từ thấp đến cao qua quá trình nghiên cứu
tác giả đã ra được:
- Đối với mô hình có công trình ngàm cứng. Mối quan hệ giữa sự trượt của vật
dụng và vận tốc đỉnh tuyệt đối là tốt nhất so với các mối quan hệ giữa sự trượt của
vật dụng và các đặc trưng dao động còn lại của sàn. Vì vậy có thể dùng vận tốc đỉnh
tuyệt đối của sàn để đánh giá sơ bộ chuyển vị trượt của vật dụng tuân theo phân
phối đường cong parabol bậc 2. Khi cấp độ động đất càng tăng thì sự phụ thuộc của
20
chuyển vị trượt vào vận tốc đỉnh tuyệt đối của sàn càng giảm dần. Công trình càng
cao thì sự phụ thuộc vào vận tốc đỉnh tuyệt đối của sàn cả chuyển vị trượt của vật
dụng trong công trình càng tăng.
- Đối với mô hình có công trình cách ly móng. Mối quan hệ của chuyển vị
trượt vật dụng vào các đặc trưng dao động của sàn ít chặt chẽ hơn trong mô hình
ngàm cứng móng. Khi cấp độ động đất càng cao thì mối quan hệ giữa chuyển vị
trượt của vật dụng với gia tốc đỉnh tuyệt đối của sàn là tốt nhất và công trình càng
cao sự phụ thuộc của sự trượt của vật dụng vào vận tốc đỉnh tuyệt đối của sàn càng
tăng ngược lại. Công trình càng cao thì sự phụ thuộc của sự trượt của vật dụng vào
gia tốc đỉnh tuyệt đối của sàn càng giảm.
Luận văn “Khảo sát tác dụng chống động đất của hệ thống cô lập móng - BIS”
Nguyễn Văn Giang - ĐHBK (2002). Trong luận văn này tác đã nghiên cứu móng
băng có gắn thiết bị giảm chấn và 4 mô hình gối giảm chấn lõi chì.
Hình 2.18 Thông số gối cao su lõi chì
Tác giả đã đưa ra. Đối với công trình có số tầng ≤ 5, tác giả tiến hành khảo sát
ảnh hưởng của móng băng đến hiệu quả làm việc của các gối cô lập và nhận thấy
rằng. Chuyển vị và gia tốc của các móng có gối cô lập đều giảm 58.39% so với
trường hợp không cô lập. Lực cắt giảm 60.7% và phản lực nền giảm từ 54.85% đến
64.46% . Đối với những những trận động đất có chu kỳ từ 2.5s đến 3s thì thì LRB1
và LRB4 hiệu quả phản ứng không được cải thiện nữa. Vì vậy đối vơi một số trận
động đất như EI Centro thì việc chọn gối LRB2 cho việc cô lập móng cho các sơ
21
đồ trên là hiệu quả nhất. Tác giả cũng đã kết luận rằng đối với gối cao su lõi chì chỉ
phù hợp cho những công trình dưới 10 tầng.
Tương tự có một số nghiên cứu như:
Luận văn “Khảo sát khả năng giảm chấn của công trình bằng hệ cô lập móng kết
hợp với hệ cản có độ cứng biến thiên” Lê Duy Bình - ĐHBK (2009).
Luận văn “Nghiên cứu giảm chấn cho công trình chịu động đất bằng thiết bị cô
lập dao động có mặt lõm ma sát” Nguyễn Văn Nam - ĐHBK (2008).
22
Luận văn này đánh giá tính hiệu quả của hệ cách chấn đáy trong việc bảo vệ các
vật dụng trượt thông qua việc khảo sát mô hình của một công trình 5 tầng. Kết cấu
của công trình được làm bằng bê tông cốt thép. Mặt bằng của công trình giả định có
hình dạng và kích thước như trên Hình 3.1. Chiều cao mỗi tầng là 3,6 m. Khối
lượng tham gia dao động của công trình (gồm khối lượng của phần tĩnh tải tiêu chuẩn và 50% khối lượng của phần hoạt tải tiêu chuẩn) được giả sử là 1000 kg/m2.
Khi đó khối lượng tham gia dao động của mỗi tầng có giá trị như trong Bảng 3.1.
Hình 3.1 Mặt bằng của công trình giả định được khảo sát
Sàn lầu
1
2
3
4
5
Khối lượng (tấn)
255
255
255
255
255
Bảng 3.1 Khối lượng các tầng của công trình khảo sát
23
Công trình giả định này được khảo sát trong hai trường hợp: (1) ngàm ở chân
cột, gọi tắt là “công trình ngàm”, và (2) được cách chấn đáy, gọi tắt là “công trình
cách chấn”. Độ cứng và cường độ của kết cấu của công trình giả định sẽ được thiết
kế cho cả hai trường hợp nêu trên. Để đơn giản trong việc thiết kế và khảo sát, kết
cấu của công trình này được lý tưởng hóa thành một khung phẳng dạng trượt (shear
frame).
Công trình giả định nêu trên được giả sử xây dựng tại thành phố Los Angeles,
bang California, Hoa Kỳ, là một khu vực có hoạt động động đất mạnh trên thế giới.
Theo tiêu chuẩn thiết kế ASCE 7 (2010), gia tốc phổ ở chu kỳ ngắn, , và gia tốc
phổ ở chu kỳ bằng một giây, , cho khu vực này lần lượt là 1,776 g và 1,070 g. Phổ
phản ứng thiết kế ứng với các giá trị gia tốc phổ này được xây dựng theo tiêu chuẩn
ASCE 7 (2010) với loại đất nền D. Kết quả của phổ phản ứng thiết kế tính toán bên
trên được thể hiện như trên Hình 3.2. Lưu ý rằng phổ phản ứng thiết kế có giá trị
phổ ở chu kỳ ngắn là và giá trị phổ ở chu kỳ 1 giây là .
Hình 3.2 Phổ phản ứng thiết kế đàn hồi cho khu vực khảo sát
Độ cứng mỗi tầng của công trình ngàm được giả sử là bằng nhau và được lựa
chọn sao cho chu kỳ cơ bản của nó bằng 0,5 giây. Đây là cận dưới của chu kỳ
được tính toán theo công thức quen thuộc , với là số tầng, mà nhiều kỹ
24
sư hiện nay đang sử dụng. Giả thiết độ cứng của các tầng bằng nhau là phù hợp với
kết cấu bê tông cốt thép có tiết diện các cấu kiện giống nhau cho tất cả các tầng
(nhưng cốt thép có thể thay đổi). Sau khi sử dụng phương pháp thử và sửa sai (trial
and error), độ cứng mỗi tầng của công trình được xác định là . Ứng
với giá trị độ cứng này, chu kỳ tự nhiên và hình dạng của các mode của kết cấu
T = 0,5 s T = 0,173 s T = 0,110 s T = 0,085 s T = 0,082 s
u ầ l
n à S
Mode
được thể hiện như trên Hình 3.3.
Hình 3.3 Hình dạng và chu kỳ của các mode dao động của công trình ngàm
Cường độ của mỗi tầng được thiết kế dựa trên lực cắt tầng được tính toán theo
phương pháp lực tĩnh ngang tương đương.
Giá trị của hệ số lực cắt đáy đàn hồi được tính theo phổ phản ứng trên Hình 3.2
ứng với chu kỳ cơ bản là (bằng 2/3 giá trị ).
Khi đó tổng lực cắt đáy của công trình đàn hồi là:
Trong đó là tổng trọng lượng tham gia dao động của công
trình.
Lực cắt đáy này được giảm đi lần để kể đến sự làm việc phi tuyến cũng như
khả năng tăng cường độ của kết cấu. Theo ASCE 7 (2010), đối với khung bê tông
cốt thép thông thường thì . Như vậy lực cắt đáy dùng để thiết kế cường độ
của khung bê tông cốt thép là:
25
Phân phối lực cắt đáy lên các sàn của các tầng theo công thức:
∑ Với là lực tĩnh tương đương tác dụng lên sàn thứ , là cao độ của sàn thứ ,
là tổng trọng lượng tham gia dao động của tầng thứ .
Từ lực tĩnh ngang tương đương được tính như trên, ta có thể tính toán được lực
cắt tương ứng tại các tầng bằng cách cộng dồn các lực tĩnh ngang này từ tầng trên
cùng đến tầng dưới cùng. Kết quả tính toán được trình bày như trong Bảng 3.2.
Cường độ của mỗi tầng được lấy bằng với lực cắt tầng tương ứng.
Lực tĩnh ngang
Sàn lầu
Lực cắt (kN)
tương đương (kN)
1
174.226
2.613.384
2
348.451
2.439.158
3
522.677
2.090.707
4
696.902
1.568.030
5
871.128
871.128
Bảng 3.2 Lực tĩnh ngang tương đương và lực cắt tương ứng của các tầng
Trong khuôn khổ của luận văn này ta giả sử chu kỳ của kết cấu bên trên của
công trình được cách chấn bằng với chu kỳ của công trình ngàm. Điều này có thể
xảy ra khi kích thước cấu kiện và vật liệu của công trình cách chấn được lấy theo
công trình ngàm. Tuy nhiên, cường độ của kết cấu của công trình cách chấn được
thiết kế theo lực cắt tầng tương ứng của nó. Điều này có thể đạt được bằng cách
thay đổi lượng cốt thép cần thiết. Thực ra độ cứng của kết cấu bên trên của công
trình cách chấn có thể nhỏ hơn công trình ngàm, do tiết diện của nó thường bé hơn.
Tuy nhiên theo nhiều nghiên cứu trước đây thì ảnh hưởng của độ cứng của kết cấu
bên trên đến đáp ứng của kết cấu là không đáng kể (Kelly và Naeim, 1999), vì vậy
giả thiết trên đây là chấp nhận được mà không ảnh hưởng nhiều đến kết quả khảo
sát.
26
Lực cắt đáy của kết cấu cách chấn phụ thuộc vào chu kỳ hữu hiệu và tỉ số
cản hữu hiệu của hệ cách chấn. Các đại lượng hữu hiệu này được xác định từ
ứng xử của gối cách chấn như được trình bày ở mục 3.5. Giá trị của và
phụ thuộc vào mục đích thiết kế của người kỹ sư và chuyển vị tối đa cho phép của
gối cách chấn. Trong khuôn khổ của luận văn này, ta khảo sát cho nhiều hệ cách
chấn với và khác nhau. Trong đó thay đổi từ 2 giây đến 5 giây với
bước nhảy bằng 0,5 giây và thay đổi từ 0,15 đến 2,5 với bước nhảy bằng 0,25.
Tổng cộng có 35 hệ cách chấn được thiết kế và khảo sát.
Sau khi xác định được và ta có thể tính được lực cắt đáy tương ứng
theo các bước sau:
- Bước 1: Xác định giá trị của phổ gia tốc (hệ số lực cắt đáy) ứng với tại
tỉ số cản 5% (phổ thiết kế đàn hồi được xây dựng ứng với tỉ số cản này).
- Bước 2: Xác định hệ số để xét đến tỉ số cản khác với
5%.
- Bước 3: Tính hệ số lực cắt đáy ứng với tỉ số cản bằng cách chia hệ số
lực cắt đáy ở Bước 1 cho B.
- Bước 4: Tính lực cắt đáy đàn hồi theo:
- Bước 5: Chia lực cắt đáy đàn hồi cho hệ số để kể đến sự làm việc phi
tuyến của kết cấu. Đối với hệ cách chấn đáy, (ASCE7, 2010).
Lực cắt đáy tương ứng cho 35 công trình cách chấn khảo sát được trình bày trên
Bảng 3.3.
Bảng 3.3 Lực cắt đáy thiết kế cho các công trình cách chấn đáy (kN)
1.424.812 1.349.000 1.283.329 1.225.403 1.173.586
1.139.850 1.079.200 1.026.663 980.322 938.869
949.875 899.333 855.553 816.935 782.391
814.178 770.857 733.331 700.230 670.621
712.406 674.500 641.665 612.702 586.793
27
633.250 599.556 570.368 544.624 521.594
569.925 539.600 513.332 490.161 469.435
Sau khi xác định được lực cắt đáy, ta phân phối chúng lên các tầng để xác định
cường độ của mỗi tầng tương tự như đối với kết cấu của công trình ngàm.
Để xây dựng mô hình phi tuyến của kết cấu cách chấn, ta phải xác định các
thông số của gối cách chấn. Ở đây ứng xử của gối cách chấn được lý tưởng hóa
thành ứng xử đàn hồi – dẻo tái bền (elastoplastic) như trên Hình 3.4. Chu kỳ hữu
hiệu và tỉ số cản hữu hiệu ứng với chuyển vị lớn nhất của gối cách chấn được
𝑓
𝑘𝑏
𝑓𝑦 𝑄
𝑘 1
𝑢
𝑢𝑦
xác định như dưới đây.
Hình 3.4 Ứng xử đàn hồi – dẻo tái bền của gối cách chấn
Để đơn giản trong quá trình thiết kế và phân tích, người ta thường quy đổi ứng
xử phi tuyến của gối cách chấn trên Hình 3.4 thành ứng xử tuyến tính tương đương
với độ cứng hữu hiệu và tỉ số cản hữu hiệu dựa trên giai đoạn dao động
bình ổn của hệ một bậc tự do dưới tác động của tải trọng điều hòa có tần số vòng
bằng với tần số vòng của hệ tuyến tính tương đương. Khi hệ một bậc tự do
tuyến tính tương đương chịu tác dụng của tải trọng điều hòa có tần số vòng ,
phương trình chuyển động của hệ trong giai đoạn dao động bình ổn là (Chopra,
2012):
28
(3.1)
trong đó là biên độ dao động, là biến thời gian, là góc pha của dao động.
Phương trình vận tốc ̇ của hệ trong giai đoạn dao động bình ổn là:
(3.2) ̇
Khi đó phương trình của lực đàn hồi và lực cản trong hệ được tính bởi:
(3.3)
(3.4) ̇
Đồ thị biểu diễn sự biến thiên của chuyển vị , vận tốc ̇ , lực đàn hồi , lực cản
và tổng lực của hệ trong một chu kỳ được biểu diễn như trên Hình 3.5.
𝑢
𝑢0
𝑡0
𝑡0 𝑇
𝑡
𝑢̇
𝜔𝑢0
𝑡0
𝑡0 𝑇
𝑡
𝑓𝑠 𝑘𝑢
𝑘𝑢0
𝑡0
𝑡
𝑡0 𝑇
𝑓𝐷 𝑐𝑢̇
𝑐𝜔𝑢0
𝑡0
𝑡0 𝑇
𝑡
29
Hình 3.5 Sự biến thiên của chuyển vị ( , vận tốc ̇ , lực đàn hồi ( và lực
cản ( ) của hệ một bậc tự do trong một chu kỳ dao động bình ổn
Đồ thị biểu diễn sự biến thiên của lực đàn hồi theo chuyển vị trong một chu kỳ
được biểu diễn như trên Hình 3.6a. Đồ thị trên Hình 3.6b biểu diễn sự biến thiên
của lực cản theo chuyển vị trong chu kỳ này. Quan hệ giữa lực tổng và
chuyển vị của hệ trong một chu kỳ được biểu diễn trên Hình 3.6c. Đây là vòng lặp
trễ của hệ đàn hồi – nhớt tuyến tính tương đương trong một chu kỳ.
𝑓𝑠 𝑘𝑢
𝑓𝐷 𝑐𝑢̇
𝑓 𝑓𝑠 𝑓𝐷
𝑢
𝑢
𝑢
30
b) Lực cản nhớt c) Lực tổng a) Lực đàn hồi
Hình 3.6 Quan hệ giữa lực và chuyển vị trong hệ đàn nhớt tuyến tính tương đương
Từ các quan hệ giữa lực và chuyển vị trên Hình 3.6. Ta thấy:
Độ cứng của hệ chính là độ cứng cát tuyến của hệ tương ứng với
chuyển vị lớn nhất :
(3.5)
với là tổng lực của hệ tại chuyển vị , lực này chính là lực đàn hồi lớn
nhất trong hệ tương đương.
Thế năng đàn hồi lớn nhất trong hệ được tính bằng:
(3.6)
Cơ năng tiêu tán trong một chu kỳ của hệ, bằng với diện tích của hình elip,
được tính bởi:
(3.7)
Các phương trình (3.5), (3.6) và (3.7) là cơ sở để xác định các thông số tuyến
tính tương đương của ứng xử đàn hồi – dẻo của gối cách chấn.
Vòng lặp trễ của ứng xử đàn hồi – dẻo của gối cách chấn trong một chu kỳ được
biểu diễn như trên Hình 3.7. Đồ thị này là sự phát triển của đồ thị trên Hình 3.4
trong một chu kỳ dao động của gối cách chấn với biên độ dao động là .
𝑓
𝑓𝑚
𝑘𝑏
𝑓𝑦 𝑄
𝑘𝑒𝑓𝑓
𝑘
𝑢𝑚
𝑢𝑦
𝑢𝑚
𝑢
31
Hình 3.7 Vòng ứng xử trễ của gối cách chấn trong một chu kỳ
Theo Hình 3.7 ta có:
Độ cứng cát tuyến của gối cách chấn ứng với chuyển vị là:
(3.8)
Cơ năng mà gối cách chấn tiêu tán được trong một chu kỳ, bằng với diện tích
hình bình hành giới hạn bởi vòng lặp trễ, là:
(3.9)
Khi quy đổi về hệ đàn hồi – nhớt tuyến tính tương đương thì cơ năng tiêu tán
trong phương trình (3.9) phải bằng với cơ năng tiêu tán trong hệ đàn nhớt tương
đương (tính theo phương trình (3.7)). Nghĩa là:
(3.10)
Như vậy hệ số cản tương đương được tính bởi:
(3.11)
Tỉ số cản tương đương của hệ tuyến tính được tính theo:
32
(3.12)
Thay (3.10) vào (3.11) ta được công thức tính tỉ số cản tương đương là:
(3.13)
Các công thức ở phương trình (3.8) và (3.13) là các công thức dùng để quy đổi
hệ đàn hồi – dẻo sang hệ đàn hồi – nhớt tuyến tính tương đương. Từ các công thức
này ta có thể thiết kế các thông số của hệ cách chấn từ chu kỳ hữu hiệu và tỉ số
cản hữu hiệu của nó theo các bước sau:
- Bước 1: Xác định trọng lượng và khối lượng của công trình.
- Bước 2: Từ chu kỳ và khối lượng , ta xác định độ cứng hữu hiệu của
hệ cách chấn theo:
(3.14)
- Bước 3: Từ chu kỳ và tỉ số cản , dựa vào phổ phản ứng thiết kế, ta
, thường lấy bằng 0,01 m.
xác định được chuyển vị lớn nhất của hệ .
- Bước 4: Giả sử
- Bước 5: Tính từ phương trình (3.13).
(3.15)
- Bước 6: Tính từ phương trình (3.8):
(3.16)
- Bước 7: Tính . Giá trị này được lấy theo đề nghị của Naeim và
Kelly (1999).
- Bước 8: Tính chuyển vị chảy theo (xem Hình 3.4):
33
. Nếu hai giá trị này khác nhau thì lấy
(3.17)
- Bước 9: Đối chiếu này với rồi lặp lại Bước 5.
- Bước 10: Tính lực chảy theo:
(3.18)
Thực hiện theo các bước tính toán này, ta xác định được các thông số cơ học của
hệ cách chấn gồm , và . Các thông số này của 35 hệ cách chấn đáy được sử
dụng để khảo sát được trình bày trong các Bảng 3.4 đến Bảng 3.6.
838.253
790.138
740.515
688.891
634.352
533.948
504.017
473.936
443.705
413.324
370.796
350.010
329.120
308.126
287.028
272.421
257.150
241.802
226.377
210.876
208.573
196.881
185.131
173.322
161.454
164.805
155.569
146.286
136.957
127.582
133.486
126.003
118.483
110.925
103.330
Bảng 3.4 Độ cứng đàn hồi của các hệ cách chấn đáy được khảo sát (kN/cm)
83.825
79.014
74.052
68.889
63.435
53.395
50.402
47.394
44.371
41.332
37.080
35.001
32.912
30.813
28.703
27.242
25.715
24.180
22.638
21.088
20.857
19.688
18.513
17.332
16.145
16.481
15.557
14.629
13.696
12.758
13.349
12.600
11.848
11.093
10.333
Bảng 3.5 Độ cứng tái bền của các hệ cách chấn đáy được khảo sát (kN/cm)
34
9
11
15
18
13
12
14
18
21
16
14
17
22
25
19
16
19
26
29
22
19
22
29
34
26
21
25
33
38
29
23
28
37
42
32
Bảng 3.6 Chuyển vị chảy của các hệ cách chấn đáy được khảo sát (mm)
Mô hình kết cấu được xây dựng trong phần mềm mô phỏng mã nguồn mở
chuyên dùng cho mô phỏng động đất là phần mềm OpenSees. Như đã giới thiệu bên
trên, kết cấu của công trình được lý tưởng hóa thành mô hình khung biến dạng cắt
(shear frame) như trên Hình 3.8. Khi xây dựng mô hình này trong OpenSees, mỗi
sàn nhà được gom lại thành một khối lượng tập trung đặt ở cao độ sàn. Các khối
lượng ở hai sàn kế tiếp nhau của một tầng được nối nhau bởi một lò xo, tượng trưng
cho độ cứng của tầng đó. Để kể đến ứng xử phi tuyến của khung, lò xo này được
mô hình bằng vật liệu có ứng xử đàn hồi – dẻo lý tưởng với độ cứng và cường độ
chảy dẻo bằng với độ cứng và cường độ của khung được thiết kế ở mục 3.3 (đối với
công trình ngàm) và mục 3.4 (đối với công trình cách chấn). Gối cách chấn trong
mô hình được mô phỏng bằng phần tử có ứng xử đàn hồi – dẻo tái bền với các tham
số của mô hình được tính toán ở mục 3.5. Hình 3.9 minh họa mô hình OpenSees
của kết cấu. File mã chương trình của các mô hình được trình bày ở Phụ Lục 1.
35
b) Công trình cách chấn a) Công trình ngàm
Khối lượng sàn
Ứng xử của khung
Ứng xử của khung
Khối lượng sàn
Ứng xử của gối cách chấn
Hình 3.8 Mô hình lý tưởng hóa của kết cấu khảo sát
a) Công trình ngàm b) Công trình cách chấn
Hình 3.9 Minh họa mô hình OpenSees của kết cấu khảo sát
36
Vật dụng trượt được xem như một khối lượng tiếp xúc với sàn nhà bằng một mô
hình ma sát có hệ số ma sát . Các nghiên cứu trước đây đã chứng minh rằng đáp
ứng chuyển vị của khối lượng khi chịu sự rung động của nền (ở đây là mặt sàn)
không phụ thuộc vào khối lượng của nó mà chỉ phụ thuộc vào hệ số ma sát của bề
mặt (Morgan, 2011, Hiền, 2015, Phúc, 2014). Trong khuôn khổ của luận văn này,
vật dụng được giả sử nặng và hệ số ma sát là . Hệ số ma sát này được
lấy theo Hiền (2015). Vật dụng được đặt trên tất cả các sàn.
Theo lập luận trên đây, trong mô hình OpenSees, vật dụng trượt sẽ được mô
phỏng bằng một khối lượng có khối lượng bằng . Khối lượng này được nối với
khối lượng chính của sàn bằng một phần tử làm việc theo kiểu cứng – dẻo lý tưởng
) . Đáp ứng chuyển vị tương đối giữa khối lượng và sàn chính là sự trượt của vật dụng. Đáp ứng chuyển vị
với giới hạn chảy là (
này cùng với gia tốc tuyệt đối của vật dụng sẽ được ghi lại trong suốt quá trình phân
tích để phục vụ cho việc so sánh.
Như đã nêu trong mục 3.2, công trình khảo sát được giả định xây dựng tại Los
Angles. Vì vậy các băng gia tốc nền sử dụng cũng phải đại diện cho hoạt động động
đất tại khu vực này. Somerville (1997) đã lựa chọn sẵn bộ gia tốc đại diện cho khu
vực này trong dự án nghiên cứu SAC Steel. Bộ gia tốc này gồm có 30 cặp băng gia
tốc đại diện cho 3 cấp độ động đất: động đất với xác suất vượt 50% trong 50 năm,
động đất với xác suất vượt 10% trong 50 năm và động đất với xác suất vượt 2%
trong 50 năm. Các cấp độ này lần lượt được gọi tắt là cấp độ 50/50, cấp độ 10/50 và
cấp độ 2/50. Chu kỳ lặp trung bình của các trận động đất ứng với các cấp độ này là
72 năm, 475 năm và 2475 năm. Luận văn này sẽ sử dụng các bộ gia tốc này để phân
tích. Ba trong số 30 băng gia tốc này được thể hiện trên Hình 3.10.
37
a) Cấp độ 50/50
b) Cấp độ 10/50
c) Cấp độ 2/50
Hình 3.10 Một số băng gia tốc điển hình
38
Hình 4.1 biểu diễn lịch sử chuyển vị của vật dụng tại tầng 5 trong công trình
ngàm và công trình cách chấn khi các công trình này chịu tác động của cùng một
băng gia tốc ở cấp độ động đất 2/50. Đồ thị này cho thấy hiệu quả rõ rệt của hệ cách
chấn đáy trong việc bảo vệ vật dụng. Đối với vật dụng trong công trình ngàm thì
chuyển vị trượt của vật dụng rất lớn vì vậy vật dụng dễ bị rơi khỏi vị trí, va chạm
vào nhau. Đối với hệ cách chấn đáy, khoảng cách trượt của vật dụng bé hơn đáng kể
so với vật dụng trong công trình ngàm.
Hình 4.1 Lịch sử đáp ứng chuyển vị của vật dụng trượt
Hình 4.2 biểu diễn giá trị trung bình của chuyển vị lớn nhất của vật dụng tại các
tầng khác nhau. Trong hình này, đường “công trình ngàm” biểu diễn giá trị trung
bình của chuyển vị lớn nhất của vật dụng trong công trình ngàm khi chịu tác động
của 10 băng gia tốc đại diện cho cấp độ động đất khảo sát. Để có được giá trị này, ta
phân tích kết cấu của công trình ngàm chịu tác động của 10 băng gia tốc đại diện
cho cấp độ động đất đang xét. Từ lịch sử trượt của vật dụng ứng với mỗi băng gia
tốc ta xác định chuyển vị trượt lớn nhất. Như vậy ta có 10 chuyển vị trượt lớn nhất
tại mỗi tầng. Lấy trung bình của 10 chuyển vị trượt lớn nhất tại mỗi tầng này ta sẽ
được một điểm trên đồ thị. Thực hiện tương tự như vậy ta sẽ được giá trị chuyển vị
trượt trung bình tại một tầng cho công trình ngàm ứng với một hệ cách chấn đáy
khác nhau. Lúc đó ta sẽ có 35 giá trị trung bình cho 35 hệ cách chấn đáy (tại 1
tầng). Lấy giá trị lớn nhất trong 35 giá trị này ta sẽ có một điểm trên đường “công
trình ngàm”. Như vậy có thể hiểu đường “công trình ngàm” là đường biểu diễn giá
39
trị lớn nhất của chuyển vị trượt trung bình của vật dụng trong số 35 hệ cách chấn
Cấp độ 50/50
Cấp độ 10/50
Cấp độ 2/50
đáy đã khảo sát.
Hình 4.2 Chuyển vị trượt trung bình của vật dụng tại các sàn lầu ứng với các cấp
độ động đất khác nhau
Các biểu đồ trên Hình 4.2 cho thấy chuyển vị trượt lớn nhất của vật dụng trong
tất cả các công trình cách chấn đáy nhìn chung đều bé hơn trong công trình ngàm,
trừ vật dụng ở tầng 5 trong trường hợp chịu động đất ở cấp độ 2/50 (có chu kỳ lặp
2475 năm). Ở các cấp độ động đất 50/50 (chu kỳ lặp 72 năm) và 10/50 (chu kỳ lặp
475 năm), tất cả các hệ cách chấn đáy đều có hiệu quả rõ rệt trong việc bảo vệ vật
dụng trượt. Trong cấp độ động đất 2/50, tất cả các hệ cách chấn đáy đều có hiệu quả
trong việc bảo vệ vật dụng trượt ở các tầng thấp. Ở các tầng cao hơn, có một số hệ
cách chấn nào đó tỏ ra không có hiệu quả (vì chuyển vị trượt của vật dụng ở đây
được lấy lớn nhất trong tất cả các hệ cách chấn đáy nên không phải tất cả các hệ đều
không hiệu quả). Sự kém hiệu quả của hệ cách chấn đáy ở đây so với công trình
ngàm có thể được giải thích là vì khi chịu tác động của động đất mạnh, các tầng
dưới của công trình ngàm sẽ làm việc phi tuyến. Lúc đó, các tầng dưới đóng vai trò
tương tự như hệ cách chấn cho các tầng bên trên. Điều này dẫn đến kết quả là đáp
ứng của vật dụng của các tầng bên trên được giảm xuống. Trong khi đó, nếu hệ cách
chấn đáy có chu kỳ hữu hiệu nhỏ (tức là độ cứng hữu hiệu lớn) thì hiệu quả cách
40
chấn của nó sẽ giảm đi. Nói cách khác, hiệu quả bảo vệ vật dụng trượt ở các tầng
cao của hệ cách chấn có chu kỳ hữu hiệu bé không vượt trội so với công trình ngàm
làm việc phi tuyến.
Để thấy rõ hơn điều này, ta hãy xét hiệu quả bảo vệ vật dụng trượt của hệ cách
chấn đáy có các chu kỳ hữu hiệu khác nhau bằng cách khảo sát chuyển vị trượt lớn
nhất của vật dụng trong các hệ này. Các biểu đồ trên Hình 4.3 cho thấy ảnh hưởng
của chu kỳ hữu hiệu và tỉ số cản hữu hiệu đến chuyển vị trượt của vật dụng tại các
sàn lầu ứng với các cấp độ động đất khác nhau. Mỗi điểm trên các biểu đồ này là
giá trị trung bình của chuyển vị trượt lớn nhất của vật dụng ở một tầng nào đó khi
chịu tác động của 10 băng gia tốc đại diện cho mỗi cấp độ động đất. Để xây dựng
các biểu đồ này, ta phân tích đáp ứng của từng hệ trong 35 hệ cách chấn đáy đã
được thiết kế ở Chương 3 chịu tác động của 30 băng gia tốc đại diện cho 3 cấp độ
động đất (10 băng cho mỗi cấp độ). Từ lịch sử chuyển vị trượt của vật dụng ở một
tầng nào đó ứng với một băng gia tốc, ta xác định chuyển vị trượt lớn nhất. Khi đó
ứng với mỗi cấp độ động đất ta sẽ có được 10 chuyển vị lớn nhất (cho vật dụng ở 1
tầng của một hệ cách chấn). Lấy trung bình của 10 chuyển vị lớn nhất này ta sẽ
được một điểm trên các biểu đồ ở Hình 4.3. Tập hợp 35 điểm của 35 hệ cách chấn
ta sẽ được một biểu đồ trong số 15 biểu đồ của hình này.
Các biểu đồ trên Hình 4.3 cho thấy ứng với một chu kỳ xác định, nhìn chung
chuyển vị trượt của vật dụng sẽ giảm khi tỉ số cản hữu hiệu tăng lên. Điều này có
thể giải thích là khi tỉ số cản tăng lên thì khả năng tiêu tán cơ năng của hệ được tăng
lên, vì vậy chuyển vị trượt của vật dụng sẽ được giảm xuống. Các đồ thị này cũng
cho thấy chuyển vị trượt của vật dụng giảm nhanh theo sự tăng của chu kỳ hữu hiệu
khi chu kỳ hữu hiệu còn bé hơn 3,5 giây. Khi chu kỳ hữu hiệu lớn hơn 3,5 giây,
chuyển vị trượt của vật dụng gần như không thay đổi theo chu kỳ và tỉ số cản hữu
hiệu. Như vậy để bảo vệ hiệu quả vật dụng trượt, ta không cần thiết phải tăng chu
kỳ hữu hiệu của hệ lên quá 3,5 giây.
Hình 4.4 biểu diễn giá trị trung bình của chuyển vị trượt lớn nhất của vật dụng
trong công trình ngàm móng và công trình cách chấn đáy ứng với các cấp độ động
đất khác nhau. Chu kỳ hữu hiệu và tỉ số cản hữu hiệu của của hệ cách chấn đáy
41
trong trường hợp này là và . Biểu đồ trên hình này cho thấy
Cấp độ 50/50
Cấp độ 10/50
Cấp độ 2/50
Lầu 5
Lầu 4
Lầu 3
Lầu 2
Lầu 1
hiệu quả rõ rệt của hệ cách chấn đáy trong việc bảo vệ vật dụng trượt.
Hình 4.3 Ảnh hưởng của chu kỳ hữu hiệu và tỉ số cản hữu hiệu đến chuyển vị trượt
trung bình của vật dụng tại các sàn lầu ứng với các cấp độ động đất khác nhau
42
Hình 4.4 Chuyển vị trượt trung bình của vật dụng tại các sàn lầu ứng với các cấp
độ động đất khác nhau khi và
43
Luận văn này khảo sát hiệu quả của hệ cách chấn đáy trong việc bảo vệ vật dụng
trượt trong công trình chịu động đất thông qua việc khảo sát đáp ứng trượt của vật
dụng trong các công trình giả định 5 tầng. Công trình 5 tầng này được thiết kế cho
hai trường hợp: ngàm ở móng và cách chấn đáy. Trong trường hợp sử dụng hệ cách
chấn đáy, công trình được thiết kế cho tổng cộng 35 hệ cách chấn đáy ứng với các
chu kỳ hữu hiệu và tỉ số cản hữu hiệu khác nhau. Chu kỳ hữu hiệu sử dụng trong
luận văn này thay đổi từ 2 giây đến 5 giây với bước nhảy 0,5 giây (tổng cộng có 7
chu kỳ). Tỉ số cản hữu hiệu thay đổi từ 0,15 đến 0,25 với bước nhảy bằng 0,025
(tổng cộng có 5 tỉ số cản).
Mô hình kết cấu của hệ được lý tưởng hóa thành dạng khung chịu biến dạng cắt
(shear frame) và được mô hình trong phần mềm mô phỏng OpenSees. Có 30 băng
gia tốc đại diện cho ba cấp độ động đất đã được sử dụng làm dữ liệu đầu vào cho
việc phân tích. Các cấp độ động đất được quan tâm là: cấp độ động đất có xác suất
vượt là 50% trong 50 năm (ứng với chu kỳ lặp 72 năm), cấp độ động đất có xác suất
vượt là 10% trong 50 năm (ứng với chu kỳ lặp 475 năm) và cấp độ động đất có xác
suất vượt là 2% trong 50 năm (ứng với chu kỳ lặp 2475 năm).
Từ kết quả khảo sát, ta rút ra được các kết luận quan trọng sau:
1. Hiệu quả bảo vệ vật dụng trượt của hệ cách chấn phụ thuộc vào chu kỳ hữu
hiệu và tỉ số cản hữu hiệu của nó. Chu kỳ hữu hiệu và tỉ số cản hữu hiệu càng
tăng thì chuyển vị trượt càng giảm.
2. Khi chu kỳ hữu hiệu còn bé hơn 3,5 giây thì chuyển vị trượt của vật dụng
giảm nhanh khi tăng chu kỳ hữu hiệu đồng thời chuyển vị trượt phụ thuộc
khá mạnh vào tỉ số cản hữu hiệu. Khi chu kỳ hữu hiệu của hệ cách chấn lớn
hơn 3,5 giây thì chuyển vị trượt phụ thuộc rất ít vào chu kỳ và tỉ số cản.
3. Với công trình đã khảo sát thì khi sử dụng hệ cách chấn có chu kỳ hữu hiệu
là 3,5 giây thì vật dụng gần như không bị trượt dưới tác dụng của cả ba cấp
độ động đất đã khảo sát.
Các kết luận trên đây là đúng cho mô hình đã khảo sát. Để có kết luận đáng tin
cậy hơn nhằm rút ra quy luật tổng quát thì cần khảo sát cho nhiều hệ hơn và sử dụng
mô hình kết cấu chi tiết hơn. Trong mô hình chi tiết này cần phải kể đến:
44
1. Sự làm việc không gian của kết cấu và hệ cách chấn.
2. Mô phỏng tường minh dầm và cột của công trình với các mô hình vật liệu và
phần tử hợp lý.
3. Khảo sát các loại vật dụng với các hệ số ma sát khác nhau.
45
R. English, G.A. Macrae anh R.P. Dhakal, Hysteretic Influence on Earthquake
Induced Sliding Damage of Contents, 2012.
S.L. Lin, G.A. MacRae, R.P. Dhakal & T.Z. Yeow, Building Contents Sliding
during Earthquakes, 2013.
H. Riley-Smith, E.S. Cain, T. Z. Yeow, G. A. MacRae & R.Dhakal, Building
content sliding demand – Analytical studies of contents in elastic, MDOF
structures, 2014.
N. Kani, M. Takayam and A. Wada, Performance of seismically osolated
Buidings in Japan, 2006.
M. Nakashima, A partial view of Japanese Post-Kobe seimic design
contruction practices.
S.R. Damodarasamy S. Kavitha, Structural dynamics and Aseicmic desing,
2009.
N. P. Hiền, Đánh giá chuyển động trượt của vật dụng trong công trình thép
theo các đặc trưng dao động của sàn dưới tác động động đất – ĐHKT,
2015.
N. V. Giang, Khảo sát tác dụng chống động đất của hệ thống cô lập móng –
BIS - ĐHBK, 2002.
L. D. Bình, Khảo sát khả năng giảm chấn của công trình bằng hệ cô lập móng
kết hợp với hệ cản có độ cứng biến thiên – ĐHBK, 2009.
N.V Nam, Nghiên cứu giảm chấn cho công trình chịu động đất bằng thiết bị
cô lập dao động có mặt lõm ma sát – ĐHBK, 2008.
ASCE, Mininum design loads for buildings and other structures (ASCE 7-10),
ASCE Standard, 2010.
F. Naeim and J. M. Kelly, Design of seismic isolated structures: from theory
to practice, John Wiley and Sons, Inc., 1999.
A.K. Chopra, Dynamics of Structures: Theory and Applications to Earthquake
Engineering, 4th Edition, Prentice Hall, 2012.
46
T. A. Morgan and S. A. Mahin, The use of innovative base isolation systems to
achieve complex seismic performance objectives, PEER report, 2011.
N. A. Phúc, Ảnh hưởng của chuyển vị ban đầu đến úng xử của gối cách chấn
ma sát con lắc đơn, Luận văn thạc sĩ Đại học Bách Khoa TPHCM, 2014.
P.G. Somerville, Development of ground motion time histories for phase 2 of
the FEMA/SAC Steel project, Sacramento, CA: SAC Joint Venture, 1997.
MÃ LẬP TRÌNH TCL - OPENSEES:
XÂY DỰNG VÀ KHẢO SÁT MÔ HÌNH NGHIÊN CỨU
Mô hình của kết cấu ngàm:
#
UNIT: [F] = kN, [L] = m, [M] = kg; [T] = s
wipe; # Xoa tat ca nhung mo hinh trong bo nho (neu co)
# Nhap du lieu dau vao
set HStory 3.6; # Khai bao chieu cao tang
set NFloor 5.; # Khai bao so tang bang 5
set g 9.81; # Gia toc trong truong
set w
[expr 15*10*1.5e4]; # Khai bao trong luong moi tang (N)
set m
[expr $w/$g]; # Khai bao khoi luong moi tang (kg)
set mf 1.; # Khoi luong vat dung
set mu 0.3; # He so ma sat
set kH 4.4e8; # Do cung vat lieu theo phuong ngang
set kV [expr 100.*$kH]; # Do cung vat lieu theo phuong thang dung
set unit 1e-2;
set fys1 2613384.;
set fys2 [expr $fys1*14./15];
set fys3 [expr $fys1*12./15];
set fys4 [expr $fys1*9./15];
set fys5 [expr $fys1*5./15];
#
set Event 3;
#Event 1
# set GMX "la41.acc
la43.acc la45.acc la47.acc la49.acc la51.acc la53.acc la55.acc la57.acc la59.acc";
# set dt "0.010
0.010
0.020
0.020
0.020
0.020
0.020
0.020
0.020
0.020";
#Event 2
# set GMX "la01.acc
la03.acc la05.acc la07.acc la09.acc la11.acc la13.acc la15.acc la17.acc la19.acc";
# set dt "0.020
0.010
0.010
0.020
0.020
0.020
0.020
0.005
0.020
0.020";
#Event 3
set GMX "la21.acc
la23.acc la25.acc la27.acc la29.acc la31.acc la33.acc la35.acc la37.acc la39.acc";
set dt "0.020
0.010
0.005
0.020
0.020
0.010
0.010
0.010
0.020
0.020";
# Define loops to analyze
for {set iGM 0} {$iGM < [llength $GMX]} {incr iGM} {
set chan [open [lindex $GMX $iGM] "r"];
set nSteps 0; # Number of analysis steps to perform
while {[gets $chan line] > 0} {
set nSteps [expr $nSteps+1];
};
# initialize the model
model BasicBuilder -ndm 3 - ndf 6; # Xay dung mo hinh
# Khai bao cac nut - Define nodes
for {set iFloor 1} {$iFloor <= [expr $NFloor+1]}
{incr iFloor}
{
set NodeID [expr $iFloor*10]; # Khai bao ten nut chinh (tu 10, 20,....)
set XCoord 0.; # Khai bao toa so X
set YCoord 0.; # Khai bao toa so Y
set ZCoord [expr ($iFloor-1)*$HStory]; # Khai bao toa so Z
node $NodeID $XCoord $YCoord $ZCoord; # Khai bao toa do cua cac nut chinh
if {$iFloor > 1} {
set SubNodeID [expr $iFloor*10 + 1]; # Khai bao ten nut phu (tu 11, 21,....)
node $SubNodeID $XCoord $YCoord $ZCoord;# Khai bao toa do cua cac nut
phu
}
}
# Gan khoi luong tai cac nut [#mass $nodeTag (ndf $massValues)]
for {set iFloor 2} {$iFloor <= [expr $NFloor+1]}
{incr iFloor}
{
mass [expr $iFloor*10] $m $m $m 0. 0. 0.; # Gan khoi luong cho cac san
mass [expr $iFloor*10 + 1] $mf $mf $mf 0. 0. 0.; # Gan khôi luong cho cac vat dung
}
# Dinh nghia vat lieu
uniaxialMaterial Steel01 1 $fys1 $kH 0.05;
uniaxialMaterial Steel01 2 $fys2 $kH 0.05;
uniaxialMaterial Steel01 3 $fys3 $kH 0.05;
uniaxialMaterial Steel01 4 $fys4 $kH 0.05;
uniaxialMaterial Steel01 5 $fys5 $kH 0.05;
uniaxialMaterial Elastic 6 $kV;
uniaxialMaterial Steel01 7 [expr $mf*$g*$mu] [expr $mf*$g*$mu/0.0005] 0.;
# Dinh nghia phan tu
element zeroLength 10 10 20 -mat 1 -dir 1
-doRayleigh;
element zeroLength 20 20 30 -mat 2 -dir 1
-doRayleigh;
element zeroLength 30 30 40 -mat 3 -dir 1
-doRayleigh;
element zeroLength 40 40 50 -mat 4 -dir 1
-doRayleigh;
element zeroLength 50 50 60 -mat 5 -dir 1
-doRayleigh;
#
element zeroLength 21 21 20 -mat 7 -dir 1;
element zeroLength 31 31 30 -mat 7 -dir 1;
element zeroLength 41 41 40 -mat 7 -dir 1;
element zeroLength 51 51 50 -mat 7 -dir 1;
element zeroLength 61 61 60 -mat 7 -dir 1;
# Dieu kien bien cua cac nodes
fix 10 1 1 1 1 1 1; # Dieu kien ngam tai chan cot
for {set iFloor 2} {$iFloor <= [expr $NFloor+1]}
{incr iFloor}
{
fix [expr $iFloor*10]
0 1 1 1 1 1;; # Dieu kien bien tai cac nut san
fix [expr $iFloor*10+1] 0 1 1 1 1 1;; # Dieu kien bien tai cac nut dat vat dung
}
# Eigen analysis - Phan tich mode
set EigenVal
[eigen 5]; # -genBandArpack (default), -symmBandLapack, -fullGenLapack
for {set i 0} {$i < 5} {incr i} {
puts "Omega[expr $i+1] = [lindex $EigenVal $i]"
set T [expr 2*3.1416/pow([lindex $EigenVal $i],0.5)];
puts "T[expr $i+1]=$T"
}
aaa
# Define recoder - Ghi so lieu ra files
file mkdir Output/Event$Event/fBase;
recorder Node -file Output/Event$Event/fBase/E$Event[string trimright [lindex $GMX $iGM]
".acc"]_fDisp.out -time -node 20
30
40
50
60
21
31
41
51
61 -dof 1 disp;
recorder Node -file Output/Event$Event/fBase/E$Event[string trimright [lindex $GMX $iGM]
".acc"]_fAccl.out -time -node 20
30
40
50
60
21
31
41
51
61 -dof 1 accel;
# Define earthquake excitation; #pattern UniformExcitation $patternTag $dir -accel $tsTag <-vel0
$ver0>
puts "Dynamic Analysis Ground motion = [lindex $GMX $iGM]..."
set agx "Series -dt [lindex $dt $iGM] -filePath [lindex $GMX $iGM] -factor [expr $unit]"; # Khai
bao gia toc nen theo phuong X
pattern UniformExcitation 1 1 -accel $agx; # Truyen gia toc nen X vao he
#
set ksi 0.03;
set aK [expr $ksi*0.5/3.14];
rayleigh 0. 0. 0. $aK
# Cac thuat toan
constraints Plain
numberer Plain
system BandGeneral
algorithm Newton;
integrator Newmark 0.5 0.25
analysis Transient;
analyze $nSteps [lindex $dt $iGM];
wipe; # clear previous model
};
#
UNIT: [F] = kN, [L] = m, [M] = kg; [T] = s
wipe; # Xoa tat ca nhung mo hinh trong bo nho (neu co)
set HStory 3.6; # Khai bao chieu cao tang
set NFloor 5.; # Khai bao so tang bang 5
set g 9.81; # Gia toc trong truong
set w
[expr 15*10*1.5e4]; # Khai bao trong luong moi tang (N)
set m
[expr $w/$g]; # Khai bao khoi luong moi tang (kg)
set mf 1.; # Khoi luong vat dung
set mu 0.3; # He so ma sat
set kH 4.4e8; # Do cung vat lieu theo phuong ngang
#
set unit 1e-2;
set Beta 0.2;
set PeriodList "2 2.5
3
3.5
4
4.5
5";
set fys1 "1283329
1026663
855553 733331 641665 570368 513332";
set fyb "946966
757552
631301 541120 473472 420807 378783";
set Kb1 "74051531
47393628
32912042
24180170
18513094
14628611
11848299";
#
set Event 1;
#Event 1
set GMX "la41.acc
la43.acc la45.acc la47.acc la49.acc la51.acc la53.acc la55.acc la57.acc la59.acc";
set dt "0.010
0.010
0.020
0.020
0.020
0.020
0.020
0.020
0.020
0.020";
#Event 2
# set GMX "la01.acc
la03.acc la05.acc la07.acc la09.acc la11.acc la13.acc la15.acc la17.acc la19.acc";
# set dt "0.020
0.010
0.010
0.020
0.020
0.020
0.020
0.005
0.020
0.020";
#Event 3
# set GMX "la21.acc
la23.acc la25.acc la27.acc la29.acc la31.acc la33.acc la35.acc la37.acc la39.acc";
# set dt "0.020
0.010
0.005
0.020
0.020
0.010
0.010
0.010
0.020
0.020";
#
# Define loops to analyze
for {set iGM 0} {$iGM < [llength $GMX]} {incr iGM} {
for {set iPeriod 0} {$iPeriod < [llength $PeriodList]} {incr iPeriod} {
# Nhap du lieu dau vao
set Period [lindex $PeriodList $iPeriod]; # chu ky
Mô hình của kết cấu cách chấn:
set fys2 [expr [lindex $fys1 $iPeriod]*14./15];
set fys3 [expr [lindex $fys1 $iPeriod]*12./15];
set fys4 [expr [lindex $fys1 $iPeriod]*9./15];
set fys5 [expr [lindex $fys1 $iPeriod]*5./15];
set kV
[expr [lindex $fys1 $iPeriod]*100]; # Do cung vat lieu theo phuong
thang dung
#
set chan [open [lindex $GMX $iGM] "r"];
set nSteps 0; # Number of analysis steps to perform
while {[gets $chan line] > 0} {
set nSteps [expr $nSteps+1];
};
# initialize the model
model BasicBuilder -ndm 3 - ndf 6; # Xay dung mo hinh
# Khai bao cac nut - Define nodes
for {set iFloor 1} {$iFloor <= [expr $NFloor+1]}
{incr iFloor}
{
set NodeID [expr $iFloor*10]; # Khai bao ten nut chinh (tu 10, 20,....)
set SubNodeID [expr $iFloor*10 + 1]; # Khai bao ten nut phu (tu 11, 21,....)
set XCoord 0.; # Khai bao toa so X
set YCoord 0.; # Khai bao toa so Y
set ZCoord [expr ($iFloor-1)*$HStory]; # Khai bao toa so Z
node $NodeID $XCoord $YCoord $ZCoord; # Khai bao toa do cua cac nut chinh
node $SubNodeID $XCoord $YCoord $ZCoord;# Khai bao toa do cua cac nut
phu
}
# Gan khoi luong tai cac nut [#mass $nodeTag (ndf $massValues)]
for {set iFloor 2} {$iFloor <= [expr $NFloor+1]}
{incr iFloor}
{
mass [expr $iFloor*10] $m $m $m 0. 0. 0.; # Gan khoi luong cho cac san
mass [expr $iFloor*10 + 1] $mf $mf $mf 0. 0. 0.; # Gan khôi luong cho cac vat
dung
}
# Dinh nghia vat lieu #uniaxialMaterial Steel01 $matTag $Fy $E0 $b <$a1 $a2 $a3 $a4>
uniaxialMaterial Steel01 1 [lindex $fys1 $iPeriod] $kH 0.05;
uniaxialMaterial Steel01 2 $fys2 $kH 0.05;
uniaxialMaterial Steel01 3 $fys3 $kH 0.05;
uniaxialMaterial Steel01 4 $fys4 $kH 0.05;
uniaxialMaterial Steel01 5 $fys5 $kH 0.05;
uniaxialMaterial Elastic 6 $kV;
uniaxialMaterial Steel01 7 [lindex $fyb $iPeriod] [lindex $Kb1 $iPeriod] 0.1;
uniaxialMaterial Steel01 8 [expr $mf*$g*$mu] [expr $mf*$g*$mu/0.0005] 0.;
#
## Dinh nghia phan tu
# Dinh nghia phan tu chinh
element zeroLength 11 11 10 -mat 7 -dir 1;
element zeroLength 10 10 20 -mat 1 -dir 1
-doRayleigh;
element zeroLength 20 20 30 -mat 2 -dir 1
-doRayleigh;
element zeroLength 30 30 40 -mat 3 -dir 1
-doRayleigh;
element zeroLength 40 40 50 -mat 4 -dir 1
-doRayleigh;
element zeroLength 50 50 60 -mat 5 -dir 1
-doRayleigh;
# Dinh nghia phan tu gan vat dung
element zeroLength 21 21 20 -mat 8 -dir 1;
element zeroLength 31 31 30 -mat 8 -dir 1;
element zeroLength 41 41 40 -mat 8 -dir 1;
element zeroLength 51 51 50 -mat 8 -dir 1;
element zeroLength 61 61 60 -mat 8 -dir 1;
# Dinh nghia phan tu phu
# Dieu kien bien cua cac nodes
fix 11 1 1 1 1 1 1; # Dieu kien ngam tai chan mong goi cach chan
fix 10 0 1 1 1 1 1; #
for {set iFloor 2} {$iFloor <= [expr $NFloor+1]}
{incr iFloor}
{
fix [expr $iFloor*10]
0 1 1 1 1 1;; # Dieu kien bien tai cac nut san
fix [expr $iFloor*10+1] 0 1 1 1 1 1;; # Dieu kien bien tai cac nut dat vat dung
}
# Eigen analysis - Phan tich mode
set EigenVal
[eigen 3]; #
-genBandArpack
(default),
-symmBandLapack,
-
fullGenLapack
for {set i 0} {$i < 3} {incr i} {
puts "Omega[expr $i+1] = [lindex $EigenVal $i]"
set T [expr 2*3.1416/pow([lindex $EigenVal $i],0.5)];
puts "T[expr $i+1]=$T"
}
# Define recoder - Ghi so lieu ra files
file mkdir Output/Event$Event/Beta$Beta;
recorder Node -file Output/Event$Event/Beta$Beta/E$Event[string
trimright [lindex
$GMX $iGM] ".acc"]_T[expr $Period]_iDisp.out -time -node 20
30
40
50
60
21
31
41
51
61 -dof 1 disp;
recorder Node -file Output/Event$Event/Beta$Beta/E$Event[string
trimright [lindex
$GMX $iGM] ".acc"]_T[expr $Period]_iAccl.out -time -node 20
30
40
50
60
21
31
41
51
61 -dof 1 accel;
# Define earthquake excitation; #pattern UniformExcitation $patternTag $dir -accel $tsTag
<-vel0 $ver0>
puts "Dynamic Analysis... Ground motion = [lindex $GMX $iGM], Period = [lindex
$PeriodList $iPeriod]"
set agx "Series -dt [lindex $dt $iGM] -filePath [lindex $GMX $iGM] -factor [expr $unit]";
# Khai bao gia toc nen theo phuong X
pattern UniformExcitation 1 1 -accel $agx; # Truyen gia toc nen X vao he
# Cac thuat toan
constraints Plain
numberer Plain
system BandGeneral
algorithm NewtonLineSearch;
integrator Newmark 0.5 0.25
analysis Transient;
analyze $nSteps [lindex $dt $iGM];
wipe;
}
};
# End Code
