Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Phân tích ảnh hưởng của bể nước đến mức độ giảm chấn của nhà cao tầng chịu động đất

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

TRỊNH THỊ HOA

PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA BỂ NƯỚC

ĐẾN MỨC ĐỘ GIẢM CHẤN CỦA NHÀ CAO TẦNG CHỊU ĐỘNG ĐẤT

LUẬN ÁN TIẾN SĨ

Hà Nội, 2022

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

TRỊNH THỊ HOA

PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA BỂ NƯỚC ĐẾN MỨC ĐỘ GIẢM CHẤN CỦA NHÀ CAO TẦNG CHỊU ĐỘNG ĐẤT Ngành: Kỹ thuật Xây dựng Công trình đặc biệt Mã số: 9580206

LUẬN ÁN TIẾN SĨ

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

1. PGS.TS. Nguyễn Thị Tuyết Trinh 2. GS. TS. Nguyễn Tiến Chương

Hà Nội, 2022

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi. Các số liệu, kết

quả nêu trong luận án là trung thực và chưa được ai công bố trong bất kỳ công trình

nào khác.

Hà Nội, ngày 12 tháng 10 năm 2022

Tác giả

Trịnh Thị Hoa

LỜI CẢM ƠN

Trong suốt quá trình học tập và nghiên cứu, được sự giúp đỡ của quý thầy,

cô Trường Đại học Giao thông vận tải, tác giả đã hoàn thành luận án tiến sĩ kỹ

thuật: “Phân tích ảnh hưởng của bể nước đến mức độ giảm của chấn nhà cao tầng

chịu động đất”. Tác giả xin chân thành cảm ơn Ban Giám hiệu, Phòng đào tạo Sau

đại học, Khoa Công trình, Bộ môn Công trình Giao thông Thành Phố và Công trình

thủy, các cán bộ và toàn thể quý thầy cô tham gia giảng dạy đã tận tình giúp đỡ, tạo

điều kiện thuận lợi cho tác giả trong quá trình học tập chương trình đào tạo Nghiên

cứu sinh. Đây là một trong những cơ hội quý báu nhất mà tác giả từng có được.

Tác giả mong muốn bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến PGS.TS. Nguyễn Thị

Tuyết Trinh và GS.TS. Nguyễn Tiến Chương là hai Thầy, Cô đã trực tiếp hướng

dẫn và đi cùng tác giả trên chặng đường vừa qua để tác giả hoàn thành được Luận

án này. Hai Thầy, Cô đã tạo điều kiện tốt nhất và nhanh chóng nhất giúp đỡ tác giả.

Và trên hết hai Thầy, Cô đã truyền thụ một tinh thần hăng say làm việc để tác giả có

thể tiếp tục cố gắng cho những nghiên cứu trong tương lai. Tác giả xin gửi lời cảm ơn đến Bộ môn Kết cấu – Vật liệu, Bộ môn Xây dựng Dân dụng & Công nghiệp,

Khoa Công trình, và Trường Đại học Công nghệ Giao thông vận tải đã luôn tại điều

kiện giúp đỡ để tác giả hoàn thành được Luận án.

Tác giả muốn dành cho Cha Mẹ mình lòng kính trọng thiết tha vì những gì Cha,

Mẹ đã hy sinh dành cho các con. Những lời dạy của Cha, Mẹ đã làm hành trang cho tác

giả bước vào cuộc sống với quyết tâm cao nhất để đi đến ngày hôm nay.

Và cuối cùng, tác giả muốn gửi lời cảm ơn đến Người Bạn Đời của mình.

Người luôn động viên tác giả cố gắng không ngừng nghỉ trong từng giai đoạn làm

Luận án, đặc biệt trong những lúc gặp khó khăn nhất.

Trong quá trình làm nghiên cứu Luận án, chắc chắn không tránh khỏi những

sai sót hay khiếm khuyết. Cho nên tác giả mong muốn nhận được lời góp ý chân

thành của tất cả thầy, cô hay độc giả để Luận án này có thể được hoàn thiện hơn.

Tác giả

Trịnh Thị Hoa

iii

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN ....................................................................................................... i

LỜI CẢM ƠN ............................................................................................................ ii

MỤC LỤC ................................................................................................................. iii

DANH MỤC HÌNH ẢNH ........................................................................................ vi

DANH MỤC BẢNG BIỂU ...................................................................................... xi

DANH MỤC CHỮ VIẾT TẮT, VÀ CÁC KÝ HIỆU ............................................ xiii

MỞ ĐẦU ..................................................................................................................... 1

1. Tính cấp thiết của đề tài ...................................................................................... 1

2. Tên và mục tiêu nghiên cứu của Luận án ........................................................... 3

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu ...................................................................... 3

4. Phương pháp nghiên cứu .................................................................................... 3

5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của nghiên cứu ................................................... 3

6. Cấu trúc của Luận án .......................................................................................... 4

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU VÀ ỨNG DỤNG BỂ CHỨA

CHẤT LỎNG ĐẾN MỨC ĐỘ GIẢM CHẤN CHO KẾT CẤU NHÀ CAO

TẦNG CHỊU TÁC DỤNG CỦA ĐỘNG ĐẤT ......................................................... 5

1.1. Các tác động gây ra dao động cho kết cấu nhà cao tầng ................................. 5

1.1.1. Tác động do động đất ............................................................................... 6

1.1.2. Tác động do gió ........................................................................................ 7

1.2. Biện pháp giảm dao động cho kết cấu nhà cao tầng dưới tác dụng của động đất 10

1.2.1. Giảm chấn theo cơ chế hoạt động .......................................................... 10

1.2.2. Giảm chấn theo các giải pháp giảm dao động ........................................ 12

1.2.2.1. Giải pháp cách chấn ........................................................................ 12

1.2.2.2. Giải pháp giảm chấn ........................................................................ 13

1.3. Bể nước trên các tòa nhà cao tầng và tác dụng giảm chấn ........................... 15

1.3.1. Vai trò của bể nước đối với tòa nhà cao tầng ......................................... 15

1.3.2. Khái niệm hệ giảm chấn chất lỏng ......................................................... 16

1.3.3. Phân loại hệ giảm chấn chất lỏng ........................................................... 16

1.4. Tình hình nghiên cứu và ứng dụng hệ giảm chấn chất lỏng .......................... 21

1.4.1. Tình hình nghiên cứu hệ giảm chấn chất lỏng ....................................... 21

1.4.2. Tình hình ứng dụng hệ giảm chấn chất lỏng .......................................... 32

1.5. Kết luận chương 1 .......................................................................................... 35

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT PHÂN TÍCH CHUYỂN ĐỘNG CỦA BỂ

CHỨA CHẤT LỎNG TRÊN CÔNG TRÌNH CHỊU ĐỘNG ĐẤT ........................ 37

2.1. Cơ chế hoạt động của hệ giảm chấn chất lỏng TLD ...................................... 37

2.2. Cơ sở lý thuyết phân tích cho hệ một bể ....................................................... 38

2.2.1. Tương tác giữa sóng chất lỏng và thành bể chứa. .................................. 38

2.2.2. Cơ sở lý thuyết phân tích chung cho các dạng bể chứa. ........................ 39

2.2.3. Cơ sở lý thuyết phân tích cho bể chứa dạng hình chữ nhật .................... 42

2.3. Cơ sở lý thuyết phân tích cho hệ nhiều bể ..................................................... 44

2.4. Cơ sở lý thuyết phân tích gối liên kết giữa bể chứa chất lỏng và kết cấu ..... 46

2.5. Các dạng mô hình phân tích bể chứa chất lỏng ............................................. 52

2.5.1. Mô hình phân tích của Sun (Mô hình sử dụng phương trình động lực

học chất lỏng) ................................................................................................... 52

2.5.2. Mô hình phân tích của Yu (Mô hình qui đổi khối lượng tương đương) 56

2.6. Các phương pháp phân tích bể chứa chất lỏng .............................................. 60

2.6.1. Phương pháp giải tích sử dụng mô hình hệ giảm chấn khối lượng

tương đương (TMD) của Housner và Haroun. ................................................. 60

2.6.2. Phương pháp thí nghiệm thực nghiệm ................................................... 62

2.6.3. Phương pháp phần tử hữu hạn ................................................................ 63

2.7. Kiểm chứng phương pháp PTHH để phân tích bể chứa chất lỏng qua mô

hình thí nghiệm ..................................................................................................... 65

2.7.1. Mô hình thí nghiệm của Luboya ............................................................ 65

2.7.2. Mô hình tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn .......................... 67

2.7.3. Kết quả phân tích kết cấu khung dưới tác dụng của tải điều hòa ........... 70

2.8. Kiểm chứng phương pháp PTHH để phân tích bể chứa chất lỏng qua mô

hình đề xuất của Houner và Haroun ..................................................................... 72

2.8.1. Xác định tần số dao động của sóng chất lỏng trong bể chứa ................. 74

2.8.2. Xác định giá trị lực cắt đáy bể dưới tác dụng của tải trọng điều hòa ..... 76

2.8.3. Nhận xét phương pháp phân tích bể chứa chất lỏng .............................. 79

2.9. Kết luận chương 2 .......................................................................................... 80

CHƯƠNG 3 PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG BỂ NƯỚC ĐẾN MỨC ĐỘ GIẢM

CHẤN CHO KẾT CẤU DƯỚI TÁC DỤNG CỦA ĐỘNG ĐẤT ........................... 82

3.1. Mục tiêu phân tích ......................................................................................... 82

3.2. Xây dựng phương pháp phân tích .................................................................. 83

3.2.1. Hàm hiệu quả .......................................................................................... 83

3.2.2. Mô hình phân tích ................................................................................... 83

3.2.3. Tác dụng của động đất ............................................................................ 85

3.2.4. Phương pháp tính toán ............................................................................ 86

3.3. Phân tích ảnh hưởng của bể nước theo các tham số ...................................... 88

3.3.1. Ảnh hưởng kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể ................... 88

3.3.2. Ảnh hưởng của số lượng bể đến mức độ giảm chấn ............................ 104

3.4. Ảnh hưởng của gối liên kết giữa bể nước và kết cấu đến mức độ giảm chấn .... 110

3.4.1. Lựa chọn số liệu phân tích .................................................................... 111

3.4.2. Ảnh hưởng của gối liên kết giữa bể nước và kết cấu ........................... 113

3.5. Kết luận chương 3 ........................................................................................ 119

CHƯƠNG 4 NGHIÊN CỨU ÁP DỤNG BỂ NƯỚC ĐỂ GIẢM CHẤN CHO

KẾT CẤU NHÀ CAO TẦNG DƯỚI TÁC DỤNG CỦA ĐỘNG ĐẤT ............... 121

4.1. Lựa chọn kết cấu nhà cao tầng ..................................................................... 121

4.2. Xây dựng mô hình phân tích ảnh hưởng của bể nước đến tòa nhà cao tầng123

4.2.1. Đề xuất mô hình ................................................................................... 123

4.2.2. Xác định các thông số của mô hình ...................................................... 124

4.3. Nghiên cứu ảnh hưởng của bể nước đến nhà cao tầng khi chịu động đất ... 131

4.3.1. Số liệu động đất .................................................................................... 131

4.3.2. Ứng xử của kết cấu nhà cao tầng khi không đặt bể chứa nước ............ 131

4.3.3. Ứng xử của tòa nhà cao tầng khi đặt bể nước ...................................... 134

4.3.4. Hiệu quả của vị trí đặt bể nước đến mức độ giảm chấn cho tòa nhà

khi chịu động đất ............................................................................................ 137

4.4. Kết luận chương 4 ........................................................................................ 141

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ................................................................................. 142

DANH MỤC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ .................................. 146

TÀI LIỆU THAM KHẢO ....................................................................................... 147

PHỤ LỤC TÍNH TOÁN ......................................................................................... 157

Hình 1.1. Sơ đồ phân loại hệ giảm chấn theo cơ chế hoạt động ..................... 12

Hình 1.2.Thiết kế cách ly công trình với nền bởi thiết bị gối liên kết [21] ... 13

Hình 1.3. Sự làm việc của kết cấu dưới tác động của động đất khi liên kết

cứng với nền và khi cách ly với nền [21] ....................................... 13

Hình 1.4. Hệ giảm chấn khối lượng TMD áp dung cho công trình nhà nhiều

tầng [22] .......................................................................................... 14

Hình 1.5. Hệ giảm chấn chất lỏng TLD lặp đặt cho kết cấu nhà nhiều tầng [23] 14

Hình 1.6. Hình ảnh vị trí đặt bể chứa nước trên tòa nhà cao tầng .................. 15

Hình 1.7. Sơ đồ phân loại hệ thống thiết bị giảm chấn chất lỏng [27] ........... 16

Hình 1.8. Các hình dạng cơ bản của bể chứa chất lỏng đáy phẳng ................ 18

Hình 1.9. Hệ giảm chấn chất lỏng dạng đáy dốc [27].................................... 19

Hình 1.10. Hệ giảm chấn chất lỏng dạng cột [27] .......................................... 20

Hình 1.11.Van giảm chấn chất lỏng hỗn hợp (lai) [33] .................................. 20

Hình 1.12.Thiết bị MCC Aqua Damper ở tòa nhà Gold Tower [76] ............. 32

Hình 1.13. Toà nhà Comcast với TLD có 1.1 triệu lít nước [77] ................... 33

Hình 1.14. Thiết bị TLD ở Shin Yokohama Tower [2] .................................. 34

Hình 1.15. Cầu Bãi Cháy với hệ MTLD [71] ................................................. 34

Hình 1.16. Toà nhà Gama với mô hình TLD thí nghiệm ............................... 35

Hình 2.1. Cơ chế hoạt động của hệ giảm chấn chất lỏng (TLD) [85] ............ 37

Hình 2.2. Dao động của sóng bên trong hệ giảm chấn chất lỏng (TLD) [86] 38

Hình 2.3. Hệ trục tọa độ Oxyz và kích thước hình học của bể chứa chữ nhật 42

Hình 2.4. Sơ đồ tính hệ MTLD ....................................................................... 44

Hình 2.5. Phân bố tần số trong hệ MTLD ....................................................... 45

Hình 2.6. Quy tắc chung phân tích giữa hệ thống thứ cấp và sơ cấp [99] ...... 46

Hình 2.7. Các mô hình phân tích tương tác giữa hệ sơ cấp và thứ cấp [99] ... 48

Hình 2.8. Tiêu chí mới để sử dụng trong phân tích giữa hệ sơ cấp và thứ cấp

[99] .................................................................................................. 51

Hình 2.9. Sơ đồ hệ TLD cho chuyển động ngang [33] ................................... 53

Hình 2.10. Lực cắt đáy do chuyển động của chất lỏng ................................... 55

Hình 2.11. Hệ thống DOF cùng với hệ TLD [33] ........................................... 56

Hình 2.12. a) Mô hình của một TLD, b) Mô hình tương đương (NSD) [33] . 57

DANH MỤC HÌNH ẢNH

vii

Hình 2.13. Đồ thị chuyển vị của bể theo thời gian [33] .................................. 59

Hình 2.14. Hệ hai bậc tự do a) Kết cấu với TLD; b) hệ NSD tương đương [33] . 59

Hình 2.15. Mô hình đề xuất cho bể chứa chất lỏng theo Housner [105] ........ 60

Hình 2.16. Hệ kết cấu bể chứa nước dưới tác dụng của tải trọng điều hòa [105] . 61

Hình 2.17. Mô hình bể chứa chất lỏng trong ANSYS APDL......................... 65

Hình 2.18. Kích thước mô hình thí nghiệm (đơn vị - mm) ............................. 66

Hình 2.19. Mô hình và các thiết bị thí nghiệm ............................................... 66

Hình 2.20. Mô hình hình học của kết cấu được mô phỏng trên ANSYS ...... 68

Hình 2.21. Quy trình mô phỏng và tính toán bằng phần mềm ANSYS APDL .... 68

Hình 2.22. Các dạng dao động riêng của kết cấu Khung ................................ 69

Hình 2.23. Tạo dữ liệu tải trọng bằng phần mềm MATLAB ......................... 69

Hình 2.24. Phổ gia tốc theo tần số theo nghiên cứu của Luboya và phương

pháp mô phỏng đề xuất cho luận án ............................................... 70

Hình 2.25. Phổ gia tốc có xét tới hệ giảm chấn trong hai trường hợp tỷ lệ

khối lượng giữa bể nước và kết cấu µ=1% ..................................... 71

Hình 2.26. Phổ gia tốc có xét tới hệ giảm chấn trong hai trường hợp tỷ lệ

khối lượng giữa bể nước và kết cấu µ=2% ..................................... 72

Hình 2.27. Mô hình bể chứa chất lỏng ............................................................ 73

Hình 2.28. Đồ thị quan hệ giữa tần số dao động fn và dạng dao động ............ 74 Hình 2.29. Mô hình bể chứa nước trong ANSYS APDL ............................... 75

Hình 2.30. Dạng dao động của sóng nước và áp lực nước lên thành bể theo

mode 1,2 .......................................................................................... 76

Hình 2.31. Mô hình quy đổi bể chứa chất lỏng thành hệ khối lượng tương

đương theo Houner và Haroun ....................................................... 76

Hình 2.32. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị lớn nhất theo phương ox tại vị trí

liên kết và tại vị trí mặt nước của thành bể với tần số của tải trọng

điều hòa ........................................................................................... 78

Hình 2.33. Đồ thị quan hệ giữa lực lớn nhất trong liên kết lò xo theo

phương Ox với tần số của tải trọng điều hòa .................................. 78

Hình 2.34. Đồ thị quan hệ giữa Lực quán tính của bản thân bể chứa với tần

số của tải trọng điều hòa ................................................................. 79

Hình 2.35. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy bể với tần số của tải trọng điều hòa .. 79

viii

Hình 3.1. Quy trình phân tích bể chứa chất lỏng ............................................ 82

Hình 3.2. Mô hình đơn giản hóa mô phỏng trong ANSYS APDL ................. 84

Hình 3.3. Giản đồ gia tốc nền theo thời gian El Centro [121] ........................ 85

Hình 3.4. Độ dịch chuyển của nền đất theo thời gian của El Centro .............. 86

Hình 3.5. Sai số tương đối của chu kỳ ứng với trường hợp γ =1/2 [123] ....... 88

Hình 3.6. Đồ thị quan hệ giữa hiệu quả giảm chấn của bể và tỷ lệ khối

lượng giữa bể và kết cấu ................................................................. 89

Hình 3.7. Đồ thị quan hệ giữa tần số đầu tiên của sóng nước và thông số bể 90

Hình 3.8. Đồ thị quan hệ giữa tần số dao động riêng và chiều cao tòa nhà [1] .... 91

Hình 3.9. Đồ thị quan hệ giữa phổ chuyển vị với tần số dao động riêng của

kết cấu khi không đặt bể nước ........................................................ 92

Hình 3.10. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy kết cấu với tần số quy chuẩn

ứng với trường hợp tỷ lệ khối lượng 1% ........................................ 93

Hình 3.11. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy kết cấu lớn nhất với tần số quy

chuẩn ứng với trường hợp tỷ lệ khối lượng 10% ............................ 93

Hình 3.12. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu

khi đặt bể nước và khi không đặt bể nước với tần số quy chuẩn

(Mb+Mn =1%M) ............................................................................... 95

Hình 3.13. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu

khi đặt bể nước và khi không đặt bể nước với tần số quy chuẩn

(Mb+Mn =10%M) ............................................................................. 96

Hình 3.14. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của kết cấu với kích

thước bể nước (b) và chiều cao mực nước trong bể h(m) (Mb+Mn

=1%M) ............................................................................................ 97

Hình 3.15. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của kết cấu với kích

thước bể nước (b) và chiều cao mực nước trong bể h(m) (Mb+Mn =10%M) .......................................................................................... 97

Hình 3.16. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi đặt bể

nước và khi không đặt bể nước với tần số quy chuẩn (Mb+Mn

=1%M) ............................................................................................ 99

Hình 3.17. Đồ thị quan hệ giữa tỷ số lực cắt đáy chân kết cấu khi đặt bể nước và khi không đặt bể nước với tần số quy chuẩn f (Mb+Mn

=10%M) ........................................................................................ 100

Hình 3.18. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy bể lớn nhất với tần số quy chuẩn

ứng với tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu là 1% .............. 101

Hình 3.19. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy bể lớn nhất với tần số quy chuẩn

ứng với tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu là 10% ............ 102

Hình 3.20. Mô hình nghiên cứu cho hệ một bể chứa chất lỏng .................... 105

Hình 3.21. Mô hình nghiên cứu cho hệ nhiều bể chứa chất lỏng ................. 105

Hình 3.22. Đồ thị quan hệ giữa các chuyển vị của kết cấu theo thời gian.... 108

Hình 3.23. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của kết cấu theo thời gian 108

Hình 3.24. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy kết cấu theo thời gian ............... 109

Hình 3.25. Mô phỏng gối liên kết giữa bể chứa chất lỏng và kết cấu toà nhà110

Hình 3.26. Đồ thị quan hệ giữa tần số bể nước với độ cứng của gối liên kết

giữa bể và kết cấu.......................................................................... 112

Hình 3.27. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của bể so với kết cấu

với tần số quy chuẩn ..................................................................... 113

Hình 3.28. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của bể so với kết cấu

với độ cứng của gối liên kết (Kb) .................................................. 114

Hình 3.29. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của kết cấu với độ cứng

gối liên kết (Kb) ............................................................................. 114

Hình 3.30. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của kết cấu với tần số quy

chuẩn .............................................................................................. 115

Hình 3.31. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ chuyển vị tương đối của kết cấu với

tần số quy chuẩn ............................................................................ 115

Hình 3.32. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu với độ

cứng của gối liên kết ..................................................................... 116

Hình 3.33. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ lực cắt đáy lớn nhất kết cấu với độ

cứng Kb của gối liên kết ................................................................ 117

Hình 3.34. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu lớn nhất với tần số

quy chuẩn ...................................................................................... 117

Hình 4.1. Mô hình kết cấu tòa nhà trên phần mềm ETABS ......................... 122

Hình 4.2. Mô hình chuyển đổi tương đương của kết cấu ............................. 124

Hình 4.3. Mô hình hai tầng liên kề cần xác định độ cứng trên ETABS ....... 125

Hình 4.4. Mô hình tương đương của kết cấu mô phỏng trên ANSYS APDL127

Hình 4.5. Quan hệ giữa tỷ lệ giảm chấn với tần số riêng của kết cấu [133] . 129

Hình 4.6. Đồ thị quan hệ giữa gia tốc với thời gian trong trận động đất El

Centro. ........................................................................................... 131

Hình 4.7. Đồ thị chuyển vị tuyệt đối lớn nhất của kết cấu khi không đặt bể nước132

Hình 4.8. Đồ thị chuyển vị tương đối lớn nhất giữa các tầng khi không đặt bể

nước ............................................................................................... 133

Hình 4.9. Đồ thị chuyển vị của kết cấu theo thời gian khi không đặt bể nước ... 133

Hình 4.10. Đồ thị giá trị lực cắt lớn nhất và nhỏ nhất tại các ....................... 134

Hình 4.11. Các mô hình phân tích ảnh hưởng của bể nước trên ANSYS APDL 135

Hình 4.12. Đồ thị chuyển vị tuyệt đối lớn nhất tại các tầng ......................... 135

Hình 4.13. Đồ thị chuyển vị tương đối lớn nhất giữa các tầng ..................... 136

Hình 4.14. Đồ thị lực cắt lớn nhất tại các tầng ............................................. 137

Hình 4.15. Đồ thị hiệu quả chuyển vị tuyệt đối của các tầng ....................... 138

Hình 4.16. Đồ thị hiệu quả chuyển vị tương đối giữa các tầng .................... 139

Hình 4.17. Đồ thị hiệu quả Lực cắt tại các tầng............................................ 140

Bảng 1.1. Bảng tổng hợp các thiết bị giảm chấn theo cơ chế hoạt động [20] 11

Bảng 2.1. Các giá trị được liên kết với đồ thị phân tích động [99] ............... 52

Bảng 2.2. Tính chất vật liệu của Thép ............................................................ 66

Bảng 2.3. Kết quả thí nghiệm xác định tần số dao động riêng của khung ..... 67

Bảng 2.4. Thông số bể nước thiết kế theo tỷ lệ khối lượng và tần số dao động

riêng .............................................................................................. 67

Bảng 2.5. Giá trị tần số ứng với ba dạng dao động riêng của kết cấu Khung 69

Bảng 2.6. Kết quả phân tích của bể chứa chất lỏng ........................................ 80

Bảng 3.1. Các phần tử hữu hạn sử dụng trong phần mền ANSYS APDL ..... 84

Bảng 3.2. Các phương pháp thường dùng trong họ phương pháp Newmark

[123] ..................................................................................... 87

Bảng 3.3. Số liệu phân tích các thông số bể nước .......................................... 89

Bảng 3.4. Bảng kết quả tính toán tần số quy chuẩn tương ứng với các trường

hợp thay đổi kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể ....... 92

Bảng 3.5. Kết quả tính tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất tại đỉnh của kết cấu

khi đặt bể chứa nước và khi không đặt bể chứa nước (Mb+Mn

=1%M) .......................................................................................... 95

Bảng 3.6. Kết quả tính tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất tại đỉnh kết cấu khi

đặt bể chứa nước và khi không đặt bể chứa nước (Mb+Mn

=10%M) ........................................................................................ 96

Bảng 3.7. Kết quả tính tỷ lệ của lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi đặt bể nước

và khi không đặt bể nước (Mb+Mn =1%M) .................................. 99 Bảng 3.8. Kết quả tính tỷ lệ của lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi đặt bể nước

và khi không đặt bể nước (Mb+Mn =10%M) .............................. 100

Bảng 3.9. Kết quả tính giá trị lực cắt đáy bể lớn nhất trong liên kết giữa bể

nước và kết cấu (Mb+Mn =1%M) ............................................... 101

Bảng 3.10. Giá trị lực cắt đáy bể lớn nhất trong liên kết giữa bể nước và kết

cấu (Mb+Mn =10%M) ................................................................. 102

Bảng 3.11. Bảng tổng hợp kết quả phân tích cho tham số bể nước .............. 104

Bảng 3.12. Tham số của mô hình hệ một bể chứa chất lỏng ........................ 106

Bảng 3.13. Tham số của mô hình hệ gồm 6 bể nhỏ ...................................... 107

DANH MỤC BẢNG BIỂU

xii

Bảng 3.14. Số liệu số không đổi cho bài toán phân tích ảnh hưởng của gối liên

kết giữa bể và kết cấu đến mức độ giảm chấn của bể nước ....... 111

Bảng 3.15. Giá trị tham số độ cứng Kb ứng với các trường hợp nghiên cứu 112 Bảng 3.16. Bảng tổng hợp các trường hợp nghiên cứu gối liên kết giữa bể

nước và kết cấu dưới tác dụng của động đất............................... 118

Bảng 4.1. Bảng thông số tòa nhà cao tầng .................................................... 121

Bảng 4.2. Bảng thông số dao động riêng của kết cấu ................................... 123

Bảng 4.3. Bảng khối lượng các tầng của kết cấu .......................................... 125

Bảng 4.4. Kết quả tính của tham số độ cứng Ki từ tầng 1 đến tầng 15 ......... 126

Bảng 4.5. Kết quả tính của tham số độ cứng Ki từ tầng 16 đến tầng 30 ....... 126

Bảng 4.6. Kết quả phân tích dao động mô hình tương đương của tòa nhà trên

ANSYS APDL ............................................................................ 127

Bảng 4.7. Bảng thông số của bể và chiều cao mực nước trong bể ............... 130

xiii

DANH MỤC CHỮ VIẾT TẮT, VÀ CÁC KÝ HIỆU

TLD: Hệ giảm chấn dùng chất lỏng

STLD: Giảm chấn chất lỏng đơn tần số

MTLD: Giảm chấn chất lỏng đa tần số

NSD: Mô hình TMD tương đương của mô hình TLD với độ cứng và tính cản phi tuyến

AMD: Giảm chất dùng khối lượng kiểu chủ động

TMD: Giảm chấn dùng khối lượng kiểu bị động

SD: Giảm chấn thép

SJD: Giảm chấn nối thép

LD: Giảm chấn dẫn hướng (Lead dampers)

FD: Giảm chấn ma sát

VED: Giảm chấn đàn hồi - nhớt

VD: Giảm chấn nhớt

OD: Giảm chấn dầu

AGS: Active Gyro Stabilizer

AVS: Tác động thay đổi độ cứng (Active Variable Stiffness)

VOD: Variable Orifice Damper

VFD: Giảm chấn ma sát thay đổi

E: Năng lượng

F: Ngoại lực tác động vào kết cấu

Mb: Khối lượng bể chứa

fstructure -1: Tần số dao động riêng của kết cấu

f : Tần số quy chuẩn

fslosh: Tần số dao động của sóng chất lỏng

m: Khối lượng chất lỏng

b : Chiều rộng thùng chứa chất lỏng

L : Chiều dài thùng chứa hình chữ nhật

D : Đường kính của thùng chứa hình tròn

hb: Chiều cao của thùng chứa

h: Chiều sâu chất lỏng trong bể chứa

xiv

x(t): Chuyển dịch của mặt đất theo thời gian (chuyển dịch, vận tốc, gia tốc)

: Tần số góc thứ n

Mctr : Khối lượng kết cấu

ρ: Mật độ chất lỏng (kg/m3)

 : Hệ số nhớt của chất lỏng

S : Tỷ số cản của kết cấu (%)

k: Độ cứng

kD: Độ cứng của giảm chấn

kS: Độ cứng của kết cấu

kW: Độ cứng tuyến tính cơ sở của giảm chấn chất lỏng TLD

m: Khối lượng

mS: Khối lượng của kết cấu

mD: Khối lượng của giảm chấn

C: Hệ số cản

c: Vận tốc pha sóng được định nghĩa

 : Chuyển động tự do của chất lỏng (biến đổi theo thời gian t).

L: Chiều dài sóng

H: Chiều cao sóng

: Hàm thế

Wm: Khối lượng hình thái có hiệu

Wi: Khối lượng hình thái có hiệu ứng với mode dao động thứ i

i: Mode dao động thứ i của kết cấu

: Bước sóng

g: Gia tốc trọng trường

T: Chu kỳ dao động

V: Vận tốc

n: Số lượng thùng chứa chất lỏng trong giảm chấn chất lỏng đa tần số MTLD

fi: Tần số dao động của thùng chứa chất lỏng

f0: Tần số dao động trung tâm của các thùng chứa chất lỏng trong giảm chấn chất

lỏng đa tần số (MTLD)

i = fi+1 - fi: Độ chênh các tần số của các thùng TLD trong giảm chấn chất lỏng đa

tần số.

R: Bề rộng dải tần số trong giảm chấn chất lỏng đa tần số

: Tỷ số tần số kích thích ( = fe/fs)

: Tỷ số chiều sâu chất lỏng (=h/L)

: Góc pha

: Tỷ số tần số giảm chấn ( = fD/fs)

: Tỷ số khối lượng (mD/ms)

: Tỷ số cứng hóa độ cứng hay độ cứng không thứ nguyên của giảm chấn

: Tần số góc

e: Tần số góc của lực kích thích

D: Tần số góc tự nhiên của giảm chấn

S: Tần số góc tự nhiên của kết cấu

: Tỷ số tần số

: Tỷ số cản

S: Tỷ số cản của kết cấu

D: Tỷ số cản của giảm chấn

w: Tần số góc tự nhiên cơ sở tuyến tính của TLD

kw: Độ cứng cơ sở tuyến tính của TLD

ccr: Độ cản giới hạn của TLD

: Tỷ số tần số

: Tỷ số giảm chấn

mS: Khối lượng của kết cấu trong thiết lập phương trình chuyển động

cS: Tính cản của kết cấu trong thiết lập phương trình chuyển động

kS: Độ cứng của kết cấu trong thiết lập phương trình chuyển động

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Một trong những mục tiêu chính của thiết kế các tòa nhà cao tầng, ngoài việc

chịu được các tải trọng thông thường ra là chịu các tải trọng đặc biệt như gió và

động đất. Những quy định cho các kết cấu chịu các loại tải trọng đặc biệt này được

phản ánh trong Bộ luật Xây dựng Quốc tế (IBC) - 03 hay Tiêu chuẩn châu Âu

Eurocode 8 - Thiết kế chống động đất cho kết cấu, Tiêu chuẩn TCVN 9386:2012 về

động đất, TCVN 229:1999 về gió động, TCVN 2737:2020 về tải trọng và tác động.

Vấn đề về thiết kế kháng chấn của các tòa nhà, phân tích ứng xử của chúng dưới

các biến dạng chu kỳ không đàn hồi lớn được qui định trong các điều khoản thiết kế của

ASCE 7-02 (IBC-03, NFPA 5000), UBC-97 hay Euro Code 2008, đưa ra các yêu cầu

chi tiết để đảm bảo hiệu suất kháng chấn ngoài phạm vi biến dạng đàn hồi, được phân

tích bằng các phương pháp tĩnh, động và lịch sử thời gian.

Trong thiết kế kháng chấn nhà cao tầng, tác dụng của động đất là một vấn đề

quan trọng do những thiệt hại mà nó gây ra cho kết cấu tòa nhà. Trường hợp xảy ra

động đất mạnh, kết cấu có thể có các hiện tượng chuyển vị như chuyển vị tương đối

của kết cấu tòa nhà so với nền móng hoặc chuyển vị lệch giữa các tầng. Trên thực tế,

tần số dao động riêng đầu tiên của kết cấu tòa nhà cao tầng và siêu cao tầng thường

nhỏ (khoảng 0.1- 0.3 Hz do BR Ellis,1980 [1] thống kê trên 163 tòa nhà cao tầng)

và gần với tần số dao động của các trận động đất có cường độ lớn. Do đó, phản ứng

của nó thường rất quan trọng vì sự cộng hưởng có thể xảy ra.

Để thỏa mãn cả trạng thái giới hạn về cường độ và trạng thái giới hạn về biến

dạng, đây là một thách thức đối với các kỹ sư thiết kế kết cấu tòa nhà cao tầng chống

động đất. Do toà nhà cao tầng có thể cao tới cả gần nghìn mét nên ngay cả khi kết cấu có

biến dạng nhỏ thì chuyển vị tương đối so với tầng hầm có thể vẫn rất lớn. Ngoài ra, toà

nhà cao tầng thường có công năng làm văn phòng nên không hoàn toàn sử dụng tường

chịu lực, khi đó không thể áp dụng nguyên tắc sử dụng tường chống tải trọng ngang

được.

Hiện nay có nhiều giải pháp thiết kế kháng chấn cho nhà cao tầng, trong đó giải

pháp giảm chấn chất lỏng (TLD) là một trong số các giải pháp được sử dụng nhiều nhất

nhờ tính hiệu quả và chi phí hợp lý. Tuy nhiên, sự phức tạp trong việc tối ưu hóa các

thông số thiết kế của bể chứa chất lỏng (hệ giảm chấn chất lỏng), như tối ưu hóa kích

thước hình học của bể, chiều cao mực nước trong bể, gối liên kết giữa bể và kết cấu tòa

nhà, số lượng bể, vị trí đặt bể trên chiều cao tòa nhà... khiến công tác tiêu chuẩn hóa các

quy tắc thiết kế hệ giảm chấn chất lỏng TLD gặp nhiều khó khăn.

Do đó vấn đề quan trọng là phân tích tối ưu bể chứa chất lỏng. Bên cạnh đó,

việc nghiên cứu đưa ra phương pháp phân tích hay mô hình phân tích cũng rất quan

trọng, để có thể áp dụng thuận tiện khi thiết kế hệ bể chứa chất lỏng giảm chấn cho

công trình nhà cao tầng dưới tác dụng của động đất. Theo phân tích tổng quan, hiện

nay trên thế giới và ở Việt Nam có ba hướng nghiên cứu chính liên quan đến giảm

chấn chất lỏng (TLD) bao gồm:

- Nghiên cứu dao động sóng chất lỏng trong bể chứa và tương tác giữa sóng

chất lỏng với thành bể.

- Nghiên cứu bể mềm - thành bể biến dạng tác động ngược lại vào chất lỏng

bên trong bể.

- Nghiên cứu hiệu quả giảm chấn của hệ nhiều bể chứa (MTLD).

Ứng dụng của TLD nói chung và hệ MTLD nói riêng trong việc nâng cao

hiệu quả giảm chấn kết cấu và phân tích ứng xử động bên trong bể chứa cho hệ

thống này cần có quy trình để tối ưu được hình dạng, kích thước, vị trí, số lượng bể.

Các phương pháp để quy đổi hệ TLD thành hệ TMD, hoặc phương pháp quy đổi

chất lỏng thành khối lượng theo mô hình của Houner và Haroun có xét tương tác

của chất lỏng với thành bể chứa thông qua độ cứng của lò so liên kết khối lượng

quy đổi với thành bể cũng đã được áp dụng khi tính toán bể, tuy nhiên chỉ dừng lại

ở mức độ ứng xử sóng chất lỏng là tuyến tính.

Mặt khác, ở các nghiên cứu trước luôn mặc định liên kết giữa bể chứa với

kết cấu là liên kết tuyệt đối cứng, và cũng chưa đi xem xét ảnh hưởng liên kết giữa

bể với kết cấu đến mức độ giảm chấn của bể chứa chất lỏng. Đây cũng là vấn đề cần

được quan tâm khi nghiên cứu giảm chấn cho kết cấu khi dùng bể chứa chất lỏng.

Ở nước ta, các số liệu nghiên cứu cho thấy, việc ứng dụng hệ giảm chấn chất

lỏng (TLD) còn ít, chủ yếu là nghiên cứu cơ bản và xác định hiệu quả, các công

trình thực tế áp dụng hệ giảm chấn chất lỏng ở các dự án thường do các kỹ sư nước

ngoài thiết kế.

Các kỹ sư trong nước chưa được tiếp cận nhiều hoặc chưa được đầu tư nghiên cứu nhiều về phương pháp lựa chọn, thiết kế, bố trí hệ giảm chấn chất lỏng.

Ngoài ra, các nghiên cứu trước đây cũng chưa mang lại cho kỹ sư thiết kế một cái

nhìn rõ nét hơn khi xét đến các thiết bị giảm chấn chất lỏng cho tòa nhà cao tầng

chịu tải trọng động đất.

Với các phân tích trên, đề xuất nội dung nghiên cứu của luận án là phân tích

ảnh hưởng của bể nước đến mức độ giảm chấn nhà cao tầng khi chịu động đất,

nghiên cứu các căn cứ đề xuất các thông số tối ưu của bể chứa như kích thước bể,

chiều cao mực nước trong bể, số lượng bể và gối liên kết giữa bể và kết cấu. Đặc

biệt nghiên cứu đề xuất phương pháp và mô hình tính toán thuận tiện cho hệ giảm

chấn chất lỏng và phản ánh đúng bản chất làm việc của sóng chất lỏng trong bể

chứa, mang lại hiệu quả giảm chấn tốt nhất cho tòa nhà khi chịu động đất.

2. Tên và mục tiêu nghiên cứu của Luận án

Tên của Luận án: “Phân tích ảnh hưởng của bể nước đến mức độ giảm chấn

của nhà cao tầng chịu động đất”

Mục tiêu nghiên cứu: Phân tích ảnh hưởng của bể nước đến mức độ giảm

chấn nhà cao tầng khi chịu động đất

Xây dựng đề xuất mô hình tính toán cho bể chứa chất lỏng bao gồm bể và

chất lỏng bên trong bể. Mô hình đề xuất phản ánh đúng bản chất sự chuyển động

của sóng chất lỏng bên trong bể theo mô hình cơ học chất lỏng.

Dựa trên mô hình được đề xuất, Luận án tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng bể

chứa chất lỏng (trường hợp 1 bể và nhiều bể) lên kết cấu công trình.

Nghiên cứu ảnh hưởng của liên kết nửa cứng giữa bể và công trình.

Áp dụng các kết quả nghiên cứu để phân tích ảnh hưởng giảm chấn của bể

nước cho một công trình nhà cao tầng cụ thể chịu tác dụng của động đất.

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

a) Đối tượng nghiên cứu: ảnh hưởng của bể nước đến mức độ giảm chấn

cho kết cấu nhà cao tầng chịu tác dụng của động đất.

b) Phạm vi nghiên cứu: Nghiên cứu bể chứa nước hình chữ nhật, dạng đáy

phẳng, đặt trên nhà cao tầng chịu tác dụng của động đất.

4. Phương pháp nghiên cứu

Luận án sử dụng các phương pháp nghiên cứu sau đây:

Phương pháp nghiên cứu lý thuyết kết hợp với mô hình số để nghiên cứu ảnh

hưởng của bể nước đến mức độ giảm chấn cho kết cấu nhà cao tầng chịu tác dụng

của động đất

5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của nghiên cứu

a) Ý nghĩa khoa học

Luận án nghiên cứu ảnh hưởng của bể nước đến mức độ giảm chấn cho tòa

nhà cao tầng khi chịu tác dụng của động đất. Luận án đã xây dựng, đề xuất mô hình

tính toán phản ánh sự chuyển động thực của chất lỏng bên trong bể theo mô hình cơ

học chất lỏng. Kết quả nghiên cứu đã đề xuất các thông số bể chứa chất lỏng, số

lượng bể, vị trí đặt bể theo chiều cao tòa nhà, đặc biệt là đề xuất thông số độ cứng

gối liên kết giữa bể và tòa nhà, thông qua tỷ lệ khối lượng và tỷ lệ tần số giữa bể

chứa và tòa nhà, để tăng hiệu quả giảm chấn cho toà nhà khi chịu động đất.

b) Ý nghĩa thực tiễn

Kết quả nghiên cứu của Luận án có thể làm căn cứ trong thiết kế biện pháp

giảm chấn cho kết cấu công trình sử dụng bể chứa chất lỏng. Góp phần đẩy mạnh

hướng nghiên cứu ứng dụng này với giải pháp sử dụng bể nước giảm chấn cho kết

cấu công trình chịu tác dụng của động đất.

6. Cấu trúc của Luận án

Luận án bao gồm Phần mở đầu, 4 chương và phần kết luận, kiến nghị. Cụ thể là:

Mở đầu

Chương 1: Tổng quan về nghiên cứu và ứng dụng bể chứa chất lỏng đến

giảm chấn cho kết cấu nhà cao tầng chịu tác dụng của động đất

Chương 2: Cơ sở lý thuyết phân tích chuyển động của bể chứa chất lỏng trên

công trình chịu động đất

Chương 3: Phân tích ảnh hưởng bể nước đến mức độ giảm chấn cho kết cấu

dưới tác dụng của động đất

Chương 4: Nghiên cứu áp dụng bể nước để giảm chấn cho kết cấu nhà cao

tầng dưới tác dụng của động đất

Kết luận và Kiến nghị

CHƯƠNG 1

TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU VÀ ỨNG DỤNG BỂ CHỨA CHẤT LỎNG

ĐẾN MỨC ĐỘ GIẢM CHẤN CHO KẾT CẤU NHÀ CAO TẦNG

CHỊU TÁC DỤNG CỦA ĐỘNG ĐẤT

1.1. Các tác động gây ra dao động cho kết cấu nhà cao tầng

Trong thiết kế nhà cao tầng việc kiểm soát dao động của tòa nhà là cần thiết.

Dao động của hệ kết cấu có thể có ích cho sự làm việc của chúng, cũng có thể gây

nguy hại cho chính bản thân kết cấu. Việc thiết kế hoàn hảo một kết cấu làm việc có

hiệu quả tốt hiện nay phải bao gồm cả việc xét đến các tác động động nhạy cảm như

gió, động đất. Do vậy mà việc điều khiển dao động có hại cho các hạng mục kết cấu

nhằm nâng cao hiệu quả làm việc của kết cấu trước các tác động này là yêu cầu

không thể thiếu. Bài toán điều khiển dao động được gọi là đạt hiệu quả khi chủ yếu

có thể kiểm soát được biên độ dao động hoặc giảm thời gian tắt dao động (làm cho

dao động tắt nhanh) [2], [3], [4]:

- Giảm mức độ nhạy cảm với dao động

- Giảm mức độ nhạy cảm với tác động đầu ra

- Có khả năng điều khiển hệ thống băng thông rộng.

- Ổn định cho hệ không ổn định

- Điều khiển hệ thống ứng xử lan truyền

Để có thể điều khiển được các dao động của kết cấu, việc làm rõ được các

dạng dao động của kết cấu và xác định các loại tác động động đối với kết cấu là hết

sức cần thiết. Ở trạng thái dao động, trong các bộ phận của kết cấu phát sinh hiệu

ứng quán tính dẫn tới việc gia tăng trị số nội lực và biến dạng, gây khó khăn cho

việc khai thác bình thường, thậm chí trong những điều kiện cụ thể hiệu ứng quán

tính là nguyên nhân dẫn đến các sự cố công trình [5], [6], [7].

Một hiện tượng cần được đặc biệt quan tâm trong bài toán điều khiển dao

động là hiện tượng cộng hưởng. Nhiều nghiên cứu cho thấy hiệu ứng động lực trong

kết cấu sẽ tăng lên rất nhanh khi tần số kích động ở trong khoảng xấp xỉ hoặc là bội

số của tần số dao động riêng của kết cấu.

Tác động gây ra dao động cho kết cấu nhà cao tầng bao gồm:

- Tác động theo phương thẳng đứng gồm: Tĩnh tải gồm trọng lượng bản

thân và các lớp hoàn thiện là tải trọng tác dụng thường xuyên, thường có vị trí,

phương, chiều tác động không đổi trong quá trình sử dụng; Hoạt tải là tải trọng sử

dụng tác động không thường xuyên.

- Tác động theo phương ngang gồm: tác động do gió và tác động do động đất

Khác với tòa nhà thông thường, đối với tòa nhà cao tầng tải trọng ngang là

yếu tố quan trọng. Trong thiết kế nhà thấp tầng yếu tố tải trọng ngang nhìn chung

được quan tâm ít hơn so với tải trọng đứng, nguyên nhân là do ảnh hưởng của tải

trọng ngang lên kết cấu thấp tầng nhỏ. Khi chiều cao nhà tăng lên thì các nội lực và

chuyển vị của công trình do tải trọng ngang (áp lực gió và tác động của động đất)

gây ra, tăng lên nhanh chóng. Việc tạo ra hệ kết cấu để chịu các tải trọng này là vấn

đề quan trong trong thiết kế kết cấu nhà cao tầng. Hoặc đề xuất những giải pháp để

giảm thiểu những tác động cho tải trọng ngang gây ra cũng là rất cần thiết.

1.1.1. Tác động do động đất

Động đất là hiện tượng xảy ra bất thường với xác xuất tùy thuộc vào các khu

vực vùng địa chấn khác nhau. Nhật Bản là một trong những quốc gia hứng chịu

nhiều trận động đất nhất trên thế giới, còn tại Việt Nam, tuy các trận động đất xảy ra

với số lượng không nhiều và độ mạnh ghi nhận không lớn như Nhật Bản nhưng việc

thiết kế có xét đến ảnh hưởng của động đất là yêu cầu bắt buộc đã được qui định

trong qui trình thiết kế các công trình xây dựng nói chung và công trình nhà cao

tầng nói riêng. Do vậy mà vấn đề nghiên cứu điều khiển dao động cho kết cấu chịu

tác động của đất đất cũng hết sức cần thiết.

Động đất là tác động mang tính chất ngẫu nhiên gây mất ổn định mạnh cho

kết cấu. Cách thông thường nhất để mô tả động đất là sự thể hiện chuyển động của

mặt đất theo thời gian mà đặc trưng bởi 3 tham số: gia tốc, vận tốc hoặc chuyển

dịch, hoặc cả 3 yếu tố tổ hợp lại. Khi xảy ra động đất, tác động của động đất lên kết

cấu công trình thể hiện bởi sự tác động liên tiếp của các loại sóng dao động khác

nhau. Lực do động đất có hướng bất kỳ trong không gian và thay đổi theo thời gian

cả về hướng, tốc độ tác dụng và trị số. Các tác dụng động đất theo hướng ngang

thường gây ra các dao động ngang nguy hiểm, làm cho công trình bị mất ổn định

mạnh như lật đổ hay dịch trượt [2], [8], [9].

Chuyển động theo thời gian của mặt đất ghi lại trong các trận động đất được

sử dụng trực tiếp cho phân tích ứng xử theo thời gian của kết cấu. Các phương pháp

phân tích ứng xử của kết cấu chịu tác động của động đất bao gồm: phân tích ứng xử

theo thời gian, phân tích phổ ứng xử, và phân tích ứng xử theo tần số. Phân tích ứng

xử theo thời gian được thực hiện để thiết lập ứng xử của kết cấu cho một phản ứng

theo thời gian cụ thể của kích động khi sử dụng kỹ thuật vi phân như là tích phân

Duhamel, tích phân số từng bước theo thời gian và biến đổi Fourier [10], [11].

Phương pháp phân tích phổ ứng xử sử dụng dữ liệu từ các trận động đất ghi nhận

được và thiết lập một bộ của các lực tác động (lực ngang tương đương) vào kết cấu

mà gây ảnh hưởng lớn nhất tới chuyển động của mặt đất. Phương pháp phân tích

ứng xử theo tần số được thực hiện khi chuyển dịch của mặt đất được mô hình như

một quá trình ngẫu nhiên ổn định. Sử dụng nguyên lý phân tích dao động ngẫu

nhiên để đưa ra hàm mật độ phổ năng lượng cho phân tích bất kỳ tác động gây

chuyển dịch mặt đất nào [12].

Các phương pháp này đều chỉ ra rằng khối lượng kết cấu, gia tốc động đất

ảnh hưởng lớn đến ứng xử của kết cấu chịu tác động của động đất và thể hiện theo

phương trình P(t) = m. ag. Điều này có nghĩa là khối lượng kết cấu và gia tốc động

đất càng lớn càng gây bất lợi cho kết cấu.

Bất kỳ kết cấu nào, tỷ số giữa tần số dao động riêng của kết cấu và tần số

kích động là yếu tố quan trọng cần biết trong nghiên cứu về động đất. Theo phân

tích miền tần số thì cách tiện lợi và dễ sử dụng nhất là dùng biến đổi Fourier từ hàm

thời gian của chuyển động mặt đất. Và do vậy có thể thừa nhận rằng chuyển động

của mặt đất theo thời gian lặp đi lặp lại với chu kỳ bằng với khoảng thời gian của



x t ( )

cos w t + b sin w t



chuyển động mặt đất và bằng tổng của số lượng hữu hạn các hàm điều hòa [9].





 

1 

(1.1)

Trong đó:

x(t): là chuyển động của mặt đất theo thời gian (chuyển dịch, vận tốc, gia tốc).

Và wn: tần số góc thứ n

Do vậy, bài toán điều khiển dao động cho kết cấu dưới tác động của động đất

cũng có thể xét từ bài toán cơ bản khi phân tích ứng xử của kết cấu chịu tác động

kích động của một hàm điều hòa.

1.1.2. Tác động do gió

Nếu tác động của động đất mang tính ngẫu nhiên thì tác động của gió lại

mang tính thường xuyên.

Gió là hiện tượng diễn ra trong tự nhiên. Đặc trưng của dòng gió chủ yếu phụ

thuộc vào địa hình gió đi qua, bề mặt chắn gió, vận tốc, gia tốc gió và các đặc tính

của gió. Đặc tính biến động quan trọng của tốc độ gió là sự biến đổi của tốc độ gió

theo chiều cao và theo mức độ gồ ghề của địa hình. Sự tăng tốc độ gió theo chiều

cao là yếu tố đáng quan tâm đặc biệt đối với các kết cấu nhà cao tầng [13].

Khi gió thổi qua các bộ phận kết cấu, tùy theo đặc điểm hình dạng mặt cắt

của bộ phận kết cấu mà dạng xoáy khí hình thành khác nhau và tại giá trị vận tốc

gió nào đó mà gây ra dao động và có thể gây phá hoại kết cấu công trình. Các

nghiên cứu chỉ ra rằng dao động xoáy chỉ xuất hiện trong phạm vi tốc độ gió bị hạn

chế tương đối thấp, dao động tiến triển nhanh và dao động tròng trành chỉ xuất hiện

khi vượt quá tốc độ gió nào đó. Đối với ảnh hưởng của góc tác dụng, khi góc tác

dụng càng lớn thì dao động xoáy hay dao động phát tán càng dễ xuất hiện. Ảnh

hưởng của cường độ hỗn loạn tuỳ thuộc vào hình dạng mặt cắt kết cấu mà khác

nhau nhưng có các xu hướng sau đây được công nhận đối với nhiều kết cấu. Có

nghĩa là khi cường độ hỗn loạn tăng lên thì:

- Biên độ dao động của phản ứng dao động giật tăng lên

- Biên độ dao động xuất hiện của dao động xoáy giảm đi

- Tốc độ gió xuất hiện của dao động phát tán tăng lên

Đối với các yếu tố liên quan đến đặc trưng khí động lực học thì hình dạng

mặt cắt kết cấu rất quan trọng. Nguyên nhân của các dao động của kết cấu chịu tác

động của gió là do khi gió tác dụng lên kết cấu xuất hiện lực cản do áp suất. Khi vận

tốc dòng thổi tăng lên thì tại một thời điểm nào đó, sự chảy quay vật thay đổi đột

ngột, đằng sau vật xuất hiện các xoáy được tách ra khỏi vật và bị dòng cuốn ra xa,

tạo thành các rãnh xoáy và tan đi ở một nơi nào đó cách xa vật, chảy vòng quanh

vật và rãnh xoáy là dòng chảy thành lớp. Với các vật có hình dạng đối xứng đằng

sau vật thường hình thành hai xoáy có mômen xung lượng bằng nhau về môđun

nhưng ngược chiều (theo định luật bảo toàn mômen xung lượng đối với hệ kín là

vật - chất lưu).

Chuyển động này có đặc điểm là không quy luật và luôn thay đổi theo thời gian

cũng như theo không gian. Trong tính toán công trình thường dùng giá trị trung bình

danh định của tốc độ gió. Phương trình gió tác động lên kết cấu được đề cập trong nhiều

nghiên cứu với các tính toán chi tiết theo từng loại dao động do gió như dao động xoáy

(vortex sheding), dao động tiến triển nhanh (galoping), dao động giật (gust). Tuy nhiên

tác động do gió đều gồm hai phần là tác động gió điều hòa và tác động gió ngẫu nhiên.

Một số nghiên cứu cơ bản đều thừa nhận gió là hàm điều hòa [14], [15], một số khác đã

chi tiết hóa khi xem xét tác động ngẫu nhiên do gió [16].

Việc nghiên cứu ảnh hưởng của gió tác động lên kết cấu nhà, nhất là thành

phần gió động chủ yếu được thực hiện đối với các kết cấu nhà cao tầng bởi đặc tính

thanh mảnh, có chiều cao tương đối lớn và nhạy cảm với các tác động động này.

Thí nghiệm hầm gió là thí nghiệm phổ biến được thực hiện nhằm nghiên cứu ứng

xử đặc trưng của kết cấu và xác định dao động do áp lực gió tác động trên bề mặt

công trình. Các dữ liệu thu được từ thí nghiệm hầm gió được sử dụng trong các mô

phỏng số phục vụ tính toán thiết kế công trình. Từ hệ số áp lực gió Cf(t) xác định

được, lực gió dọc và gió ngang tác động lên mô hình kết cấu có thể được tính toán

(cid:3041)

theo Wakahara (1993) [2]. (cid:3041)

(cid:2870) (cid:3533) 𝐴(cid:3036) 𝐶(cid:3033)(cid:3036)(𝑡)

(cid:3036)(cid:2880)(cid:2869)

(cid:3041)

(cid:3036)(cid:2880)(cid:2869) (cid:3041)

(1.2) 𝐹(cid:3031)ọ(cid:3030)(𝑡) = (cid:3533) 𝑃(cid:3036)(𝑡) cos(𝜃(cid:3036)) = 𝜌(cid:3028)𝑉(cid:3028)(cid:3049)(cid:3032) cos(𝜃(cid:3036)) 1 2

(cid:2870) (cid:3533) 𝐴(cid:3036) 𝐶(cid:3033)(cid:3036)(𝑡)

(cid:3036)(cid:2880)(cid:2869)

(1.3) 𝐹(cid:3041)(cid:3034)(𝑡) = − (cid:3533) 𝑃(cid:3036)(𝑡) sin(𝜃(cid:3036)) = − 𝜌(cid:3028)𝑉(cid:3028)(cid:3049)(cid:3032) sin(𝜃(cid:3036)) 1 2

Trong đó: 𝜌(cid:3028): là mật độ không khí, 𝐴(cid:3036): là diện tích chịu tác động gió; 𝑉(cid:3028)(cid:3049)(cid:3032): là vận tốc gió trung bình tại đỉnh của kết cấu trong điều kiện thiết kế; 𝜃(cid:3036): là góc giữa hướng tác động gió và hướng đi ra và n: là số áp lực tác động trên mỗi lớp của mô hình tính toán.

Phương trình trên chỉ ra rằng tác động của gió cũng có thể coi là tổng của các

tác động điều hòa dạng hàm sin, cos và như vậy bài toán phân tích ứng xử của kết

cấu dưới tác động do gió cũng chính là bài toán xây dựng hàm ứng xử tần số của hệ

kết cấu chịu tác động điều hòa.

Như vậy, ứng xử của kết cấu chịu tác động của hàm điều hòa là bài toán cơ

bản để có thể phân tích kiểm soát dao động của kết cấu chịu các tác động động lực

học nói chung.

Các tác dụng động lực thay đổi theo thời gian làm phát sinh hiện tượng dao động của công trình. Tác động động lực ảnh hưởng lớn đến dao động của các bộ phận kết cấu mà đáng quan tâm chủ yếu gồm: động đất và gió. Do đặc tính của mỗi tác động là khác nhau mà sẽ gây ra các dạng dao động khác nhau cho kết cấu, thậm trí cùng một tác động ảnh hưởng đến các bộ phận khác nhau lại khác nhau vì vậy cần có sự nghiên cứu điều khiển dao động cho phù hợp. Đặc biệt đối tượng nghiên cứu chính của luận án là nhà cao tầng, một công trình có sự tham gia cùng chịu lực của nhiều bộ phận kết cấu và có chiều cao tương đối lớn thì ảnh hưởng của tác động động lực càng trở nên đáng quan tâm và bài toán điều khiển dao động càng trở nên phức tạp. Ngoài ra nhà cao tầng có yêu cầu thiết kế chống động đất cao. Kết cấu nhà cao tầng phải được thiết kế không chỉ đảm bảo cường độ chịu tác động của tải trọng động đất mà còn đảm bảo độ dẻo cần thiết để sao cho khi gặp trận động đất mạnh thì trong các bộ phận kết cấu xuất hiện biến dạng dẻo có khả năng hấp thụ năng lượng do động đất gây ra, làm cho kết cấu có thể duy trì

sức chịu tải nhất định mà không bị sụp đổ. Do vậy trong phạm vi nghiên cứu của Luận án, xét ảnh hưởng của động đất đến sự làm việc của nhà cao tầng. Từ đó đưa ra biện pháp giảm chấn cho nhà cao tầng, để giảm tác động của động đất. 1.2. Biện pháp giảm dao động cho kết cấu nhà cao tầng dưới tác dụng của động đất Vấn đề thiết kế kháng chấn cho kết cấu được quan tâm rất nhiều ở các nước trên thế giới trong nhiều thập niên qua. Ở Việt Nam, vấn đề này ngày được nghiên cứu chú trọng nhiều hơn trong những năm gần đây. Nếu như trước đây người ta chỉ nghĩ đến việc tăng tiết diện, cường độ bê tông hay hàm lượng cốt thép để thỏa mãn yêu cầu chịu lực thì xu thế trong những thập niên vừa qua người ta sử dụng các vật liệu nhẹ hơn, mảnh hơn để làm giảm tải trọng bản thân, giảm tải trọng ngang để công trình xây dựng được cao hơn. Tuy nhiên các công trình càng cao, độ mảnh càng lớn thì ảnh hưởng của tải trọng động tác dụng lên công trình càng tăng cao. Do vậy các thiết bị nhằm giảm chấn do tác động của gió và động đất cần được nghiên cứu và đưa vào sử dụng cho hệ kết cấu của tòa nhà cao tầng.

Dựa trên các thành tựu khoa học kỹ thuật của nhiều ngành khác nhau như vật liệu, năng lượng, cơ điện tử, cơ học, điều khiển học...v.v. Khá nhiều giải pháp chống dao động đã được nghiên cứu và phát triển. Mặt khác quá trình dao động của công trình là một quá trình tích lũy, chuyển hóa và tiêu tán năng lượng do các tác động bên ngoài cũng như do các nguyên nhân bên trong công trình gây ra. Vấn đề đặt ra là cần can thiệp như thế nào vào quá trình biến đổi năng lượng đó để có thể khống chế dao động của công trình trong giới hạn cho phép. Từ đó các giải pháp chống dao động cho công trình ra đời cùng với các thiết bị hoạt động với cơ chế khác nhau. [17], [18] 1.2.1. Giảm chấn theo cơ chế hoạt động

Về mặt năng lượng cung cấp cho các thiết bị giảm chấn động có thể phân thành 3

cơ chế hoạt động khác nhau: Cơ chế bị động; Cơ chế chủ động; Cơ chế bán chủ động 1.2.1.1. Thiết bị giảm chấn bị động (passive damper)

Là thiết bị giảm chấn mà nguồn năng lượng hoạt động của chúng được lấy từ chính năng lượng dao động của bản thân công trình, không cần bất kỳ một nguồn năng lượng nào từ bên ngoài. Do mong muốn lợi dụng khả năng tiêu tán năng lượng, các loại thiết bị giảm chấn này thường được cấu tạo từ những vật liệu có khả năng nội ma sát lớn, hoặc từ những bộ phận phát sinh ma sát. Ma sát ở đây được hiểu là ma sát Coulomb hoặc cản nhớt. Trong quá trình dao động của công trình, các bộ phận của thiết bị được gắn vào công trình sẽ chuyển động tương đối với nhau tạo ra ma sát và sinh năng lượng. Các dạng thiết bị này đã được ứng dụng tương đối rộng rãi từ khá lâu như hệ giảm chấn khối lượng TMD, giảm chấn chất lỏng TLD, MD... [19] 1.2.1.2. Thiết bị giảm chấn chủ động (Active damper)

Là thiết bị giảm chấn hoạt động nhờ vào nguồn năng lượng từ bên ngoài như

điện, khí nén.... Thông qua các cảm biến, các thông tin về tải trọng, về dao động của

công trình được đưa về bộ xử lý trung tâm. Bộ điều khiển trung tâm sẽ xử lý tín

hiệu và phát lệnh cho bộ phận chấp hành để khởi phát lực điều khiển chống dao

động. Nhờ vào sự phát triển nhanh chóng của các ngành tin học, cơ điện tử, điều

khiển học.... Các thiết bị giảm chấn chủ động có độ nhạy cảm cao hơn, hiệu quả

giảm chấn tốt hơn. Song cũng kèm theo những yêu cầu cao hơn cho việc chế tạo và

bảo dưỡng các thiết bị cảm biến, động cơ, trung tâm điều khiển. [19] 1.2.1.3. Thiết bị giảm chấn bán chủ động (Semi - active damper)

Là một giải pháp chống dao động tương đối mới. Trong đó thiết bị đóng vai trò

điều tiết tác động bên ngoài lên công trình. Một số thí dụ về dạng thiết bị này là thiết bị

cản gió có điều khiển, tùy theo chiều cao công trình so với hướng gió thổi mà thiết bị sẽ

điều khiển đóng mở các cánh đón gió để tạo ra lực đối kháng thích hợp. Nguồn năng

lượng bên ngoài không tạo ra trực tiếp lực đối kháng dao động của công trình, mà chỉ

dùng để cung cấp năng lượng cho thiết bị hoạt động đóng mở. [19]

Tổng hợp các thiết bị giảm chấn theo cơ chế hoạt động được trình bày như

trong bảng 1.1.

Bảng 1.1. Bảng tổng hợp các thiết bị giảm chấn theo cơ chế hoạt động [20]

Cơ chế hoạt động Phương thức giảm chấn Tên thiết bị

SD, SJD, LD, FD, VED, VD, OD

Thiết bị giảm chấn bị động (passive damper) TMD, TLD

AMD, AGS, AVS

Thiết bị giảm chấn chủ động (Active damper)

Rotorjet, Aerodynamic Appendages

Thiết bị giảm chấn bán chủ động (Semi - active damper)

Bổ sung các vật liệu có đặc tính tiêu hao năng lượng, làm tăng tỷ lệ giảm chấn cho kết cấu Thêm hệ thống khối lượng phụ trợ để tăng mức độ giảm chấn Tạo ra lực điều khiển bằng cách sử dụng hiệu ứng quán tính để giảm thiểu phản ứng của kết cấu. Tạo ra lực điều khiển khí động học để giảm hệ số lực hoặc giảm thiểu phản ứng cho kết cấu. Không thể đưa năng lượng cơ học vào hệ thống kết cấu được điều khiển (nghĩa là bao gồm cả kết cấu và thiết bị điều khiển), nhưng có các đặc tính có thể được điều khiển trong thời gian thực để giảm thiểu phản ứng của hệ thống một cách tối ưu.

VOD, VFD, Controllable TLD, Controllable Fluid Damper (employing Electro Rheological & Magneto Rheological fluid), Semi active Impact Dampers

SD: Giảm chấm thép, SJD: Giảm chấn nối thép, LD: Giảm chấn dẫn hướng, FD:

Giảm chấn ma sát, VED: Giảm chấn đàn hồi - nhớt, VD: Giảm chấn nhớt, OD:

Giảm chấn dầu, TMD: Giảm chấn khối lượng, TLD: Giảm chấn chất lỏng; AMD:

Giảm chấn dùng khối lượng kiểu chủ động, AGS: Active Gyro Stabilizer (giảm

chấn dạng con quay), AVS: Tác động thay đổi độ cứng - Active Variable Stiffness,

VOD: Bộ giảm chấn có thể thay đổi - Variable Orifice Damper, VFD: Giảm chấn

ma sát thay đổi - Variable Friction Damper.

Hình 1.1. Sơ đồ phân loại hệ giảm chấn theo cơ chế hoạt động

Cùng với một số ưu điểm, tất cả các thiết bị này đều có một số hạn chế và

nhược điểm riêng. Tuy nhiên, việc sử dụng Bộ giảm chấn chất lỏng (TLD), đang

được áp dụng rộng rãi như một phương pháp phù hợp để kiểm soát dao động cho

kết cấu. [20]

1.2.2. Giảm chấn theo các giải pháp giảm dao động

Xem xét theo các giải pháp giảm dao động, ta có thể phân loại gồm hai giải

pháp: giải pháp cách chấn và giải pháp giảm chấn.

1.2.2.1. Giải pháp cách chấn

Do chấn động lan truyền trong nền công trình, nên phương cách hay nhất để

giảm dao động là cách ly công trình với móng. Vì không thể hoàn toàn cách ly được

công trình khỏi nền móng nên người ta bố trí thiết bị cách chấn giữa công trình và

nền móng. Thiết bị này có độ cứng tương đối nhỏ nên khi nền dao động thiết bị có

biến dạng lớn, công trình bên trên nhờ có quán tính lớn nên chỉ chịu một dao động

nhỏ. Do cách ly công trình với móng nên giải pháp này ít dùng cho nhà nhiều tầng

vì sẽ rất dễ gây lật, chỉ dùng cho công trình thấp tầng có tầm quan trọng ví như: Nhà

a) Hệ thống cách ly công trình với nền

máy điện hạt nhân, bảo tàng...v.v. [21]

b) Cấu tạo gối cách ly

Hình 1.2.Thiết kế cách ly công trình với nền bởi thiết bị gối liên kết [21]

a) Công trình thông thường b) Công trình cách ly với nền

Hình 1.3. Sự làm việc của kết cấu dưới tác động của động đất khi liên kết cứng

với nền và khi cách ly với nền [21]

1.2.2.2. Giải pháp giảm chấn

Đối với nhà cao tầng, trong trường hợp động đất, gió tác dụng lên công trình,

năng lượng dao động sẽ được truyền vào công trình mà không có khả năng cách ly.

Do vậy hoặc phải tăng cường độ cứng của công trình để giảm dao động và nhờ độ

cản của bản thân công trình để giải phóng năng lượng dao động này hoặc bố trí các

thiết bị giảm chấn bị động; chủ động hay bán chủ động để làm tăng độ cản, hay phát

sinh lực điều khiển hạn chế lại dao động do tải trọng ngoài gây ra cho công trình.

Các hệ thống giảm chấn chính được đề xuất bao gồm: Hệ giảm chấn khối lượng

(TMD), hệ giảm chấn chất lỏng (TLD).

Hệ thống giảm chấn khối lượng TMD là phương pháp dùng khối lượng phần

phụ đặt theo phương ngang, hoặc con lắc đơn đặt theo phương đứng (Hình 1.4), hệ

giảm chấn chất lỏng (hình 1.5). [22]

+) Hệ giảm chấn khối lượng TMD

a. Hệ “Con lắc thép khổng lồ” cho b. Quả cầu thép 730 tấn của tòa nhà

công trình Shinjuku Taipei 101, Đài Loan

Hình 1.4. Hệ giảm chấn khối lượng TMD áp dung cho công trình nhà nhiều

tầng [22]

+) Hệ giảm chấn chất lỏng TLD

Hình 1.5. Hệ giảm chấn chất lỏng TLD lặp đặt cho kết cấu nhà nhiều tầng [23]

Hệ TMD được tương tác với công trình thông qua các thông số như khối lượng

phần phụ (m), độ cứng của lò xo và độ cản hệ pít tông, sao cho dao động của khối lượng

phần phụ luôn cùng tần số nhưng ngược pha với dao động của công trình. Điều kiện này

luôn thỏa mãn khi áp dụng kết hợp với giải pháp điều khiển chủ động. Công nghệ này

khá phức tạp, khó phổ biến trong điều kiện Việt Nam.

Tùy theo yêu cầu giảm dao động cho kết cấu dưới tác động động học khác nhau mà linh hoạt áp dụng các loại thiết bị điều khiển dao động kể trên cho phù

hợp. Tuy nhiên liên quan đến yếu tố kinh tế, giá thành khi lắp đặt các hệ thống và cả

yếu tố linh hoạt có thể thay đổi khi các yếu tố tác động thay đổi như gió; động đất,

mà luận án tập trung nghiên cứu loại thiết bị giảm chấn kiểu bị động dùng chất lỏng

(gọi tắt là TLD) - cụ thể là nghiên cứu ảnh hưởng bể nước đến mức độ giảm chấn

cho nhà cao tầng. Do đó nội dung luận án sẽ đi nghiên cứu hệ giảm chấn chất lỏng

TLD để khẳng định tính ưu việt và khả năng áp dụng cho các công trình nhà dân

dụng nói chung và nhà cao tầng nói riêng tại Việt Nam. 1.3. Bể nước trên các tòa nhà cao tầng và tác dụng giảm chấn

1.3.1. Vai trò của bể nước đối với tòa nhà cao tầng

Đối với nhà cao tầng, vấn đề thiết kế hệ thống bể chứa cung cấp nước cho

tòa nhà có vai trò quan trọng. Hệ thống này thường được bố trí tại tầng mái của tòa

nhà, hoặc đối với một số tòa nhà có chiều cao lớn thì hệ thống bể chứa nước sẽ

được phân bố đặt thêm tại các tầng kỹ thuật của tòa nhà để đảm bảo điệu kiện áp lực

nước đủ cung cấp cho toàn bộ các vị trí trên tòa nhà.

Thông thường bể nước trên tòa nhà cao tầng được thiết kế với các mục đích

như sau: Thứ nhất để đảm bảo đủ cung cấp nước phục vụ sinh hoạt của tòa nhà; thứ

hai để cung cấp nước cho việc phòng cháy chữa cháy khi xảy ra hỏa hoạn, cháy nổ

trên tòa nhà; thứ ba có thể sử dụng bể chứa nước trên tầng mái làm bể bơi phục vụ

cho mục đích vui chơi, giải trí và một phần tăng thêm giá trị về mặt cảnh quan của

tòa nhà cao tầng.

Tòa nhà One Rincon Hill với bể Công trình The Vista cao 100 tầng với 6

nước mái bể chứa nước.

Hình 1.6. Hình ảnh vị trí đặt bể chứa nước trên tòa nhà cao tầng

Trên hình 1.6 mô tả một số vị trí đặt bể nước trên tòa nhà cao tầng. Khi tính toán thiết kế nhà cao tầng thì bể chứa nước được coi như là một tải trọng tĩnh tác dụng lên công trình. Do đó để tăng khả năng chịu lực của kết cấu cũng như khả

năng giảm chấn cho kết cấu nhà cao tầng. Từ các kết quả nghiên cứu đã có về việc sử dụng bể chứa nước trên tòa nhà làm hệ giảm chấn chất lỏng (Tuned Liquid Damper - TLD), nội dung luận án đề xuất nghiên cứu sử dụng bể chứa nước để giảm chấn cho kết cấu nhà cao tầng dưới tác dụng của động đất.

Bể chứa nước để phục vụ cho mục đích giảm chấn được thiết kế tách riêng với các bể phục vụ cung cấp nước cho sinh hoạt, phòng cháy chữa cháy, hoặc làm bể bơi, nhằm mục đích luôn duy trì được lượng nước tối ưu nhất với mục đích giảm chấn cho kết cấu. 1.3.2. Khái niệm hệ giảm chấn chất lỏng

Hệ giảm chấn chất lỏng là một dạng thiết bị điều khiển dao động kiểu bị động - gọi tắt là TLD (Tuned liquid damper). Hệ thiết bị này có thể giảm các tác động động lực học như động đất, gió bão hay hoạt tải khi làm tăng đặc tính cản cho kết cấu. Hệ giảm chấn này có khả năng làm tiêu tan một phần năng lượng giải phóng của kết cấu khi chịu tải trọng động. Hệ giảm chấn chất lỏng (TLD) thể hiện rất có hiệu quả và là công nghệ đơn giản để tăng tính cản cho kết cấu.

Hệ giảm chấn chất lỏng gồm các bể chứa chất lỏng với chiều dài, chiều rộng bể chứa và chiều sâu chất lỏng tính toán phù hợp với việc tăng tính cản tương đương cần thiết cho kết cấu. TLD có thể đáp ứng tốt dưới tác động của các dao động ở mức thấp, còn ứng xử của chúng với các dao động lớn hơn là khá phức tạp. Đặc biệt khi có sự xuất hiện của bề mặt sóng vỡ, hiệu quả của TLD sẽ giảm đi đáng kể. Vậy bể chứa nước là một trường hợp của hệ giảm chấn chất lỏng với chất lỏng sử dụng trong bể là nước có độ nhớt bằng không. [24], [25], [26]. 1.3.3. Phân loại hệ giảm chấn chất lỏng

Để ứng dụng được cơ chế giảm chấn chất lỏng một cách hiệu quả, có một số loại

hệ giảm chấn chất lỏng đã được đề xuất trong hai thập kỷ vừa qua như trên hình 1.7.

Hình 1.7. Sơ đồ phân loại hệ thống thiết bị giảm chấn chất lỏng [27]

Có nhiều loại hệ giảm chấn chất lỏng TLD khác nhau như trong Hình 1.7

được phân loại dựa trên cấu trúc của các ứng dụng, dựa trên hình dạng, độ sâu của

chất lỏng và chức năng của chúng. Có phân loại như sau:

 Bộ giảm chấn chất lỏng (TSDs) chủ yếu dựa vào sự va đập của chất lỏng

khi cộng hưởng để hấp thụ và tiêu tán năng lượng rung động của kết cấu. Có hai

loại TSDs:

- Hệ giảm chấn đáy phẳng

- Hệ giảm chấn đáy dốc.

Trong hệ giảm chấn đáy phẳng được chia làm hai loại: một loại đáy phẳng sử

dụng sóng nước nông, một loại đáy phẳng sử dụng sóng nước sâu.

 Bộ giảm chấn cột chất lỏng điều chỉnh (TLCDs) dựa trên chuyển động của

cột chất lỏng trong một bình chứa có hình chữ U. Nó cho phép hạn chế các lực tác

động lên kết cấu. Có nhiều loại cấu hình TLCD khác nhau:

- Bộ hấp thụ rung động cột chất lỏng (LCVA).

- Bộ giảm chấn cột lỏng được điều chỉnh kép (DTLCD).

- Bộ giảm chấn cột lỏng điều chỉnh hỗn hợp (HTLCD).

- Bộ giảm chấn cột chất lỏng điều chỉnh áp suất (PTLCD).

 Hệ giảm chấn chất lỏng - Controllabe TLDs có thể điều khiển thường được

điều chỉnh theo tần số tự nhiên đầu tiên của kết cấu và chỉ hiệu quả nếu tần số của

lực tác dụng gần với tần số được điều chỉnh đó.

a) Hệ giảm chấn chất lỏng dạng đáy phẳng

Hệ giảm chấn chất lỏng dạng đáy phẳng được hình thành dựa trên nguyên tắc

là sự hấp thụ năng lượng của chất lỏng ở mặt thoáng sẽ tạo ra dao động sóng và

thay đổi đặc trưng động lực học kết cấu, mục tiêu tạo ra cộng hưởng để tiêu tán

năng lượng kích động vào công trình (Fujino và cộng sự.,1988). Ngoài ra sự tiêu tán

năng lượng trong kết cấu còn thông qua các cơ chế khác: Tiêu tán năng lượng do

tính nhớt của chất lỏng, tiêu tán năng lượng do sóng vỡ, do tương tác chất lỏng và

thành bể, do độ nhám đáy bể và một phần do dạng hình học của bể. TLD đáy phẳng

thường có hình chữ nhật hay hình tròn và được lắp đặt ở trên tầng cao nhất của công

trình dựa theo dạng dao động của tòa nhà và mục đích là kiểm soát dao động. Hệ

TLD đáy phẳng nói riêng và các hệ trong họ TLD nói chung được phân loại dựa

vào độ cao của mực chất lỏng trên cơ sở lý thuyết sóng nước nông. Theo đó TLD

đáy phẳng có hai loại chính: Một loại dùng mực nước nông, một loại dùng mực

nước sâu. [28], [29], [30], [31], [32]

Hình 1.8. Các hình dạng cơ bản của bể chứa chất lỏng đáy phẳng

Khi chiều cao của nước “ho” so với chiều dài của thùng nước theo hướng

kích rung “L” (hay đường kính “D” nếu là bể tròn) nhỏ hơn 0,15 thì được phân loại

như là loại nước nông, lớn hơn 0,15 thì được phân loại như là loại nước sâu.

Ngoài ra độ sâu của chất lỏng trong bể chứa có thể nông hoặc sâu tùy thuộc

tần số tự nhiên của kết cấu được kiểm soát.

TLD đáy phẳng có mực nước nông sẽ tiêu tán năng lượng thông qua cơ chế

chuyển động của sóng ở bề mặt dẫn đến hiện tượng sóng vỡ. Hiện tượng sóng vỡ có

thể xuất hiện trong quá trình dao động khi biên độ của sóng lớn.

Đối với các TLD đáy phẳng có mực nước sâu thì các vách ngăn hoặc màn

chắn thường được sử dụng để điều khiển dao động sóng. Do vậy sự tiêu tán năng

lượng trong TLD đáy phẳng có mực nước sâu lại phụ thuộc vào cơ chế hoạt động

của chất lỏng, vị trí các vách ngăn, kích thước và dạng vách ngăn.

Với TLD đáy phẳng có mực nước nông, chiều cao chất lỏng trong bể thấp nên có

tác dụng giảm dao động hiệu quả đối với các công trình chịu lực kích thích bên ngoài

không lớn. Nhưng khi lực kích thích bên ngoài có một quy mô lớn, do chiều cao chất

lỏng trong bể thấp nên chất lỏng có tính chất ứng xử phi tuyến mạnh mẽ. Dẫn đến các lý

thuyết phân tích tuyến tính không còn áp dụng được nữa, gây khó khăn trong việc tìm ra

lời giải nhằm tiên lượng chính xác chuyển vị của chất lỏng đặc biệt là ở mặt thoáng. Tuy

nhiên trong trường hợp bể nước sâu thì quá trình chuyển động của nước vẫn được xem là

tuyến tính cho một quy mô lớn của lực kích thích.

Trong thực tế công cụ làm tiêu hao nguồn năng lượng thụ động của TLD đã

đưa ra một vài ưu điểm so với các loại hệ thống giảm chấn khác như: Được áp dụng

để kiểm soát các loại dao động khác nhau của hệ thống chuyển động đa cấp độ; Mỗi

hệ thống có một tần số khác nhau đối với từng loại, thích hợp để sử dụng tạm thời,

không hạn chế đối với những dao động vô hướng; Tần số dao động riêng của TLD

có thể được kiểm soát bởi việc điều chỉnh độ sâu của chất lỏng và kích thước của bể

chứa, nước ở trong bể chứa có thể được sử dụng cho mục đích sinh hoạt, cứu hỏa.

Cùng với những ưu điểm đã được đề cập ở trên, cũng có một vài nhược điểm

trong hệ thống TLD. Nhược điểm lớn nhất của hệ thống TLD là một phần khối

lượng nước lớn không tham gia vào việc làm mất tác dụng của chuyển động trong

kết cấu. Điều này dẫn tới việc có một khối lượng thêm vào mà không đem lại lợi ích

nào. Ngoài ra tỷ trọng của nước khiến bể nước cồng kềnh, vì thế đòi hòi tăng thêm

khoảng không chứa nó.

Những nhược điểm trên của hệ TLD đáy phẳng hiện tại đã được khắc phục

và đạt tới hiệu quả giảm chấn tối ưu. Một vài phương pháp đã được đưa ra như: Lắp

đặt TLD ở vị trí thích hợp; Dùng TLD đáy phẳng nước nông để phá vỡ lớp sóng, bổ

sung các hạt nổi gây cản trở chuyển động bề mặt sóng nước; Sử dụng lưới chìm và

màn chắn; Sử dụng những tấm chắn (hay nắp đậy bể chứa); Tạo độ dốc cho bể

chứa; Tăng độ nhám cho đáy bể bằng việc sử dụng đáy hình nêm; Sử dụng TLD

dạng nón; Sử dụng một con lăn; Chèn cột chất lỏng.

b) Hệ giảm chấn chất lỏng dạng đáy dốc [27]

Hệ TLD đáy dốc đã sử dụng để khắc phục những hạn chế liên quan đến TLD đáy

phẳng. Khái niệm này có nguồn gốc từ hiện tượng “bờ biển”. Vì một bãi biển dốc luôn

tiêu tan năng lượng hiệu quả, phần lớn các sóng biển bị tiêu tan dọc theo bờ biển, đặc

biệt là do sóng vỡ. Các tính năng khác liên quan tới TLD đáy dốc là: Vì sự khuếch đại

chiều cao sóng nước của bể đáy dốc lớn hơn so với bể đáy phẳng. Chuyển động sóng

trong TLD đáy dốc cũng trở nên phi tuyến hơn TLD đáy phẳng. Với TLD đáy dốc, lực

ngang lớn hơn có thể được tạo ra với khối lượng ít nước hơn. Hiện tượng đập cũng có

thể giảm thiểu thông qua TLD đáy dốc. TLD đáy dốc có hai dạng, dốc vát theo hình chữ

V như hình 1.9a, hoặc dốc theo hình chữ W - hình 1.9b.

b) Dốc theo hình chữ W a) Dốc vát theo hình chữ V

Hình 1.9. Hệ giảm chấn chất lỏng dạng đáy dốc [27]

c) Hệ giảm chấn chất lỏng dạng cột (TLCDs) [27]

Hệ TLD dạng cột là một loại tiêu hao năng lượng của kết cấu bởi hoạt động

kết hợp liên quan đến chuyển động của khối lượng chất lỏng trong ống, nơi mà lực

khôi phục là do tác dụng trọng lực lên chất lỏng và hiệu ứng giảm chấn do mất áp

lực của nước do các lỗ được lắp đặt bên trong cột. Hệ thống giảm chấn TLCDs cung

cấp một số ưu điểm so với các thiết bị giảm xóc khác, chẳng hạn như:

- TLCDs có thể lấy bất kỳ hình dạng tùy ý, nó có thể được gắn vào một kết

cấu sẵn có một cách dễ dàng;

- Không giống như mô hình toán học, định nghĩa định lượng động lực học

của TLCDs có thể được xây dựng.

- Có thể kiểm soát khả năng giảm chấn của TLCDs thông qua việc kiểm soát

lỗ mở. Điều này cho phép chủ động kiểm soát khả năng giảm chấn của hệ TLCDs.

- Có thể điều chỉnh tần số của TLCDs bằng cách điều chỉnh chiều cao chất

lỏng trong cột.

Hình 1.10. Hệ giảm chấn chất lỏng dạng cột [27]

d) Hệ giảm chấn chất lỏng dạng khối lượng lai [27]

Hệ giảm chấn chất lỏng sẽ tiêu hao nhiều năng lượng hơn khi sóng nước lớn

hơn, điều này xảy ra khi TLD phải chịu một chuyển động biên độ lớn. Để sử dụng

các đặc tính này, TLD được kết nối với một khối thứ cấp gắn với kết cấu chính

thông qua một hệ thống lò xo được thiết kế phù hợp. Hệ thống này được gọi là TLD

TLD

.. Ux

khối lượng lai vì có cả khối thứ cấp và van điều tiết chất lỏng.

Hình 1.11.Van giảm chấn chất lỏng hỗn hợp (lai) [33]

e) Hệ TLD chủ động [27]

Đây là một thiết bị kiểm soát chủ động, TLD thường được điều chỉnh theo

một tần số cụ thể (tần suất dao động tự nhiên đầu tiên của kết cấu). Vì vậy sẽ chỉ

hiệu quả khi tần số của lực tác dụng gần với tần số điều chỉnh. Nhưng trên thực tế,

các lực tác dụng vào kết cấu thường được chia ra thành một dải các tần số. Điều này

làm giảm bớt hiệu quả các van điều tiết của bộ giảm chấn. Để nâng cao hiệu quả

của bộ giảm chấn dưới tác động của lực kích rung đa tần số, một thiết bị kiểm soát

chủ động và bán chủ động được nghiên cứu.

Hệ TLD điều khiển được khác so với các hệ khác trong họ TLD ở điểm: Hệ

sử dụng các thiết bị điện tử trong bộ giảm chấn để đo các lực kích động, từ đó gửi

tín hiệu tới các hệ khởi động. Hệ này sẽ ứng sử sao cho kết cấu dao động theo

phương mong muốn và chống lại lực kích động (gió hay động đất), có tác dụng

kháng chấn cho công trình.

Nhận xét:

Qua việc phân tích các loại hệ giảm chấn trong họ TLD ở trên, nhận thấy

rằng đối với nhà cao tầng, TLD đáy phẳng là phù hợp bởi những lí do sau:

(1) Hệ TLD đáy phẳng là một hệ dạng bị động, chủ yếu dựa vào dao động

của chất lỏng trong bể khi chịu tải trọng ngang để giảm chấn cho kết cấu.

(2) Bể chứa nước là một dạng của bể chứa chất lỏng, phù hợp với công năng

của nhà cao tầng, thường lắp đặt ở trên tầng mái nên không làm ảnh hưởng đến mỹ

quan kiến trúc của công trình.

(3) Chi phí lắp đặt và thi công hệ TLD đáy phẳng khá đơn giản, không tốn

kém như những hệ giảm chấn khác, phù hợp với điều kiện công nghệ xây dựng ở

Việt Nam.

1.4. Tình hình nghiên cứu và ứng dụng hệ giảm chấn chất lỏng

1.4.1. Tình hình nghiên cứu hệ giảm chấn chất lỏng

a) Tình hình nghiên cứu hệ giảm chấn chất lỏng trên thế giới

Đến nay TLD đã được nghiên cứu bởi một số nhà nghiên cứu và đã có một

số kết quả nhất định. Soong và Dargush [34] cung cấp một đánh giá toàn diện về

các nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm được thực hiện trên TLD và hệ thống TLD

và kết cấu. Bauer [35] là người đầu tiên đề xuất một thiết bị giảm xóc bao gồm một

thùng chứa chất lỏng chứa hai chất lỏng bất biến, trong đó chuyển động của chất

lỏng có thể làm giảm dao động của kết cấu một cách hiệu quả. Modi và Wetl [36]

cũng là một trong những người đầu tiên đề xuất sử dụng TLD trong các tòa nhà để

giảm phản ứng tổng thể trong khi gió mạnh hoặc động đất năm 1987. Sau này các

nghiên cứu tiếp theo của ông gồm: Modi và Munsi [37] đã giới thiệu một nghiên

cứu thực nghiệm để chứng minh hiệu quả của TLD bằng việc đề xuất một hệ cản

hai chiều, và các kết quả chỉ ra rằng sự phân tán năng lượng lên tới 60%. Modi và

Set [38] đã giới thiệu nghiên cứu số trên hệ TLD hình chữ nhật, tính toán cho các

hiệu ứng phi tuyến. Chúng bao gồm các hiệu ứng của sóng phân tán như là các lớp

biên tại tường của thùng, tương tác giữa các vật nổi tại bề mặt và sóng vỡ. Modi và

các cộng sự [39] đã khảo sát việc tăng cường hiệu quả phân tán năng lượng của một

giảm chấn chất lỏng hình chữ nhật thông qua việc giới thiệu mô hình nêm hai chiều.

Từ thí nghiệm này ông chỉ ra rằng nêm làm tăng hệ số cản và nêm nhám thì hệ số

cản càng tăng hơn.

Kareem [30] tiến hành nghiên cứu về TLD đáy phẳng để giảm dao động của kết

cấu do tải trọng gió gây ra. Một mô hình phần tử hữu hạn đã được nghiên cứu về

chuyển động của chất lỏng bao gồm: ảnh hưởng phi tuyến của bề mặt tự do, độ nhớt và

sự tiêu tán năng lượng. Tác giả đã đưa ra kết luận rằng TLD đáy phẳng là một thiết bị

giảm chấn cho hệ kết cấu công trình. Nó tiêu tan năng lượng gây ra dao động cho kết

cấu thông qua hoạt động nhớt của chất lỏng và sóng phá vỡ. Có thể được sử dụng trong

các tòa nhà cao tầng, tháp, cầu và công trình trên biển.

Các nghiên cứu của Fujii và các cộng sự [40], [41], [42] đã thể hiện việc thiết

lập giảm chấn chất lỏng để giảm các dao động do gió của hai tòa tháp cao tầng,

Nagasaki Airport Tower (chiều cao 42m) và Yokohama Marine Tower (chiều cao

101m), và kết quả chỉ ra rằng chuyển dịch của tháp giảm khoảng 1/2 so với khi

không lắp đặt. Tác giả đã thiết lập hàm phản ứng tần số của TLD đáy phẳng. Mô

hình đề xuất cho tính toán hệ này cũng nhận được sự quan tâm của nhiều nhà khoa

học bao gồm cả các nghiên cứu nhằm hiệu chỉnh hoặc xác định giá trị tối ưu cho các

tham số ảnh hưởng đến hoạt động của hệ giảm chấn chất lỏng, mà điển hình là: Wakahara, và các cộng sự [32] đã đưa ra những nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm để thiết kế tối ưu TLD và xác nhận TLD với ứng dụng chính xác cho một khách sạn

cao tầng "Shin Yokohama Prince (SYP) Hotel" ở Yokohama. Mô hình tương tác được

xem xét dựa trên phương pháp phần tử biên cho mô phỏng chuyển động của chất lỏng

trong một thùng TLD, và hệ đa bậc tự do (Multi Degrees of Freedom - MDOFs) cho

mô phỏng chuyển động của kết cấu. Việc thiết lập TLD trên tòa nhà có thể giảm ứng

xử do gió tới một nửa so với giá trị ban đầu.

Kaneko và Ishikawa [43] đã giới thiệu nghiên cứu phân tích trên TLD với

lưới ngập nước. Họ đã áp dụng một mô hình chất lỏng trên cơ sở lý thuyết sóng

nước nông phi tuyến. Họ đã kiểm tra các kết quả của sự phân tán năng lượng một

cách lý thuyết mà được thiết lập bằng thực nghiệm. Họ cũng đã thấy rằng hệ số cản

tối ưu, như trường hợp của hệ TMD, có thể được lấy ra từ mạng lưới thiết lập cho

chất lỏng bên trong thùng và cho thấy hệ TLD là có hiệu quả hơn trong việc giảm

dao động cho kết cấu khi không có TLD. Kaneko S.và MizotaY [44] cũng đã mở

rộng mô hình TLD nước sâu hình chữ nhật đã được phát triển cho mô hình TLD

nước sâu hình tròn với một mức nước ngập được thiết lập trong khoảng giữa thùng

chất lỏng tròn. Trong phân tích ứng dụng lý thuyết sóng biên độ hữu hạn và phương

pháp Galerkin trong trường hợp thùng hình tròn, họ đã thu được lực thủy động học

và cao độ bề mặt tự do. Sau đó, sự tổ hợp các lực thủy động với phương trình

chuyển động của kết cấu, tỷ số cản được tính toán. Các kết quả tính toán đã thiết lập

do vậy được so sánh với các kết quả thí nghiệm, bởi vậy mà hiệu quả của phương

pháp mô hình hóa được xác nhận.

Sun và các cộng sự [31], [45] đã đo chuyển động của chất lỏng trong hệ TLD

nông, bao gồm thùng hình chữ nhật, hình tròn và thùng hình khuyên chịu tác động

của kích động dạng điều hòa. Khi sử dụng TMD tương đương, họ đã hiệu chuẩn các

tham số của TLD từ kết quả thí nghiệm. Sun tiếp tục phát triển thành công một mô

hình phân tích cho TLD trên cơ sở lý thuyết sóng nước nông, điều mà được chứng

minh là rất có hiệu quả nếu sóng không bị vỡ và mở rộng mô hình này để tính toán

cho ảnh hưởng của sóng vỡ khi giới thiệu 2 hệ số cơ bản được xác định bằng thực

nghiệm.

Các phương trình cơ bản khác nhau đã được bắt nguồn từ phương trình

Navier Stokes và phương trình liên tục. Các điều kiện biên để giải các phương trình

đó cũng được nêu trong nghiên cứu của ông. Fr là phép tính toán hai sóng phá vỡ.

Các hệ số cda và cfr từ các bộ dữ liệu thí nghiệm đã được đề xuất. Cuối cùng tác giả

kết luận rằng TLD rất thích hợp để ngăn chặn dao động của kết cấu. Mô hình TLD

được sửa đổi có thể dự đoán phản ứng kết cấu rất tốt ngay cả khi có sự xuất hiện

của sóng vỡ.

Fujino và Sun [46], [40] tiến hành nghiên cứu trên nhiều TLD thực nghiệm,

bằng thí nghiệm kích thích cưỡng bức và thử nghiệm tương tác kết cấu MTLDs.

Thông qua thử nghiệm, ông thấy rằng một MTLDs với dải tần số thích hợp không

làm giảm hiệu quả của nó ngay cả khi không điều chỉnh tần số. Các công thức tham







số khác nhau được trình bày ở đó:

  R

f 1 f

  

  

y  





tần số trung tâm; - bề rộng dải tần số





 i

1 





 f

- khoảng cách tần số; - Thông số off-tuning

Trong đó: fi - Tần số dao động tự nhiên riêng biệt của TLD thứ i; f1 và fn là giá trị



nhỏ nhất và lớn nhất của fi ; N - số TLDs; fs - tần số tự nhiên của kết cấu; fTLD - Tần

số tự nhiên của hệ TLD; h - chiều sâu của chất lỏng; - độ nhớt động học của chất

lỏng

V. J. Modi [47] nghiên cứu TLD đáy phẳng bằng mô phỏng số và đưa ra kết

quả TLD đáy phẳng có thể giảm biên độ trên 85% khi cộng hưởng dựa trên phân

tích phi tuyến cũng như phân tích sóng nước nông.

Reed và Gardarsson [48] trình bày một nghiên cứu về TLD bằng hai thí

nghiệm và đưa ra nhận định: Bể chứa chất lỏng là hệ giảm chấn tiêu tán năng lượng

trên một dải tần số rộng rất hiệu quả, tạo ra biên độ kích thích lớn. Tần số thiết kế

van điều tiết phải được điều chỉnh với giá trị thấp hơn giá trị của tần số tự nhiên kết

cấu.

Tait và các cộng sự [49] đã thảo luận mô hình dòng số của ứng xử TLD bao

gồm chuyển động bề mặt tự do mà kết quả là lực cắt cơ sở và năng lượng phân tán

bởi TLD với các màng ngăn. Cả hai mô hình phân tích tuyến tính và phi tuyến cho

TLD được kiểm tra và so sánh với dữ liệu thí nghiệm. Kết quả chỉ ra rằng mô hình

tuyến tính có khả năng thiết lập đặc tính phân tán năng lượng của một TLD,

nhưng có thể không thiết lập được ứng xử thực của bề mặt tự do cho các biên độ

khảo sát khác nhau trong thí nghiệm. Mô hình phi tuyến có thể mô tả chính xác

chuyển động bề mặt tự do, kết quả là xác định được lực cắt cơ sở và năng lượng

phân tán qua một dải các biên độ kích động. Mô hình phi tuyến có xem xét đến

ảnh hưởng của nhiều màng ngăn và nhiều vị trí lắp đặt màng ngăn khác nhau bên

trong thùng cứng đến hiệu quả giảm chấn.

Tait và các cộng sự [50] đã nghiên cứu khả năng của TLD hoạt động theo hai

hướng. khi thực hiện thí nghiệm trên mô hình kết cấu - TLD (2D) - hai hướng và

thiết lập chuyển động của bề mặt tự do, kết quả là các lực cắt cơ sở được xác định

cho các giảm chấn chất lỏng bị tác động hai chiều (2D TLD) với kết cấu đơn giản

và ứng xử chuyển vị và gia tốc của hệ kết cấu - TLD hai chiều. ứng xử của một hệ

kết cấu - TLD 2D bị kích động hai chiều cho thấy tương ứng với sự cộng tuyến tính

trong hai hệ kết cấu - TLD 1D. Nghiên cứu này chỉ ra rằng bằng cách chọn tỉ lệ

thích hợp cho các TLD, chúng có thể được sử dụng để giảm các ứng xử kết cấu

trong hai mode của dao động một cách đồng thời theo hình dạng của nó.

Yamamoto và Kawahar [51] đã xem xét một mô hình dòng chất lỏng khi sử

dụng phương trình Navier - Stokes ở dạng công thức Euler-Lagrrang tùy ý. Cho tích

phân phương trình Navier - Stokes, họ đã sử dụng phương thức cân bằng ten sơ

khuếch tán được cải tiến và phương pháp phân đoạn. Với sự ổn định của chương

trình tính toán, làm mượt bề mặt tự do cũng đã được thực hiện. Phương pháp

Newmark’s đã được sử dụng cho tích phân theo thời gian. Khi sử dụng một mô hình

số của tháp Yokohama Marine để khảo sát hiệu quả của mô hình TLD, họ đã nhận

thấy rằng mô hình này có thể phân tích hệ TLD một cách có hiệu quả.

Chang và Gu [52] đã nghiên cứu thực nghiệm điều khiển các hiệu ứng của hệ

TLD hình chữ nhật được thiết lập trên tòa nhà cao tầng dao động do bị kích động xoáy

(vortex). Họ đã nhận thấy rằng TLD hình chữ nhật là có hiệu quả trong việc giảm dao

động dạng kích động xoáy cho các tòa nhà cao tầng, đặc biệt khi tần số của nó được

điều chỉnh trong phạm vi dải tối ưu. Tần số tối ưu của TLD nằm trong dải giữa 0.9 và

1.0 của mô hình tòa nhà mà được xem xét với phân tích đưa ra ban đầu.

Biswal và các cộng sự [53] đã thực hiện phân tích dao động tự do của chất

lỏng đổ trong thùng cứng hình tròn với các vách thông thường và so sánh với tần số

tự nhiên của chất lỏng trong thùng không có vách ngăn. Các tham số tần số văng té

của chất lỏng được tính toán cho các khu vực khác nhau của màng ngăn trong thùng

cứng. Kết quả cho thấy rằng các vách ngăn có ảnh hưởng đáng kể đến các thông số

tần số văng té của chất lỏng khi được đặt rất gần với bề mặt tự do chất lỏng. Sau này

Biswal và các cộng sự đã nghiên cứu một mô hình phần tử hữu hạn hai chiều phân

tích cho đặc tính phân tích động của chất lỏng đổ trong thùng chứa hình chữ nhật

với các màng ngăn sử dụng công thức thế lưu tốc và lý thuyết sóng nước tuyến tính.

Tần số văng té của chất lỏng trong thùng hình chữ nhật khi không có và khi có

màng ngăn (tấm hình chữ nhật mỏng) được xem xét đánh giá. Hệ thùng - màng

ngăn được xem xét là cứng. ứng xử văng té của chất lỏng được nghiên cứu dưới

kích động cơ sở hình sin tĩnh ổn định. Các tần số văng té của chất lỏng được tính

toán cho các kích thước khác nhau và các vị trí màng ngăn khác nhau.

Jin Kyu Yu và các cộng sự [54] đã đề xuất một mô hình giảm chấn khối

lượng mà chúng có thể tham chiếu tới mô hình có độ cứng và tính cản phi tuyến

(NSD) phù hợp với TLD. Mô hình này là một mở rộng của TMD. Chúng hiệu

chuẩn các đặc trưng phi tuyến của mô hình NSD từ thí nghiệm bàn rung.

Banerji và các cộng sự [55] đã sử dụng các công thức được đề nghị bởi Sun và

các cộng sự để nghiên cứu hiệu quả của TLD hình chữ nhật trong việc giảm ứng xử

của kết cấu chịu động đất với các giá trị khác nhau của chu kỳ tự nhiên và tỷ số cản của

kết cấu. Hơn thế nữa, một nỗ lực được thực hiện để định nghĩa các tham số thiết kế phù

hợp của TLD để có hiệu quả trong điều khiển ứng xử của kết cấu chịu động đất. Các

tham số này bao gồm tỷ số của sự văng té tuyến tính và tần số tự nhiên của kết cấu (gọi

là tỷ số điều chỉnh), tỷ số của khối lượng nước / kết cấu (gọi là tỷ số khối lượng) và

chiều sâu chất lỏng với tỷ số chiều dài thùng TLD (gọi là tỷ số chiều sâu).

Reed và các cộng sự [56] đã giới thiệu các nghiên cứu để khảo sát hiệu quả

và sự tiện dụng của TLD trên một dải rộng của các biên độ kích động. Từ các

nghiên cứu đó, tác giả đã đưa ra tần số ứng xử của hệ TLD tăng khi biên độ kích

động tăng. Cũng với thí nghiệm này đã hé lộ rằng ứng xử lớn nhất xuất hiện tại một

tần số cao hơn cái đã được thiết lập bởi lý thuyết sóng nước tuyến tính. Một hệ quả

của đặc trưng này là TLD phân tán năng lượng mạnh trên một phạm vi tần số rộng.

Tamura và các cộng sự [57] đã chỉ ra rằng tỷ số cản của tháp hàng không

Tokyo cao 77.6m được tăng thêm tới 7.6% từ 1% bởi việc sử dụng TLD.

Frandsen [58] đã thừa nhận một thùng 2D mang đầy đủ tính phi tuyến

chuyển động theo cả 2 hướng nằm ngang và thẳng đứng bằng việc sử dụng hệ tọa

độ chuyển đổi cho mô hình chất lỏng. Tác giả đã phân tích mô hình cho giá trị chiều

cao chất lỏng khác nhau với TLD nước sâu và TLD nước nông. Tuy nhiên, mô hình

ở trên bị giới hạn bởi việc sử dụng các giả định động năng dòng chảy, cả hai yếu tố

là chuyển động văng té và chuyển động quay của chất lỏng không thể thấy được bởi

mô hình đã giới thiệu ở trên.

Koh và các cộng sự [25] đã giới thiệu nghiên cứu số để khảo sát ảnh hưởng được

tổ hợp khi sử dụng các giảm chấn chất lỏng mà được điều chỉnh cho các tần số dao động

khác nhau của kết cấu nhiều bậc tự do. Một cách số, hiệu quả của các giảm chấn là phụ

thuộc vào tần số của phổ động đất và các vị trí nơi các giảm chấn được lắp đặt.

Hong -Nan Li [59] đã trình bày các công thức tính toán mô phỏng đơn giản

cho TLD bằng cách sử dụng phương trình chuyển động sóng chất lỏng của Navier-

Stakes. Điều này đã được giải quyết bằng khối lượng chất lỏng. Các phương trình

áp lực chất lỏng động có nguồn gốc từ bản thân kết cấu rất có lợi cho việc giảm dao

động cho kết cấu.

Young-Moon Kim, Ki-Pyo You, Ji-Eun Cho & Dong-Pyo Hong [60] nghiên

cứu TLD đáy phẳng và TLCDs thực nghiệm, thấy rằng TLCDs kiểm soát dao động

của kết cấu hiệu quả hơn TLD đáy phẳng. Tần số tự nhiên khác nhau được đưa ra:

- Đối với bể chứa hình chữ nhật và hình vuông:

tanh



F w

g  L

h  L

1 2 

(1.4)

Với g: Gia tốc trọng trường (m/s2); h: Chiều cao mực nước trong bể (m); L:

Chiều dài bể chứa (m).

- Đối với bể chứa hình tròn:



tanh



F w

1.841 g R

1.841 R

1 2 

(1.5)

Với g: Gia tốc trọng trường (m/s2); h: Chiều cao mực nước trong bể (m); R:

đường kính bể chứa (m).

- Đối với bể chứa dạng cột TLCDs:



F w

2g L

(1.6)

Với g: Gia tốc trọng trường (m/s2)); L: Chiều dài bể chứa (m).

Gardarsson và các cộng sự [61] đã mở rộng ý tưởng của việc tiêu hao năng

lượng của các trận sóng thần bằng một phần của bờ biển cho thêm vào nghiên cứu

một TLD với thùng có đáy dốc. Họ đã tính toán bởi thực nghiệm các đặc trưng văng

té có liên quan đến TLD đáy dốc và đã so sánh với TLD trong hộp thông thường.

Họ đã nhận thấy TLD đáy dốc là đặc biệt có hiệu quả khi được điều chỉnh với tần số

cao hơn tần số ứng xử cơ sở của kết cấu. Tuy nhiên, họ nhận thấy có một vài vấn đề

liên quan đến TLD đáy dốc như là mô men gây ra do TLD cơ bản sẽ lớn hơn.

Olson và Reed [62] đã nghiên cứu một TLD đáy dốc được đề xuất bởi

Gardarsson và các cộng sự khi sử dụng mô hình tính cản và độ cứng phi tuyến được

phát triển bởi Yu và các cộng sự. Các kết quả đã minh họa một cách rõ ràng một hệ

mà được mô tả bởi tính đàn hồi mềm. Tần số nước tự nhiên ước tính từ phương

trình Lamb được sửa đổi với chu vi ướt. Và cuối cùng Olson đã phát hiện ra rằng

với phương trình Lamb tham số chiều dài đã sửa đổi cho tần số tự nhiên F của TLD

tanh



đáy dốc với ước tính gần đúng.

F w

L 1

L 0

1 2 

h 2 0 sin 

   

  

g  L 1

h  L 1

(1.6) Trong đó (1.7)

Với g: Gia tốc do trọng lực, L1: Độ dài chu vi của bề mặt dốc, h: Chiều rộng

của bể.

M.J.Tait [63] đưa ra một mô hình số phi tuyến dựa trên lý thuyết sóng nước

nông được nghiên cứu để dự đoán chính xác hiệu quả và độ bền cho một số cấu trúc

-TLD khi dùng hệ thống kích thích ngẫu nhiên.Tỷ lệ khối lượng có ảnh hưởng lớn

hơn đến tỷ lệ chiều sâu để tăng hiệu quả giảm chấn.

Xin và Chen [64] nghiên cứu các loại đáy dốc khác nhau với mật độ biến đổi

(bằng cách sử dụng cát) đã được kiểm tra trên tòa nhà khung ba tầng cả về mặt thực

nghiệm và số học (giải tích). Họ đã thấy rằng mật độ biến đổi với đáy hình chữ W

luôn hiệu quả hơn trong việc giảm thiểu độ lệch tầng và gia tốc sàn của tòa nhà so

với đáy hình chữ V, và hiệu quả hơn nhiều so với hộp TLD dưới động đất mạnh.

Bởi vì nó tăng khả năng giảm dao động và giảm khối lượng trong trạng thái tĩnh,

biến mật độ của TLD (DVTLD) có thể đẩy mạnh quá trình tiêu tan của độ rung tự

do sau khi ngừng kích thích bên ngoài. Trong các tài liệu đã nêu, lực điều khiển

ngang Fj (t) được áp dụng cho tầng thứ j của tòa nhà bởi một đáy dốc TLD bằng với



kết quả của áp lực động chất lỏng trên thành bể bên trái và bên phải của bể TLD đáy

jx t ( )

. ( )y t

phẳng, và thể hiện bởi: - mật độ nước; = gia tốc tương đối trên tầng thứ j

gx t ( )

đối với nền của tòa nhà ; = Gia tốc mặt đất tại chân của tòa nhà; - dạng

gia tốc đầu tiên của sóng chất lỏng trong bể chứa. h = Độ sâu nước tối đa, L = Chiều

dài bể.

Banerji [65] các nghiên cứu số đã được tiến hành trên TLD cho hai trường

hợp: Trường hợp 1- tải trọng tác động là tải trọng động đất thực tế và trường hợp

hai - đó là tải trọng động đất nhân tạo cho SDOF.

Từ nghiên cứu quan sát thấy rằng TLD rất phù hợp cho việc tiêu tan các

phản ứng kết cấu như biên độ kích thích mặt đất tăng lên, TLD ít nhạy cảm với sự

thay đổi trong các giá trị của các tham số của nó cho các tỷ lệ khối lượng và chiều

sâu lớn hơn. Nghiên cứu cũng kết luận rằng giá trị tối ưu của tỷ lệ chiều sâu mực

nước khoảng 0,15 và tỷ lệ khối lượng là khoảng 4%.

Banerji và Samanta [66] đã nghiên cứu hệ TLD khối lượng lai để tăng biên

độ gia tốc nền và kết luận rằng hiệu quả của HMLD phụ thuộc vào độ cứng tương

đối của hệ thống lò xo thứ cấp được sử dụng để tạo mô hình lai so với độ cứng của

hệ thống chính (sơ cấp). HMLD tìm thấy 20% - 60% hiệu quả hơn để giảm đáp ứng

két cấu trong cả hai kích thích biên độ lớn và chuyển động mặt đất do động đất.

Zahrai S.M, Abbasi, Bijan Sanmali, Zora Vrcely [67] nghiên cứu TLD với

các vách ngăn có thể xoay để bù đắp ảnh hưởng của việc có thể xảy ra sai lầm của

TLD và cũng làm cho TLD có thể kiểm soát được tốt hơn. Một cuộc điều tra thử

nghiệm đã được thực hiện trên tòa nhà khung năm tầng với TLD có thể xoay được

với 21 dạng khác nhau và hai kích thích động đất. Sau khi thử nghiệm Tác giả đưa

ra kết luận là hiệu suất tốt nhất có thể đạt được khi góc của vách ngăn là 00 <θ< 900. Hiệu quả của các vách ngăn là khả thi hơn so với trận động đất Kobe hơn trận

động đất El-Centro. Với các vách ngăn làm tăng tính linh hoạt của TLD dưới sự

kích thích ngẫu nhiên và cũng bao gồm các hiệu ứng mistuning.

Li và các cộng sự [68] đã đề xuất một mô hình số cho việc thực hiện các

TLD hình chữ nhật nước nông nơi mà các đặc tính động của chất lỏng nông trong

thùng chứa hình chữ nhật chịu tác động của dao động cưỡng bức theo phương

ngang được phân tích một cách chính xác từ phương trình liên tục và động lượng

của chất lỏng. Theo một số thừa nhận, họ thiết lập phương trình vi phân một phần

phi tuyến mô tả chuyển động sóng của chất lỏng nông trong thùng chứa hình chữ

nhật và đề xuất một quá trình số cho việc giải các phương trình này trên cơ sở

phương pháp phần tử hữu hạn.

Ikeda và Ibrahim [69] đã phân tích số một cấu trúc đàn hồi cho một thùng

chứa hình tròn được đổ một phần chất lỏng trong đó kết cấu bị tác động theo chiều

dọc một kích động ngẫu nhiên trong một dải tần số hẹp. Họ đã giải quyết các phương

trình hình dạng bằng phân tích số sử dụng mô phỏng Monte Carlo, và thiết lập phân

tích ứng xử tĩnh của hệ.

Pal và các cộng sự [70] đã đề xuất hệ giảm chất chất lỏng dạng cột chất lỏng

được điều chỉnh (TLCD) có ống tiết diện đồng nhất hình chữ U, chứa đầy chất lỏng

được sử dụng như một thiết bị giảm thiểu phản ứng dao động cho kết cấu. Hệ giảm

chấn cột chất lỏng được điều chỉnh (TLCBD) là một TLCD đã được sửa đổi, trong

đó, một lỗ cố định được đặt ở phần giữa của phần nằm ngang, được thay thế bằng

một quả bóng kim loại. Các nghiên cứu khác nhau về hiệu suất tối ưu hóa không bị

giới hạn của TLCBD chịu tác động của động đất đã được thực hiện trong đó các

giới hạn về biên độ tối đa của chất lỏng hiện diện trong phần thẳng đứng của ống

chưa được giải quyết. Điều này có thể được giải quyết bằng cách hạn chế chuyển

động của chất lỏng đến một giới hạn nhất định.

Một vài loại khác của các giảm chấn chất lỏng cũng được đề xuất trong khoảng

hai thập kỷ, trong đó giảm chấn cột chất lỏng (TLCDs), cái mà làm tiêu tan chuyển

động do gió bởi sự phân tán năng lượng thông qua chuyển động của khối lượng chất

lỏng trong một ống giống như thùng chứa nhưng trong bị đục lỗ thông nhau. Tuy nhiên

giảm chấn cột chất lỏng TLCDs này không phải là thiết bị điều khiển dao động kiểu bị

động mà thuộc loại thiết bị điều khiển dao động bán chủ động.

b) Tình hình nghiên cứu hệ giảm chấn chất lỏng ở Việt Nam

Năm 2006, lần đầu tiên tại Việt Nam sử dụng chất lỏng đựng trong các thùng

cứng nhằm giảm dao động cho kết cấu tháp cầu. Hệ giảm chấn dùng chất lỏng này

được lắp đặt cho cầu Bãi Cháy gọi tắt là hệ TLD. Tại cầu Bãi cháy không chỉ có

một thùng chất lỏng mà rất nhiều thùng nhỏ và lại được bố trí ở nhiều vị trí dọc theo

chiều cao tháp. Tại các vị trí khác nhau số lượng các thùng lại khác nhau. [71]

Năm 2007, lần đầu tiên một cuốn sách chuyên khảo do GS. TSKH Nguyễn

Đông Anh làm chủ biên với tiêu đề “Giảm dao động bằng thiết bị tiêu tán năng

lượng” ra đời đã phác họa khá đầy đủ về sự làm việc của loại giảm chấn này. Như

vậy ở Việt Nam các nghiên cứu về giảm chấn dùng chất lỏng (TLD) hay chuyên

môn cơ học gọi là thiết bị tiêu tán năng lượng mới dừng ở nghiên cứu tổng quan.

Nhằm mục đích làm sáng tỏ hơn nữa khả năng có thể tính toán thiết kế và áp dụng

hệ TLD cho kết cấu công trình tại Việt Nam. [72]

Năm 2009, TS. Nguyễn Đức Thị Thu Định đã nghiên cứu về khả năng giảm

chấn của hệ TLD đối với cầu dây văng cụ thể là làm rõ hơn khả năng giảm chấn cho

công trình cầu dây văng tại Bãi Cháy - Quảng Ninh. Trong nội dung luận án TS.

Nguyễn Đức Thị Thu Định đã phân tích lý thuyết về ứng xử của hệ tương tác giữa

kết cấu và hệ gồm nhiều TLD khi sử dụng hàm ứng xử tần số tự thiết lập trên cơ sở

các phương pháp cổ điển là sử dụng phương trình Euler - Lagrrang. Phương trình

được thiết lập trên cơ sở thừa nhận mô hình kết cấu - TMD tương đương mang độ

cứng và tính cản phi tuyến theo Sun (1994). Luận án đã chỉ ra được mối quan hệ về

khối lượng giữa các thùng đơn lẻ trong một nhóm thùng có số lượng thiết kế của hệ

nhiều TLD. Trong hệ nhiều TLD sẽ gồm N thùng chứa, mỗi thùng có một giá trị tần

số riêng (một TLD đơn) và các tần số của N thùng thuộc dải tần số thiết kế. Tỷ số

giữa khối lượng của thùng có tần số trung tâm (tần số chủ đạo được lấy để thiết kế

thường là bằng với tần số dao động tự nhiên của kết cấu) và tổng khối lượng chất

lỏng trong hệ nhiều TLD và tỷ số khối lượng của mỗi TLD đơn lẻ với khối lượng

hình thái của kết cấu cũng được khảo sát trong luận án. Nghiên cứu đã phân tích chi

tiết thiết kế TLD hiện có tại công trình cầu Bãi Cháy và áp dụng các phân tích lý

thuyết về hệ nhiều TLD để áp dụng tính toán thiết kế cho cầu Bãi Cháy một hệ TLD

mới - hệ nhiều TLD. [2]

Năm 2014, nhóm tác giả gồm PGS.TS. Chu Quốc Thắng, Th.S. Phạm Nhân

Hòa thuộc trường Đại học Quốc tế - Đại học Quốc gia TP. HCM; Th.S Lê Minh

Thành thuộc công ty TNHH Tham & Wong Việt Nam, đã nghiên cứu giảm chấn

cho kết cấu 20 tầng chịu tải trọng động đất bằng hệ cản chất lỏng nhớt được điều

khiển bị động khi xét đến tính phi tuyến của vật liệu. Nhóm tác giả đã trình bày một

mô hình cơ học khi dao dộng (với giả thiết sàn tuyệt đối cứng), phương trình vi

phân chuyển động, và thuật toán để giải phương trình này cho kết cấu khung phẳng

với vật liệu cột làm việc theo mô hình đàn - dẻo tuyệt đối, đồng thời được điều

khiển bị động bằng hệ cản VFD. Ví dụ số là kết cấu khung phẳng 20 tầng bằng thép

chịu tải trọng động đất Kobe được phân tích đàn hồi, đàn dẻo, có hoặc không có hệ

cản VFD (VFD - Hệ cản chất lỏng nhớt). Nghiên cứu đã đưa ra nhận định rằng hệ

VFD không chỉ làm giảm biến dạng chảy dẻo cho cột, giảm chuyển vị lớn nhất

trong các tầng, mà còn có nhiệm vụ làm giảm độ lệch chuyển vị so với cao độ tầng

ở các tầng có độ cứng chuyển vị ngang bé. [73]

Năm 2015, PGS.TS. Nguyễn Xuân Toản cùng Th.S Đoàn Mộng Xanh tại

Đại học Đà Nẵng đã nghiên cứu đề tài Thạc sỹ kỹ thuật “Khả năng giảm dao động

của công trình nhà cao tầng bằng chất lỏng”. Luận văn xem xét sử dụng hệ TLD có

hình dạng chữ nhật để khảo sát trường hợp tải trọng dạng tam giác và điều hòa. Và

nhận thấy hệ TLD khá hiệu quả trong việc giảm dao động cho kết cấu. [74]

Năm 2020, TS Bùi Phạm Đức Tường thuộc Đại học sư phạm kỹ thuật Thành

phố Hồ Chí Minh đã bảo vệ luận án tiến sĩ “Ứng dụng bể chứa chất lỏng có thành

mỏng trong việc kháng chấn và điều khiển dao động công trình”. Luận án đã nghiên

cứu sự ảnh hưởng đáng kể của vấn đề thành bể mềm bằng cách thay đổi chiều dày

thành bể đến tần số dao động tự nhiên của bể chứa và áp lực sóng chất lỏng tác

dụng lên thành bể. Luận án đã đề xuất quy trình thiết kế - kiểm tra cho hệ gồm

nhiều bể chứa dưới tác dụng của tải trọng động đất bằng các phương pháp khác

nhau. Tất cả các nghiên cứu về bể chứa chất lỏng trong luận án đề xét với kết cấu

làm việc trong giai đoạn đàn hồi. Khi xét tương tác rắn lỏng giữa chất lỏng và thành

bể trong nghiên cứu đều giả thiết rằng chất lỏng lý tưởng với mật độ chất lỏng

không đổi, chất lỏng không nén được và không thay đổi tính chất vật lý trong suốt

quá trình phân tích. [75]

1.4.2. Tình hình ứng dụng hệ giảm chấn chất lỏng

Hầu hết hệ giảm chấn chất lỏng được nghiên cứu và ứng dụng cho các công

trình xây dựng và chủ yếu là công trình dân dụng với một số công trình dân dụng

lớn điển hình được áp dụng. Khả năng áp dụng của hệ giảm chấn có thể thấy rõ hơn

thông qua việc phân tích một số công trình thực tế đã được lắp đặt hệ giảm chấn

chất lỏng nhằm giảm dao động cho kết cấu dưới tác dụng của tải trọng.

- Tòa nhà Gold Tower tại thành phố Udatsu Nhật Bản [76]

Các công trình có sử dụng TLD như thiết bị giảm chấn đã được xây dựng rất

sớm ở Nhật Bản, ví dụ điển hình là tòa nhà Gold Tower thành phố Udatsu sử dụng

TLD có tên MCC Aqua Damper (Hình 1. 12) là bể chứa nước dạng khối với các 6 màn

ngăn bằng thép được bố trí dọc theo dòng chảy chất lỏng bên trong bể. Cụ thể Gold

Tower dùng 16-TLD nặng 9.6 tấn có tần số 0.42 Hz ở tầng mái (cao độ 136 m) với

tổng khối lượng chất lỏng xấp xỉ 1% khối lượng của toàn bộ công trình. Sau khi ứng

dụng thiết bị kháng chấn trên vào công trình thì phản ứng của kết cấu trước tác dụng

của tải trọng động giảm khoảng 50-60% so với khi không sử dụng thiết bị TLD.

Hình 1.12.Thiết bị MCC Aqua Damper ở tòa nhà Gold Tower [76]

- Tòa nhà Comcast Building tại Mỹ

Ở Bắc Mỹ, nơi thường xuyên có động đất thì toà nhà Comcast Building

(Hình 1. 13) tại bang Pennsylvania cao 305 m hoàn thành năm 2008 có sử dụng bể

nước mái lớn đến 300.000 gallons (1.135.600 lít) được dùng như thiết bị giảm chấn.

Kích thước rất lớn của bể nước này đòi hỏi việc nghiên cứu tính toán cẩn thận cho

kết cấu thành bể khi sóng chất lỏng dao động trong quá trình làm việc của TLD.

Tổng mức đầu tư cho hệ thống giảm chấn này vào khoảng 2 triệu USD. [77]

Hình 1.13. Toà nhà Comcast với TLD có 1.1 triệu lít nước [77]

- Khách sạn Shin - Yokohama Prince - Nhật Bản (SYPH) [2]

Khách sạn được xây dựng năm 1992 tại một vị trí gần với nhà ga Shin -

Yokohama của tuyến đường mới Tokaido (Shinkansen). Tòa nhà là một cấu trúc

hình trụ tròn với chiều cao 149m và đường kính 38.2m. Khối lượng tổng quát của

tòa nhà là MS1 = 10.5106 kg.

Hệ giảm chấn chất lỏng được lắp đặt tại tòa nhà năm 1992 với 30 TLD có

bình chứa hình trụ tròn đường kính 2m và chiều cao gần 2m. Mỗi bình lại được chia

thành 9 lớp, mỗi lớp 0.22m. Mỗi lớp chỉ bao gồm chất lỏng nhưng có 12 vách chắn

để ngăn chuyển động xoáy và để thiết lập thêm các năng lượng phân tán trong bình.

Một chuỗi các thí nghiệm đã được tiến hành để xác định số bình và tần số văng té

của chất lỏng trong bình. Chiều sâu chất lỏng trong mỗi lớp là 0.124m được điều

chỉnh để có được tần số của hệ sát với tần số tự nhiên thấp nhất của tòa nhà. Tổng

khối lượng nước là 101.7103 kg, bằng 1% khối lượng tổng quát của tòa nhà. Tỷ số

cản của giảm chấn D đượctính toán bởi mô hình TLD được xem như là TMD tương đương để tối ưu hóa trong dải gia tốc 0.02 - 0.03 m/s2.

Hiệu quả của TLD được thể hiện bằng việc so sánh về biên độ và giá trị bình

phương tối thiểu của gia tốc. TLD có thể làm giảm dao động của kết cấu với giá trị

bình phương tối thiểu của gia tốc khi tốc độ gió lớn hơn 25m/s tới 50%. Các đặc

trưng thông thường của TLD với chất lỏng là chuyển động trở nên có hiêu quả hơn

khi tốc độ gió lớn. Điều này có thể được giải thích rằng khả năng phân tán năng

lượng của chất lỏng tại biên độ thấp duy trì không đủ, nhưng chúng tăng theo biên

độ, do vậy trở nên tiến sát tới giá trị tối ưu.

Hình 1.14. Thiết bị TLD ở Shin Yokohama Tower [2]

- Tháp cầu Bãi Cháy Việt Nam [71]

Với công trình cầu, việc áp dụng giảm chấn chất lỏng là chưa nhiều; các công

trình được biết đến một cách điển hình trên thế giới và tại Việt Nam như cầu Sakitama -

Nhật Bản (lắp đặt năm 1991) và cầu Bãi Cháy - Việt Nam (lắp đặt năm 2006).

Việc áp dụng hệ giảm chấn chất lỏng tại cầu Bãi Cháy - Quảng Ninh - Việt

Nam từ năm 2006 đã đặt nền tảng cho các kỹ sữ, nhà khoa học Việt Nam trong các

nghiên cứu sau này. Hệ giảm chấn chất lỏng lắp đặt tại cầu Bãi Cháy bao gồm 344

thùng có chiều dài 1400mm và chiều rộng thay đổi 300, 400, và 500mm được phân

bổ cho 2 tháp. Các thùng này được đổ cùng một lượng chất lỏng (cùng chiều sâu

chất lỏng như nhau) và được bố trí dọc theo chiều cao tháp. Hiệu quả của hệ này đã

giảm chuyển vị đỉnh tháp xuống ½ giá trị lớn nhất dưới tác động của gió.

Hình 1.15. Cầu Bãi Cháy với hệ MTLD [71]

- Tòa nhà Gama ở Indonesia

Ngày nay TLD đã phổ biến và được ứng dụng ở nhiều nơi trên thế giới kể cả ở

những nước đang phát triển như Indonesia với toà nhà Gama tower ở Jakarta chiều cao

310 m (69 tầng) như Hình1. 23 đã hoàn thành và đưa vào sử dụng năm 2016.

Hình 1.16. Toà nhà Gama với mô hình TLD thí nghiệm

Qua những phân tích trên, rõ ràng có thể thấy rằng việc ứng dụng hệ giảm

chấn dùng chất lỏng (TLD) ở nước ta hiện nay còn ít, chủ yếu là nghiên cứu cơ bản

và xác định hiệu quả, số ít các công trình thực tế áp dụng ở các dự án lại thường

được thực hiện do các kỹ sư nước ngoài thiết kế. Các kỹ sư trong nước ít được tiếp

cận hoặc chưa được đầu tư nghiên cứu nên hiểu biết trong tính toán thiết kế, bố trí,

lắp đặt và lựa chọn là chưa nhiều.

Mặt khác ở hầu hết các nghiên cứu chưa giúp người kỹ sư thiết kế kết cấu

nhà cao tầng có một cái nhìn tổng quan khi muốn xét đến mức độ giảm chấn của bể

chứa nước - hệ TLD đối với tòa nhà dưới tác động của tải trọng ngang. Vì vậy nội

dung nghiên cứu chính của luận án sẽ làm rõ và đưa ra một kết quả tối ưu từ một

mô hình đề xuất, giúp kỹ sư thiết kế có một tài liệu tham khảo khi xét đến mức độ

giảm chấn cho kết cấu nhà cao tầng dưới ảnh hưởng dao động của sóng nước trong

bể chứa.

1.5. Kết luận chương 1

Thiết kế kháng chấn cho nhà cao tầng được quan tâm rất nhiều ở các nước

trên thế giới trong nhiều thập niên qua. Ở Việt Nam, vấn đề này đang bắt đầu được

chú trọng nghiên cứu hơn. Vấn đề giảm chấn trên thế giới được tập trung vào các

hướng cách chấn; hướng tiêu tán năng lượng; hướng cân bằng động. Hướng nghiên

cứu của luận án là giảm chấn cho kết cấu chịu tác dụng của động đất theo hướng

tiêu tán năng lượng. Hệ giảm chấn chất lỏng (TLD) là một trong các dạng thiết bị

giảm chấn hoạt động theo cơ chế tiêu tán năng lượng. Tổng hợp từ những kết quả

nghiên cứu tính toán cho hệ giảm chấn chất lỏng trước đó thì hệ có thể được phân

tích tính toán theo các cách như sau:

- Quy đổi tương đương hệ giảm chấn chất lỏng sang hệ khối lượng (TMD)

- Quy đổi khối lượng nước trong bể thành các vật rắn cùng chuyển động độc

lập với bể và có liên kết với bể bằng các lo xò có độ cứng xác định (như mô hình đề

xuất của Houner).

Khi chất lỏng trong bể được quy đổi rắn hóa qua các khối lượng, thì sẽ

không phản ánh được hoạt động của sóng chất lỏng trong bể, đồng thời giá trị của

áp lực nước tác dụng lên thành bể và lực cắt đáy bể sẽ không chính xác. Từ đó Luận

án đi nghiên cứu đề xuất mô hình tính sao cho phản ánh đúng hoạt động của sóng

chất lỏng bên trong bể chứa theo mô hình cơ học chất lỏng.

Mặt khác khi bể liên kết với kết cấu của công trình có thể liên kết cứng hoặc

liên kết nữa cứng. Hiện nay, vấn đề này vẫn chưa được nghiên cứu làm rõ, khi xét

ảnh hưởng của bể đến mức độ giảm chấn cho kết cấu công trình. Luận án đề xuất

nghiên cứu ảnh hưởng của gối liên kết giữa bể và kết cấu thông qua độ cứng tương

ứng của liên kết.

Đồng thời trên kết cấu công trình hệ bể chứa chất lỏng có thể đặt một bể

hoặc nhiều bể. Để đánh giá được mức độ ảnh hưởng của số lượng bể đến hiệu quả

giảm chấn cho kết cấu thì Luận án cũng đề xuất nghiên cứu ảnh hưởng mô hình hệ

nhiều bể đến hiệu quả giảm chấn so với hệ một bể.

Từ những phân tích ở trên để tiếp tục hoàn thiện hướng nghiên cứu cho bể

chứa chất lỏng Luận án sẽ đi giải quyết các vấn đề như sau:

(1) Xây dựng đề xuất mô hình tính toán cho bể chứa chất lỏng bao gồm bể và

chất lỏng bên trong bể. Mô hình đề xuất phản ánh đúng bản chất sự chuyển động

của sóng chất lỏng bên trong bể theo mô hình của cơ học chất lỏng.

(2) Dựa trên mô hình được đề xuất, Luận án tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng

giảm chấn của bể chứa chất lỏng lên kết cấu công trình ứng với trường hợp hệ một

bể và hệ nhiều bể.

(3) Nghiên cứu ảnh hưởng của liên kết nữa cứng giữa bể và công trình

(4) Áp dụng các kết quả nghiên cứu để phân tích ảnh hưởng giảm chấn của

bể nước cho một công trình nhà cao tầng cụ thể chịu tác dụng của động đất.

CHƯƠNG 2

CƠ SỞ LÝ THUYẾT PHÂN TÍCH CHUYỂN ĐỘNG CỦA BỂ CHỨA

CHẤT LỎNG TRÊN CÔNG TRÌNH CHỊU ĐỘNG ĐẤT

2.1. Cơ chế hoạt động của hệ giảm chấn chất lỏng TLD

Ở Việt Nam, các nghiên cứu về cơ chế hoạt động của thiết bị giảm chấn bị

động TMD, TLD có thể kể đến các công trình của Anh và cộng sự (2007-2016) [78],

[79], [80], [81], [82] hoặc Phước và cộng sự (2018, 2019) [83], [84] [41, 42]. Khi

bể nước đóng vai trò là thiết bị giảm chấn, TLD được gắn vào kết cấu để thay đổi

đặc trưng động lực học và sau đó tiêu tán năng lượng dao động của hệ.

Cơ chế cơ bản của hệ giảm chấn chất lỏng là làm giảm dao động của kết cấu,

bắt nguồn từ chuyển động của chất lỏng trong bể chứa và từ việc tản năng lượng

thông qua tác động của lực nhớt nội tại và dao động của sóng vỡ. Giảm chấn phụ

thuộc vào biên độ của chuyển động chất lỏng và dạng sóng phá vỡ. [85]

Hình 2.1. Cơ chế hoạt động của hệ giảm chấn chất lỏng (TLD) [85]

Chuyển động của chất lỏng bên trong TLD, tác động lên thành bể chứa và

lần lượt tạo ra một lực ngược hướng với hướng của lực kích thích. Nó được thiết kế

để có cùng tần số tự nhiên của kết cấu, do đó chuyển động sóng của chất lỏng bên

trong bể chứa gây ra bởi sự kích thích bên ngoài tạo ra lực gần với lực kích thích,

nhưng ngược chiều để ngăn chặn lại dao động của tòa nhà. Điều này sẽ giúp giảm

thiểu các phản ứng tổng thể như: chuyển vị của các tầng, phản ứng sàn, biên độ, và

chuyển vị đỉnh….vv. [86]

Hình 2.2. Dao động của sóng bên trong hệ giảm chấn chất lỏng (TLD) [86]

2.2. Cơ sở lý thuyết phân tích cho hệ một bể

2.2.1. Tương tác giữa sóng chất lỏng và thành bể chứa.

Hoạt động cơ bản của giảm chấn chất lỏng TLD được hình thành trên cơ sở

hoạt động của chất lỏng bên trong bể chứa. Khi hệ giảm chấn chất lỏng TLD

chuyển động (thường là do tác động của hệ kết cấu chuyển động kéo theo), chất

lỏng trong bể chứa chuyển động dạng chuyển động sóng. Các sóng nước hình thành

có dạng có thể là một sóng tuyến tính, sóng dài, sóng nông hay đôi khi là hình thành

cả sóng vỡ. Ảnh hưởng của mỗi loại chuyển động sóng khác nhau sẽ tạo ra hiệu quả

điều khiển dao động cho kết cấu của TLD khác nhau. Hiệu quả này được đánh giá

thông qua các lực xuất hiện trong hệ TLD khi nước chuyển động văng té hợp lại

theo nguyên lý cộng tác dụng. Các lực hình thành nên do chuyển động sóng nước

trong các bể chứa gây ra các áp lực vào biên tường thành bể và tạo ra các hiệu quả

khác nhau trong việc giảm dao động đối với các kết cấu công trình nói chung và nhà

cao tầng nói riêng.

Đặc trưng của hệ giảm chấn chất lỏng TLD bao gồm các đặc tính phi tuyến

của độ cứng và tính cản bên trong giảm chấn. Chúng bị ảnh hưởng bởi các đặc

trưng như vật liệu của bản thân giảm chấn chất lỏng, kích thước của bể chứa chất

lỏng, tỷ số chiều sâu chất lỏng so với kích thước bể chứa và tính nhớt của chất lỏng.

Như vậy, nghiên cứu về sự làm việc của bể chứa chất lỏng giống một bài

toán phi tuyến do chuyển động của chất lỏng bên trong bể chứa mà thực chất là

chuyển động của sóng. Việc giải bài toán động học phi tuyến sẽ trở nên phức tạp

hơn nhiều so với việc giải bài toán động học tuyến tính. Tuy nhiên nhiều nghiên cứu

đã chứng tỏ có thể sử dụng phương pháp động học tuyến tính tương đương để thay

cho phương pháp động học phi tuyến bằng việc sử dụng các tham số kết cấu trong

hệ động học tuyến tính như c, k là các tham số phi tuyến. [87], [88]

Cơ sở lý thuyết chính xác cho vấn đề dao động của chất lỏng dịch chuyển

trong một bể chứa là vô cùng khó khăn và phức tạp. Do đó cơ sở lý thuyết có thể

chia làm hai phần chính:

- Lý thuyết phân tích dao động chất lỏng với biên độ nhỏ theo H. Norman

Abramson 1966

- Lý thuyết phân tích gần đúng dao động chất lỏng với biên độ lớn

Nghiên cứu này sẽ giới hạn trong phần lý thuyết phân tích dao động chất

lỏng với biên độ nhỏ, phân tích tuyến tính theo H.Norman Abramson 1966. Theo lý

thuyết phân tích này, các giả thiết đơn giản hóa trong tính toán được sử dụng khi

tính toán giải tích như sau: [89], [90]

 Bể chứa được coi là tuyệt đối cứng, do vấn đề xét sự tương tác giữa chất

lỏng với bể đàn hồi là 1 vấn đề cực kỳ phức tạp.

 Trường dòng chảy không điều hòa, giả thiết này phù hợp với độ nhớt chất

lỏng c = 0. Bởi chuyển động của một chất lỏng luôn luôn không tuần hoàn, không

điều hòa khi bắt đầu dao động. Giả thiết này, cùng với điều kiện biên được tuyến

tính hóa, đưa ra một lý thuyết có thể sử dụng để phân tích một số thông số của bể

chứa, mà vẫn đảm bảo tính thực tế.

 Chất lỏng trong bể là nước sinh hoạt cung cấp cho công trình (chất lỏng

không độc hại); độ cản nhớt của nước có thể bỏ qua; Giả thiết này rất chính xác,

ngoại trừ khu vực giáp thành bể.

 Chất lỏng là đồng nhất và không thể nén.

 Các chuyển vị, độ dốc, vận tốc tại bề mặt tự do của chất lỏng là nhỏ, giúp

tuyến tính hóa các điều kiện biên ở bề mặt tự do.

 Mặt thoáng tự do không có nguồn, không có bồn nước. Giả thiết này đòi

hỏi thể tích chất lỏng trong bể không thay đổi, nên nó sẽ không được áp dụng với

những bể chứa thoát nước nhanh.

2.2.2. Cơ sở lý thuyết phân tích chung cho các dạng bể chứa.

Xét bể chứa hình chữ nhật hoặc hình trụ tròn, giả thiết bề mặt chất lỏng

không bị xáo trộn, do đó trục oy, oz nằm trong mặt phẳng của bề mặt chất lỏng và

oz tạo phương pháp tuyến với bề mặt chất lỏng. Giả thiết dòng chảy không điều hòa,

x y z t , , ,



đảm bảo sự tồn tại của thế năng vận tốc có giá trị đơn tại các vị trí bất kỳ, hàm thế





năng . Từ đó thể xác định được trường vận tốc bằng cách xác định độ

dốc. Vận tốc được định nghĩa như sau: [89], [90]

 

V 

(2.1)

theo tọa độ chữ nhật: Hoặc các thành phần vận tốc V 

;



 

 x 

 y 

 z 

(2.2)

Theo Định luật II Newton về chuyển động chất lỏng không dính ta có:

  

AF  

1 



(2.3)

Trong đó:  : là tỷ trọng chất lỏng; P: cường độ áp suất (normal pressures)



: vecto lực bản thân bể chứa (is the body force vector)

A 

: vecto gia tốc









(2.4)

    z 

   y 

   x 

  t 

Kết hợp với phương trình vi phân của dịch chuyển thực tế:   dt

Phương trình trên được viết lại như sau:





 





 





 



u  t  v  t    t 

u  x  u  x  u  x 

v  y  v  y  v  y 

  z    z    z 

1  1  1 

p  x  p  y  p  z 

(2.5)

Tính liên tục của chất lỏng phải được bảo toàn theo định luật bảo toàn khối

lượng. Kết hợp với giả thiết không thể nén được của chất lỏng ta có:

0V .   

(2.6)

,u v  và áp suất p ,

Từ phương trình (2.5); (2.6) xác định được

Thay phương trình (2.1) và (2.6) thấy rằng  thỏa mãn phương trình

Laplace:

2 .  







2       2 2 y x  

z 

(2.7)

Trong đó: 2 : được đưa vào phương trình (2.7) theo tọa độ bể chữ nhật, với dòng

chảy không điều hòa. Nên p = constant (hằng số). Các phương trình (2.5) có thể

được tích hợp sau đó tuyến tính để thu được phương trình theo định luật Bernoulli’s.

Hàm tích hợp được xác định trong định nghĩa của hàm  mà không làm mất tính

tổng quát:

p gz 



1  .  t  

(2.8)

Trong đó:

 : được xác định theo (2.7), các điều kiện biên, các thành phần vận tốc

theo (2.1); Áp lực xác định theo (2.8). Sự dịch chuyển trên bề mặt tự do được xác

định theo (2.10), Áp suất tại bề mặt thường được coi bằng không.

Trong khi lực tác dụng lên bể chứa có thể được tìm thấy bằng giá trị áp suất

bất kỳ. Để thuận tiện nó thường được viết dưới dạng:

Vận tốc tiềm năng tính bằng tổng tiềm năng chuyển động của chất lỏng so

với bể chứa và tiềm năng chuyển động của bể chứa

     C 1

(2.8a)

C  ;

Nếu xét bể chứa đứng yên thì:

  ; và hằng

C xác định theo phương trình:

C V



Khi bể chứa dịch chuyển

1 ;

C độc lập với

số tích hợp có thể lấy bằng không vì nó có thể xác định theo

hình dạng của bể chứa và được đánh giá thông qua bể chứa, chiều cao mực chất

lỏng và sự dịch chuyển của bể. Cần lưu ý rằng phương trình Laplace thỏa mãn cho

cao động và độ dịch chuyển nhưng sẽ không áp dụng trong trường hợp bể chứa di

1 được xác định bởi nghiệm của phương trình Poisson.

chuyển như container;

Điều kiện biên được xác định khi phân tích tuyến tính:

- Tại thành bể:



 n 

(2.9)

Trong đó:

 n 

: Biểu thị sự khác biệt trong tiếp xúc với chất lỏng

vn : Vận tốc chung của chất lỏng và bề mặt ranh giới tại mặt tự do của bể chứa

Áp dụng định luật Bernoulli và điều kiện các hạt chất lỏng phải ở trên bề mặt.

Sau đó tuyến tính hóa kết quả ta được phương trình mô tả bề mặt tự do như sau:

;



. 

 





p 0

 t 

1 . 

  t 

 z 

, t

(2.10)

 x y



Trong đó: : Phương trình tại bề mặt tự do

p0 (x, y, t): Áp suất bề mặt; bằng cách loại bỏ giữa sự tương quan này,

một phương trình duy nhất để xác định  là:



 

2   2 t 

 z 

p  1 0 . t 

(2.11)

Trong hầu hết các trường hợp P0 = hằng số nên:





2   2 t 

 z 

(2.12)

2.2.3. Cơ sở lý thuyết phân tích cho bể chứa dạng hình chữ nhật

a) Đặc trưng dao động riêng của bể chứa chất lỏng

Theo các giả thiết và cơ sở phân tích, các dạng dao động và tần số của sóng nước

với bể chứa hình chữ nhật được xác định theo công thức sau của Lamb: [89], [90]

 

Hình 2.3. Hệ trục tọa độ Oxyz và kích thước hình học của bể chứa chữ nhật

cos











x y ,



m  a

a 2

n  b

b 2



  

  

  

  

  

  

  

  

(2.13)

tanh











2  mn

f   mn

1   2 2  

tanh



2 







g 



h 



m n ,

(2.14)

m 2 a

n b

m 2 a

n b

m 2 a

n b

1 2 

  

  

  

  

  

  

   

   

(2.15a)

tanh



g 

h 

g 

h 



n b

1 2 

  

  

  

  

  

  

   

   

(2.15b)

Trong đó:

m, n: là thứ tự của dạng dao động theo phương x, y; m, n là các số nguyên nằm trong khoảng từ 0 đến  ;

: là biên độ chuyển dịch thẳng đứng của mặt nước trên mức tham chiếu từ

h z   ; 2

h: Chiều cao mực nước trong bể chứa;

a, b: là kích thước bể chứa theo 2 phương x, y;

Nếu a > b, tần số quan tâm thấp nhất thu được bằng cách cho m = 1, n = 0 

thể hiện mode 1 theo phương x và không xét dạng dao động theo phương y; khi đó

tanh



2  10

   10

f   10

g  a

h  a

g  a

h  a

g  a

 1 10  2 2  

  

  

  

  

tần số xác định theo công thức sau:

  

(2.16) h    a 

Với các tần số cao hơn có thể xác định từ phương trình (2.14). Khi (kh) nhỏ thì

2 k gh



2 







2  m n ,

m n ,

phương trình xác định tần số của dao động có thể xác định gần đúng bởi công thức:

m 2 a

n b

1 2

m 2 a

n b

  

  

  

  

(2.17)

b) Bể chứa chất lỏng dưới tác dụng của tải trọng điều hòa [90]

F t ( )

sin





Dịch chuyển của chất lỏng trong bể chứa dưới tác dụng của tải trọng điều



 t N



F 0

sin

(m)

t 

hòa dạng hàm sin hoặc dịch chuyển cưỡng bức dạng điều hòa





D t D ( )  0

. Tổng hợp các tài liệu tham khảo, giải pháp cho sự dịch chuyển

của sóng nước trong bể chứa thông qua việc sử dụng biến Laplace, các giả thiết như

mục 2.2.1, coi góc xoay của bể là không đáng kể.

x t ( )

sin





Thế năng vận tốc, lực ngang tác dụng lên bể chứa cho sự dịch chuyển của bể



 t m



x 0

dưới tác dụng của tác nhân điều hòa (Quy ước giá trị “+” khi

nước trong bể dịch chuyển sang bên phải).





( 1) 





a 4 n (2 

2 



  

2   2 2     n

cos

x 0



 1

 a

h 2

 a

  n sin 2  

 z  

  

  

  n cosh 2  





 1 

h a

     n cosh 2  

  

               

        

(2.18)





 

sin





1 2



x 0 h



3 



F H W F

 n 8 tanh 2    n 2

 r 1  1 3  r 1 1



f n f

  

  

      

   1 t      

(2.19)

n 2







 1

2  n

g  a

h  a

  n tanh 2  

  

(2.20) ; 1 r



  ;

2 n

2  n

(2.21) ;





h g



ghab gM 

= Tổng trọng lượng của chất lỏng

dao động bể chứa; h: Chiều cao mực nước trong bể;  : Khối lượng riêng của

chất lỏng trong bể; FH: Lực cắt đáy bể.

Trong đó: x0 : Biên độ chuyển vị tuyệt đối của bể chứa;  : Tần số góc của

2.3. Cơ sở lý thuyết phân tích cho hệ nhiều bể

Thiết bị giảm chấn chất lỏng đa tần, (Mutil Tuned Liquid Damper - MTLD)

là tập hợp nhiều bể chứa chất lỏng đơn tần TLD có mực nước khác nhau cùng tham

gia vào quá trình điều khiển tần số của kết cấu. Tuy nhiên tổ hợp các bể này có tần

số riêng phân số xoay quanh tần số riêng của hệ. Hình 2.13 bên dưới biểu diễn mô

hình toán được xây dựng đối với hệ MTLD. [91], [92], [93]

Hình 2.4. Sơ đồ tính hệ MTLD

Tần số tự nhiên của một bể chứa trong hệ được xác định theo công thức (2.15).

Với dải tần số F = f1, f2, f3, …., fs,…., fn tương ứng là các tần số riêng (theo thứ tự tăng

dần) được tạo ra nhờ tập hợp các bể chứa đơn, khi kết cấu chịu dao động kích thích

cộng hưởng đúng bằng tần số riêng fs, hệ MTLD hoạt động với sự đóng góp tần số

thông qua dao động sóng bề mặt trên các đơn vị bể thành phần, khắc chế dao động

cộng hưởng của hệ kết cấu, mà mục tiêu là chuyển vị đỉnh của chúng. Như vậy vấn đề

đặt ra là miền F xác định như thế nào là hiệu quả nhất. Sự phân bố tần số của hệ MTLD

có thể được đặc trưng bởi ba thông số: tần số trung tâm f0, bề rộng dải băng tần R và

i . Hình 2.17 biểu diễn dải tần số phân bố trong hệ MTLD.

khoảng tần số

f 1



 2

(2.22)

f 1

R  

 f

(2.23)









  /

  1

 i

f 1

f 

(2.24)

Trong đó fi là tần số tự nhiên của TLD thứ I; f1 và fN tương ứng là tần số

riêng nhỏ nhất và lớn nhất trong tập hợp N bể chứa TLD. Vì lý do, MTLD có một

tần số trung tâm là f0 nên số lượng bể N thường chọn là số lẻ.

Hình 2.5. Phân bố tần số trong hệ MTLD

Bên cạnh đó, tính chất đặc biệt thể hiện sự khác nhau giữa 1-TLD và MTLD là

hệ số điều chỉnh  . Theo đó, thay vì điều chỉnh tần số dao động sóng của hệ cản khối

lượng đúng bằng tần số riêng của kết cấu, chỉ cần điều chỉnh tần số của N số lượng bể

chứa tham gia giảm chấn có độ gần nhất định đối với tần số cộng hưởng để hệ vẫn phát

huy được tác dụng. Tuy nhiên, cách làm trên không làm giảm đi hiệu quả giảm chấn

của hệ, mà còn vượt tầm hiệu quả so với khi sử dụng hệ một bể chứa.

  

 f

(2.25)

0 0.2

R  

Các nghiên cứu trước đây chỉ ra giá trị tối ưu MTLD đạt được khi

, tỷ lệ khối lượng giữa hệ bể chứa chất lỏng và kết cấu luôn lớn hơn 1%.

[94], [95], [96]

2.4. Cơ sở lý thuyết phân tích gối liên kết giữa bể chứa chất lỏng và kết cấu

Trong mô hình phân tích thực tế, sự tương tác của thiết bị giảm chấn và công

trình, nhìn chung có mối liên quan. Điều này tương đương với việc giả định rằng,

thiết bị giảm chấn và công trình như hệ thứ cấp và hệ sơ cấp, là hai hệ thống tách

rời và liên kết với nhau thông qua liên kết ghép nối hai hệ thống này. Mặc dù việc

xem xét liên kết giữa hai hệ thống có xu hướng làm giảm phản ứng của kết cấu

nhưng điều này vẫn còn đang được xem xét bởi vì nếu có sự trùng hợp về tần số dao

động thì hệ thứ cấp sẽ hoạt động giống như một van điều tiết động và biến đổi

thông qua dao động thích hợp của bản thân hệ. Nhưng một phần đáng kể trong tổng

năng lượng dao động không từ hệ thống thứ cấp mà nó được ảnh hưởng cộng hưởng

rất nhiều từ hệ thống sơ cấp (công trình). Các hướng dẫn trong ASN 2006; CEA

2008 hoặc ETC - C2012 [97], [98] đã đưa ra một số quy tắc sẵn cho tỷ lệ khối

lượng, tỷ lệ tần số dao động cơ bản giữa hệ thống thứ cấp và sơ cấp. Qui tắc nêu rõ

các trường hợp cần tính đến liên kết giữa hai hệ thống thứ cấp và sơ cấp. Quy tắc

được minh họa như trên hình 2.6 [99].

Hình 2.6. Quy tắc chung phân tích giữa hệ thống thứ cấp và sơ cấp [99]

Quy tắc tóm tắt như sau. [99]

- Bỏ qua liên kết giữa công trình - hệ thống sơ cấp và bể chứa nước - hệ

thống thứ cấp (thiết bị giảm chấn) nếu tỷ lệ khối lượng nhỏ hơn 1%.

- Phải tính đến liên kết giữa công trình - hệ thống sơ cấp và bể chứa nước -

hệ thống thứ cấp (thiết bị giảm chấn) nếu tỷ lệ khối lượng lớn hơn 10%.

- Nên tính đến liên kết giữa công trình - hệ thống sơ cấp và bể chứa nước -

hệ thống thứ cấp (thiết bị giảm chấn) nếu tỷ lệ khối lượng nằm trong khoảng từ 1%

đến 10%, và tỷ lệ tần số của dạng dao động đầu tiên từ 0.8 đến 1.25.

- Những qui tắc này đưa ra nhiều vấn đề cần lý giải, đặc biệt khi tỷ lệ khối

lượng và tỷ lệ tần số gần với các giá trị mà việc tính toán liên kết giữa hai hệ thống

là cần thiết. Vì liên kết này phản ánh sự tương tác giữa hai kết cấu, nhưng lại không

thể đưa ra bất kỳ độ chính xác nào về bản chất của sự tương tác này. Thực tế đường

ranh giới của đồ thị hình 2.6 trên thực tế được xác định theo cách thực nghiệm. Việc

đưa ra những nhận định chính xác và hợp lý sự tương tác giữa hai hệ thống này là

cần thiết.

a) Dạng tương tác và mô hình nghiên cứu giữa kết cấu (hệ sơ cấp) và bể

chứa chất lỏng (hệ thứ cấp) [99].

 Dạng tương tác giữa bể chứa chất lỏng và kết cấu:

- Tương tác động học tương ứng với sự thay đổi động học của hệ sơ cấp do

sự có mặt của hệ thứ cấp, có tính đến độ cứng của hệ thứ cấp nhưng coi khối lượng

của nó bằng 0.

- Tương tác quán tính tương ứng với tác dụng của lực quán tính lên hệ sơ

cấp, gắn với chuyển động có tính đến khối lượng của hệ thứ cấp.

 Mô hình nghiên cứu minh họa cho dạng tương tác giữa bể và kết cấu được

trình bày như trên hình 2.7 bao gồm:

- Mô hình A (1DOF) tương ứng với trường hợp có thể bỏ qua tương tác

quán tính và động học.

- Mô hình B (1 DOF) đại diện cho trường hợp chỉ xảy ra tương tác quán tính

- Mô hình C (2 DOF) tính toán đầy đủ các tương tác giữa 2 hệ thống (cả

động học và quán tính)

Hình 2.7. Các mô hình phân tích tương tác giữa hệ sơ cấp và thứ cấp [99]

b) Phương trình chuyển động của hệ hai lò xo, hai khối lượng, có hai bậc

tự do.

Hệ thống này được minh họa bằng loại mô hình C như trên hình 2.7.

Trong hệ thống thực tế, lò xo có độ cứng kp và khối lượng mp tạo thành hệ

thống cơ cấp (kết cấu), lò xo có độ cứng ks và khối lượng ms tạo thành hệ thống thứ

cấp (bể chứa nước - thiết bị giảm chấn TLD). Dao động tự do của hệ được biểu diễn

theo các phương trình sau [100]:







p k



 u p  u s

0     0  

  

       

        

       

    

(2.26)

Có thể được viết lại thành một hệ hai phương trình vi phân thông thường như sau:







 m u p p

k u p



(2.27a)







 m u s s

 k u s

 k u s 

sin



(2.27b)

t n

sin

u U 

Bằng cách thay thế vào các phương trình (2.27a); (2.27b) và

t s

với ωn là tần số góc của hệ thống sơ cấp và thứ cấp, thu được:

(

) U



0 

2 m  p n

k U k U  s p

m U k U k U







(2.28)

2  s n

Và

Từ phương trình (2.28) thu được:





2  n p







k s 2  n s

 







4  n

2  n

p m

k s m

k p s m m p

k s m s

   

   

(2.29)

  s

  p

k s m

p m

Tần số của hệ thống sơ cấp: ; tần số của hệ thống thứ cấp:

Phương trình (2.29) viết dưới dạng như sau:









4 n

2 p

2 2     n s

2 s

2 p

m s m

 2      s 

   

(2.30)

Véc tơ dịch chuyển được viết dưới dạng:



2  n

m k / s



 1  

  

    

    

(2.31)

 Tiêu chí phân tích cho tần số

Trong phần trên, đã chỉ ra rằng các tần số kết hợp của một hệ hai bậc tự do (mô

hình C trên hình 2.7) được lưu ý với đại lượng ωn. Nếu viết tỷ số Rf = ωn/ωp, tỷ số tần số

rf = ωs/ωp, tỷ số khối lượng rm= ms/mp thì phương trình (2.30) viết dưới dạng sau:



0 

4 f

2 r f

2 f

2 r f

(2.32)

 1  

 2 r r R m f

Phương trình (2.32) có hai nghiệm nguyên dương cho Rf, ωn - các tần số của

hệ thống kết cấu và thiết bị giảm chấn. Nếu phải đạt được hiệu quả ảnh hưởng của

hệ thứ cấp lên hệ sơ cấp, một trong những tần số này phải gần với tần số của cấu

  , trong đó ԑ là rất nhỏ. Các dạng tương tác khác giữa hệ thứ cấp và sơ cấp

trúc sơ cấp ωp (mô hình A trong hình 2.7), Rf tương ứng gần bằng 1, giả sử với

fR trong phương trình (2.32), thu

sẽ gây ảnh hưởng không đáng kể. Thay (1+ԑ) cho

được [Gupta 1992]: [101]





2 f

 1   1 

     

r m

(2.33)

Phương trình (2.33) cố định mối quan hệ giữa rf và rm đối với bất kỳ thay đổi

nào về tần số giữa mô hình A và mô hình C.

fR = 1.21; 0.81;

Ví dụ: Nếu sự thay đổi tần số 10%, Rf = (1 ± 0.1) = 1.1, 0.9;

ԑ = 0.21, - 0.19. Giá trị của  dương với rf < 1 và âm với rf > 1.

 Các tiêu chí phân tích hệ thống sơ cấp và thứ cấp

Hệ sơ cấp không liên kết, có độ dịch chuyển tương đối lớn nhất bằng độ dịch

chuyển quang phổ SD tại tần số ωp. Bằng cách sử dụng phương trình (2.31), vecto

dịch chuyển của hệ được viết dưới dạng [102]:



2 r f

2 f



2  n

m s



2 m  p s

2 r f

u    k    p    u      

    

    

    

(2.34)

Độ dịch chuyển tương đối của khối lượng sơ cấp trong hệ ghép (thứ cấp và

1 

sơ cấp) được viết dưới dạng:







r m 2 R r / f

2 f

r m 2 R r / f

2 f



 1



  1  

   

   

   

(2.35)

Nếu giả định rằng độ dịch chuyển quang phổ SD không thay đổi đáng kể giữa

tần số của hệ thống sơ cấp (khi không liên kết với hệ thứ cấp) và hệ thống ghép (khi

có liên kết với thứ cấp), tỷ lệ đáp ứng RR trở thành:



R R



r m 2 2 R r / f f





 1

r m 2 R r / f

2 f

2

 1

 1     

   

   

   

(2.36)

Hệ thống ghép hai bậc tự do được xem xét ở đây sẽ có hai dạng dao động, do đó

có hai giá trị của Rf đối với bất kỳ tập giá trị rm, rf. Gupta (1992) [101], [103] chỉ ra rằng

đối với cả hai dạng dao động này, tỷ lệ đáp ứng RR luôn nhỏ hơn 1, tức là tương tác của

khối lượng sơ cấp trong phân tích của hệ ghép ở bất kỳ một trong hai dạng dao động

luôn nhỏ hơn tương tác của hệ sơ cấp khi không liên kết với hệ thứ cấp.

c) Tiêu chí mới phân tích cho hệ thống ghép sơ cấp và thứ cấp [99]

Đề xuất cho tiêu chí phân tích hệ thống ghép được minh họa trên hình 2.8.

Từ đồ thị thấy rằng, đối với tỷ lệ khối lượng từ 1% đến 10%, cần thiết xem xét đến

liên kết ghép nối giữa hệ thứ cấp và sơ cấp.

Hình 2.8. Tiêu chí mới để sử dụng trong phân tích giữa hệ sơ cấp và thứ cấp [99]

- Ở vùng bên trái của đồ thị, tương tác giữa hai hệ thứ cấp và sơ cấp là

không đáng kể, cho phép được sử dụng tất cả các dạng mô hình A, B, hoặc C.

Trong khu vực này, bất kể mô hình nào được lựa chọn thì tỷ lệ phần trăm của tần số

cũng dưới 5%. Tuy nhiên, nên áp dụng hệ mô hình thứ cấp ở dạng khối lượng gộp

(mô hình B), để có được khối lượng chính xác trong bài toán phân tích tĩnh;

- Ở vùng phía trên bên phải, tương tác quán tính với hệ thứ cấp không thể

bỏ qua. Khối lượng của hệ thống thứ cấp phải được tính đến khi tỷ lệ tần số và tỷ lệ

khối lượng nhỏ hơn 5%. Mô hình được đề xuất để phân tích có thể là mô hình biểu

diễn hệ thứ cấp bằng các khối lượng gộp (mô hình B), hoặc mô hình hoàn chỉnh

(mô hình C);

- Ở vùng phía dưới bên phải, tương tác động học chiếm ưu thế và có thể bỏ

qua khối lượng của hệ thứ cấp. Khối lượng của hệ thứ cấp không được đưa vào

phân tích động (mô hình A), nhưng điều quan trọng là phải tính đến khối lượng này

cho bài toán phân tích tĩnh. Mô hình hoàn chỉnh (mô hình C) cũng rất thích hợp để

phân tích tương tác động học này;

- Ở vùng trung tâm bên phải, mô hình C là mô hình duy nhất có thể đáp ứng

cả phân tích động học và quán tính cho hệ thứ cấp.

Từ các giá trị liên quan đến đồ thị hình 2.8, cho phép xây dựng được các

vùng tương tác như trong bảng 2. 1.

Bảng 2.1. Các giá trị được liên kết với đồ thị phân tích động [99]

0.01

1.25

0.01

0.8

0.1

1.85

0.1

3.5

0.1

0.54

0.1

2.5. Các dạng mô hình phân tích bể chứa chất lỏng

Tỷ lệ khối lượng của hệ Tỷ lệ tần số cho dạng dao Điểm thứ cấp và sơ cấp động đầu tiên

Mô hình phân tích hệ giảm chấn chất lỏng TLD chủ yếu là mô hình phi tuyến

do hoạt động của chất lỏng trên cơ sở lý thuyết sóng nước nông (dưới tác dụng của

các lực kích thích). Do đó, các mô hình được lựa chọn phải thể hiện được sự phi

tuyến và sóng vỡ tại trọng tâm của bể chứa. Có hai phương pháp phổ biến để tiếp

cận nghiên cứu ứng xử của chất lỏng: Một là giải phương trình động học của hệ,

cách tiếp cận thứ hai là thuộc tính của chất lỏng giảm chấn được cho bởi khối lượng

tương đương, độ cứng của hệ và hệ số giảm chấn cơ bản mô hình hóa một hệ TLD

tương đương như hệ TMD (Tuned Mass Damper) tương đương.

2.5.1. Mô hình phân tích của Sun (Mô hình sử dụng phương trình động lực học

chất lỏng)

Sun và cộng sự [33], [104] đã giới thiệu mô hình để giải quyết phương trình

phi tuyến Navier - Stokes và phương trình liên tục, một sự kết hợp của lý thuyết lớp

biên và lý thuyết song suy giảm đã được giải quyết các kết quả bằng cách sử dụng

phương pháp số. Một khía cạnh quan trọng của mô hình này là coi sóng vỡ dưới tác

động kích thích lớn bằng hai hệ số thực nghiệm.

Các bể hình chữ nhật được ngàm cứng thể hiện trong hình 2.9, với chiều dài

bể 2a, chiều rộng b, chiều cao mực nước trong bể h, gây ra chuyển vị xs ở phía trên.

Các chuyển động chất lỏng được giả định chỉ phát triển trong mặt phẳng x - z. Nó

cũng là giả định rằng các chất lỏng không nén, không xoáy và áp lực là không đổi

trên bề mặt tự do của chất lỏng.

Hình 2.9. Sơ đồ hệ TLD cho chuyển động ngang [33]

a) Phương trình dao động của sóng nước trong bể (Phương trình Navier

- Stokes)





u  x 

w  z 

- Phương trình liên tục (vi phân):

(2.37)

- Phương trình chuyển động theo Navier’s strokes theo 2 phương u, w:

.. X



 





u 2 x

u 2 z

u  t 

u  x 

u  z 

1 

p  x 

 

   

  



 





p x

w 2 x

w 2 z

w  t 

w  x 

w  z 

1 

 

   

  

(2.38)

(2.39)

Trong đó: u(x,t) và w(x,t): Lần lượt là vận tốc tương đối của chất lỏng tương

ứng với 2 phương x, z của bể hình chữ nhật; g: Gia tốc trọng trường; p: Áp lực (áp suất) của chất lỏng; : Độ nhớt của chất lỏng; : Mật độ chất lỏng

Chất lỏng bên ngoài lớp ranh giới được xem là dòng chảy tiềm năng và vận

Cosh





tốc của dòng chảy này được xác định bởi Sun (1991)

Cos



 



t 





x z t ( , , )

  k h Cosh

2 

(2.40)

Trong đó:



k: Là số sóng của chất lỏng; H: được xác định bởi công thức:

sin

2  kx 

t 





(2.41)

Dựa trên lý thuyết sóng nước nông,  Hàm thế được giả định là:



 



 k h



(

x z t , , )

, Cosh

x t





 



(2.42)

b) Các điều kiện biên được mô tả như sau

a 

u = 0  trên vách tường cuối của bể x

w = 0  ở đáy bể z = - h

Điều kiện biên cho bề mặt tự do của chất lỏng





Điều kiện biên về mặt động học:

Trên bề mặt tự do của chất lỏng z 

    u t x    ,x t  

: Là độ cao bề mặt tự do





Điều kiện biên về mặt năng lượng (Dynamic Boundary Conditions) p = p0 - hằng số tại z 

u  x 

w  z 

Bỏ qua độ dày lớp biên  Phương trình

u 







h 



Phương trình liên tục này có thể xấp xỉ được viết dưới dạng sau đây:

  t 

   x 

tanh



tanh

k h .



(2.43) - Điều kiện biên tương ứng:

;





 

 k h .

 tanh

k h .

 k h 

  

ở đây:

c) Phương trình chuyển động của chất lỏng ở dạng phân tích

Vận tốc w có thể được biểu diễn dưới dạng vận tốc nằm ngang u và các

u 

phương trình với z từ đáy bể đến bề mặt tự do của chất lỏng



 

 



  

C u    da 

 1  



   t 

n  x 

2     2 x x  

(2.44)

tanh



   x    k h  





Trong đó:



, , 

  





u  : Các biến độc lập của phương trình cơ bản 



 - là hệ số giảm chấn (Damping Co - efficient) được xác định do hiệu ứng

: Vận tốc ngang của hạt chất lỏng trên bề mặt tự do







của tường bên và bề mặt tự do của chất lỏng - công thức xác định:

2 h b

8 h 3  

1 

   l 

  

(2.45)

Trong đó:

S: Hệ số ô nhiễm bề mặt của chất lỏng; S =1 tương ứng với bề mặt bị ô

l : Tần số dao động tuyến tính cơ bản của chất lỏng

: Độ nhớt động học

nhiễm hoàn toàn

b: Bề rộng bể chứa chất lỏng

0,57



1, 05

Các hệ số Cfr và Cda dùng khi vận tốc pha sóng nước thay đổi, sóng không ổn định

h  ; và sóng bị vỡ; Theo kinh nghiệm

max s

frC

2 h  l 2 a

max

(2.46)

với - là chuyển vị lớn nhất của cấu trúc tại vị trí đặt bể chất lỏng khi

không có TLD trong bể nước do tải trọng gây ra

d) Tần số cơ bản của hệ TLD

Tần số cơ bản của hệ TLD có thể được xác định theo phương trình sau:

tanh



 l

g  2 a

h  2 a

g  L

h  L

1 2 

  

  

  

  

(2.47)

Trong đó: g: Gia tốc trọng trường; h: Chiều cao mực nước trong bể

L = 2a: Chiều dài bể theo hướng chuyển động của sóng nước

Các phương trình (2.43); (2.44) được xác trong không gian bằng phương

pháp sai phân hữu hạn và đồng thời kết hợp với phương pháp Runge - Kutta - Gill để tìm của u và 

e) Lực cắt đáy bể cơ bản do sóng chất lỏng gây ra

Là lực gây ra trên thành bể chứa do sóng chất lỏng được xác định bởi công thức:









Hình 2.10. Lực cắt đáy do chuyển động của chất lỏng



  n

  0

 

 

gb  2

n : Độ cao bề mặt tự do của chất lỏng bên phải thành bể

0 : Độ cao bề mặt tự do của bức tường bên trái bể

(2.48)

f) Mô hình tương tác giữa kết cấu và bể chứa chất lỏng (xét với hệ một

bậc tự do).

Hình 2.11. Hệ thống DOF cùng với hệ TLD [33]

- Phương trình chuyển động của hệ thống tương tác giữa cấu trúc và TLD



 



khi chịu tác dụng của gia tốc trọng trường ag (gia tốc mặt đất)

m X C X kX S

a m F g s

.. X



 



(2.49)

. 2 X   S S

2S 

F m S

(2.50)

s : Lần lượt là khối lượng, hệ số giảm chấn, độ cứng

Trong đó: mS, CS, kS,

và tần số dao động riêng của kết cấu; XS: chuyển vị tương đối của kết cấu so với

mặt đất là chuyển vị gây ra dao động sóng chất lỏng trong bể TLD; ag: gia tốc nền;

F: lực cắt đáy bể do sóng chất lỏng gây ra.

Các phương trình (2.43); (2.44); (2.50) phải được giải quyết đồng thời để tìm

ứng xử của kết cấu với bể chứa chất lỏng. Từ gia tốc của kết cấu ở mỗi bước thời

gian các phương trình (2.43), (2.44) được giải quyết bằng phương pháp Runge - Kutta - Gill và FTLD được tính toán dựa vào . Sử dụng giá trị của FTLD hệ thống

SDOF được tính bằng phương pháp Newmark, từ phương trình (2.49) gia tốc được

tìm thấy để sử dụng trong qui trình tính toán tiếp theo.

2.5.2. Mô hình phân tích của Yu (Mô hình qui đổi khối lượng tương đương)

Yu (1997) và Yu và cộng sự (1999) [33] đã mô hình hóa TLD dạng khối

lượng rắn có thể mô tả hệ phi tuyến về độ cứng và giảm chấn chuyển động của chất

lỏng. Hệ thống này có thể mô tả một khoảng rộng về biên độ kích thích và là một

công cụ tốt để thiết kế TLD. Một mô hình tương đương được đề xuất thông qua một

năng lượng tương thích - Nonlinear - Stiffness - Damping (NSD) với năng lượng

tiêu tán bằng với năng lượng tiêu tán trên TLD.

Hình 2.12. a) Mô hình của một TLD, b) Mô hình tương đương (NSD) [33]

Trong mô hình NSD kd, cd và md lần lượt là độ cứng, độ cản và khối lượng

của mô hình NSD. Một khó khăn trong mô hình này là việc xác định các thông số

NSD mô tả đúng ứng xử của TLD tương ứng.

Như trên hình 2.12 mô hình sử dụng NSD trong mô phỏng dựa trên lực

tương tác gây ra bởi sự trượt của chất lỏng trong bể chứa. Xem hệ TLD làm việc

tuyến tính, lực tương tác này sẽ đặc trưng bởi biên độ và pha. Năng lương tiêu tán

trong mỗi chu kỳ được mô tả trong công thức (2.51) và đối với hệ phi tuyến năng

lượng tiêu tán được tính theo công thức (2.52)

E w

F dx w

 

(2.51)



' w

 1 / 2







(2.52)

Trong đó:

dx: Là khoảng lấy tích phân, chạy suốt chiều dài bể chứa;

Fw: Lực sinh ra ở mỗi chu kỳ do sự trượt của các lớp chất lỏng

mw: Khối lượng của chất lỏng

w: Tần số góc của bàn rung kích thích; A: Biên độ của lực kích thích Sự tiêu hao năng lượng của mô hình NSD được đặc trưng bằng tham số E’

được xác định thông qua mô hình NSD khi cho mô hình chịu tác động của lực

dF và pha  được xác định thông

cưỡng bức điều hòa có tỉ lệ tần số , biên độ





2 6 4   d

 1



' F d

(2.53)

 4   

 

2 4  d

2 4  d 

2  

qua lực tương tác của bể chứa và được tính như sau:  1 2 



tan





3 2   d  1 4   

 2 2   d

   

   

(2.54)



f f

Trong đó: tỉ lệ tần số kích thích, là tần số lực kích thích,



  d

c d c rd

k 1 d m 2 d

là tần số dao động riêng của hệ NSD. là tỷ lệ độ cản nhớt của

c rd

m 2 w d d

df

hệ NSD. là hệ số cản tới hạn. w 2 là tần số góc cơ bản tuyến tính.

md, kd, cd lần lượt là khối lượng, độ cứng, và hệ số cản của hệ NSD.

Năng lượng tiêu tán trong từng chu kỳ của lực kích thích:

sin





' E d

' F 2 d

dE được trang bị thay cho

wE đáp ứng với tần số kích thích của ngoại lực

(2.55)

lớn thông qua phép biến đổi bình phương tối thiểu. Trong trường hợp này md = mw,

df 

; độ cứng và hệ số cản vẫn như cũ. Các kết quả được phân tích thông qua hai

tỷ số, đầu tiên là tỷ số chuyển đổi tần số được xác định bởi:



df f

(2.56)

Trong đó: fw: Là tần số cơ bản tuyến tính của chất lỏng và được định nghĩa là:

tanh



g  2 a

h  2 a

1 2 

  

  

(2.57)

Trong đó: h là chiều cao mực nước trong bể. Tỷ lệ thứ hai là độ cứng tỷ lệ K

được định nghĩa là:



dk k



f 2

(2.58)



2

m w

Với:

Mô hình trên được áp dụng cho một loạt các thử nghiệm thực nghiệm để

đánh giá độ cứng tương đương và tỷ lệ giảm chấn cho mô hình NSD. Độ cứng

tương đương và tỷ lệ cản nhớt được nghiên cứu như một hàm của chiều cao sóng,

độ sâu của mực nước, biên độ của lực kích thích tác dụng lên bể chứa. Giá trị được

mô tả như sau:

 

A a 2

(2.59)

Trong đó: A là biên độ của lực kích thích và a là ½ chiều dài bể theo hướng

chuyển động. Để tính toán A xem hình 2.13, mỗi thời điểm đường chuyển vị cắt

trục thời gian, tính toán được chuyển vị lớn nhất trong nửa chu kỳ trước xmax, i-1, giá

 theo công thức (2.59).

Thời gian

Chuyển vị của bể

trị tuyệt đối của nó được xem là biên độ A của chu kỳ thứ i để tính toán giá trị của

Hình 2.13. Đồ thị chuyển vị của bể theo thời gian [33]

Sau khi tìm thấy các giá trị tương ứng của  và K từ phương trình (2.56) và

(2.58), sẽ vẽ họ đường cong  và chọn đường cong nhất để tính toán cho các

phương trình cản nhớt và tỷ lệ độ cứng. Yu (1997) và Yu et al (1999) thu được tỷ lệ

giảm chấn như sau:

0.5

0.35 

d 

0.03

 

(2.60)

0.03

Khi độ cứng thay đổi tỷ lệ đáng kế khi (tương ứng với sóng yếu) và

 

sau đó (tương ứng với sóng mạnh). Yu (1997) và Yu et al (1999) thu được

0.007

1.075

0.03

K 



 

phương trình cho K như sau:

0.25

2.52

0.03

K 

,   

(2.61) - Sóng yếu:

(2.62) - Sóng mạnh:

Cuối cùng, mô hình hệ hai bậc tự do như trên hình 2.14 cho thấy sự tương

tác của bể chứa và kết cấu.

Hình 2.14. Hệ hai bậc tự do a) Kết cấu với TLD; b) hệ NSD tương đương [33]

2.6. Các phương pháp phân tích bể chứa chất lỏng

Để thuận tiện cho việc tính toán thiết kế bể chứa chất lỏng, một số phương pháp

tính toán đã được đề xuất nghiên cứu như sau:

2.6.1. Phương pháp giải tích sử dụng mô hình hệ giảm chấn khối lượng tương

đương (TMD) của Housner và Haroun.

a) Mô hình tính toán theo đề xuất của Housner và Haroun [105], [106],

[107], [108], [109], [110]

Mô hình bài toán này chất lỏng được thay thế bằng khối lượng xung

(implusive mass), khối lượng này liên kết cứng với thành bể, và khối lượng đối lưu

(convective mass), khối lượng này liên kết với thành bể thông qua lò xo có độ cứng

nhất định.

Hình 2.15. Mô hình đề xuất cho bể chứa chất lỏng theo Housner [105]

mv - Khối lượng bể chứa rỗng; mss- Khối lượng của kết cấu;

k1 - là độ cứng của kết cấu; k2 = kc; m2 = mc ; m1 = mi +mv +0.66mss

b) Xác định chuyển vị của bể chứa chất lỏng theo mô hình Housner và

Haroun. [105], [106], [107], [108], [109], [110]

Mô hình tương tác của Housner và Haroun mô tả nước thông qua hai khối

lượng: khối lượng đối lưu và khối lượng xung. Khối lượng đối lưu được liên kết với

bể thông qua một lò xo với độ cứng kc. Trong trường hợp chỉ tính đến một dạng dao

động đầu tiên của sóng nước thì độ cứng kc được tính theo công thức (2.63):

m .

  



k   c

2  c

k c m

(2.63)

Trong trường hợp xét đến nhiều dạng dao động của sóng nước, thì số lượng

đối lưu và lò xo kc được thêm vào tương ứng. Đối với khối lượng xung, khối lương

nước này được gắn chặt vào thành bề và dao động cùng với bể nước.

D(t)

x(t)

x (t)c

Hình 2.16. Hệ kết cấu bể chứa nước dưới tác dụng của tải trọng điều hòa [105]

Phương trình Động lực học:

K q

.. D

.. M q 

 

M   

  t





(2.64)

q   t

m c

1       1  

   

  

x   t x   c t

k    

  

     

    

Với: ; ; ; ;

Thay vào (2.64) thu được phương trình tương đương:





.. x   t





 





m c

  

  

  

1        1   

  

x   t x   c t

        

    

x   c t

    

    

(2.65)

Trong đó: mc: khối lượng đối lưu; mi: Khối lượng xung; mbể: Khối lượng bể

chứa; mnước: Khối lượng của nước; k: Độ cứng của kết cấu; kc: độ cứng lò xo của

khối lượng đối lưu

sin



.. D    





 t 

D 0

  t

Khi phân tích điều hòa, dưới tác dụng tải dạng chuyển vị cưỡng bức:

sin

;

.. x

sin

.. x



t 



t 

       t

       c t













x   t

x   c t

 0 Thay vào phương trình (2.65) thu được phương trình sau:

Khi đó độ dịch chuyển của bể nước là:





2  



2   



D 0



m c

  

  

1        1   

  

  

      

      





. m 

B inv A

















m c

  

  

  

  

  

  

  

  

D 0 D 0

    

  

    

      m .   c





. 

(2.66)

;





0 D

  

  

  

  

    

  

    m .   c

    

Với:

Vậy chuyển vị tuyệt đối của bể nước được tính theo công thức:





t   t

  t

(2.67)

Ưu điểm: Cho phép tính toán chuyển vị và lực liên kết giữa bể và kết cấu có

xét đến dao động của nước trong bể (tần số dao động của nước trong bể lấy bằng

tần số dao động của khối lượng đối lưu.

Nhược điểm: Khối lượng đối lưu là một thông số quan trọng và kết quả phụ

thuộc nhiều vào thông số này. Về lý thuyết thì khối lượng này không được biết

trước khi tính toán. Do đó, việc xác định thông số này thông qua biểu đồ thí nghiệm

sẽ mang lại kết quả sai khác nhiều so với thực tế.

2.6.2. Phương pháp thí nghiệm thực nghiệm

Thí nghiệm được tiến hành nhằm tìm kiếm những thông tin, kiến thức chưa

biết có liên quan đến một đối tượng để tìm ra giải pháp hay câu trả lời cho một vấn

đề. Bằng cách quan sát, đo đạc các tính chất của đối tượng hay một phần đối tượng

trong quá trình thí nghiệm, ta thu được dữ liệu. Sau khi phân tích, xử lý dữ liệu này,

ta có thể có được những hiểu biết sâu sắc hơn về đối tượng, như các tính chất đặc

trưng, mối quan hệ giữa các thông số được thể hiện qua các phương trình, công thức,

đồ thị. Từ đó ta có thể khai thác, sử dụng đối tượng một cách có hiệu quả hơn. [111]

Với bài toán phân tích ảnh hưởng của bể nước đến kết cấu, phương pháp thí

nghiệm phải đi xây dựng mô hình kết cấu thực tế được quy đổi theo mô hình đồng dạng

để đi tiến hành thí nghiệm với bể chứa chất lỏng, và bể chứa chất lỏng và kết cấu.

Phương pháp này cho phép tác động lên đối tượng nghiên cứu một cách chủ động.

Tải trọng tác dụng lên mô hình thí nghiệm có thể sử dụng tải điều hòa hoặc tải động đất.

Kết quả thu được là tần số dao động riêng của mô hình kết cấu, các đặc tính dao động

của chất lỏng trong bể chứa, và ảnh hưởng của bể chứa đến kết cấu dưới tác dụng của tải

trọng. Các kết quả này được sử dụng để kiểm chứng với các kết quả tính toán theo các

phương pháp khác để làm tăng độ tin cậy của kết quả nghiên cứu thu được.

Ưu điểm: Phương pháp có tính chính xác từ mô hình thực nghiệm và việc

chủ động trong việc kiểm soát mô hình, tải trọng tác dụng và kết quả nghiên cứu.

Nhược điểm: Đa số thực hiện với các mô hình nhỏ. Thực tế mô hình kết cấu

công trình là những mô hình rất lớn nên để đảm bảo tính chính xác của kết quả,

phương pháp này cần áp dụng thêm thuật toán đồng dạng. Từ thuật toán này sẽ xác

định được các mô hình đồng dạng tương đương với mô hình kết cấu thực tế. Nhưng

thuật toán này khá phức tạp và khó khăn khi áp dụng.

2.6.3. Phương pháp phần tử hữu hạn

Phương pháp phần tử hữu hạn là phương pháp số gần đúng để giải các bài

toán được mô tả bởi các phương trình vi phân đạo hàm riêng trên miền xác định có

hình dạng và điều kiện biên bất kỳ mà nghiệm chính xác không thể tìm được bằng

phương pháp giải tích.

Cơ sở của phương pháp này là làm rời rạc hóa miền xác định của bài toán,

bằng cách chia nó thành nhiều miền con (phần tử). Các phần tử này được liên kết

với nhau tại các điểm nút chung. Trong phạm vi của mỗi phần tử Nghiệm được

chọn là một hàm số nào đó được xác định thông qua các giá trị chưa biết tại các

điểm nút của phần tử gọi là hàm xấp xỉ thoả mãn điều kiện cân bằng của phần tử.

Tập tất cả các phần tử có chú ý đến điều kiện liên tục của sự biến dạng và chuyển vị

tại các điểm nút liên kết giữa các phần tử. Kết quả dẫn đến một hệ phương trình đại

số tuyến tính mà ẩn số chính là các giá trị của hàm xấp xỉ tại các điểm nút. Giải hệ

phương trình này sẽ tìm được các giá trị của hàm xấp xỉ tại các điểm nút của mỗi

phần tử, nhờ đó hàm xấp xỉ hoàn toàn được xác định trên mỗi một phần tử.

Về mặt toán học, phương pháp phần tử hữu hạn (PP PTHH) được sử dụng để

giải gần đúng bài toán phương trình vi phân từng phần (PT VPTP) và phương trình tích

phân, ví dụ như phương trình truyền nhiệt. Lời giải gần đúng được đưa ra dựa trên việc

loại bỏ phương trình vi phân một cách hoàn toàn (những vấn đề về trạng thái ổn định),

hoặc chuyển PTVPTP sang một phương trình vi phân thường tương đương mà sau đó

được giải bằng cách sử dụng phương pháp sai phân hữu hạn, vân vân.

PPPTHH không tìm dạng xấp xỉ của hàm trên toàn miền xác định V của nó

mà chỉ trong những miền con Ve (phần tử) thuộc miền xác định của hàm. Trong

PPPTHH miền V được chia thành một số hữu hạn các miền con, gọi là phần tử. Các

miền này liên kết với nhau tại các điểm định trước trên biên của phần tử được gọi là

nút. Các hàm xấp xỉ này được biểu diễn qua các giá trị của hàm (hoặc giá trị của

đạo hàm) tại các điểm nút trên phần tử. Các giá trị này được gọi là các bậc tự do của

phần tử và được xem là ẩn số cần tìm của bài toán.

Trong việc giải phương trình vi phân thường, thách thức đầu tiên là tạo ra

một phương trình xấp xỉ với phương trình cần được nghiên cứu, nhưng đó là ổn

định số học (numerically stable), nghĩa là những lỗi trong việc nhập dữ liệu và tính

toán trung gian không chồng chất và làm cho kết quả xuất ra trở nên vô nghĩa. Có

rất nhiều cách để làm việc này, tất cả đều có những ưu điểm và nhược điểm.

PPPTHH là sự lựa chọn tốt cho việc giải phương trình vi phân từng phần trên những

miền phức tạp (giống như những chiếc xe và những đường ống dẫn dầu) hoặc khi

những yêu cầu về độ chính xác thay đổi trong toàn miền. Ví dụ, trong việc mô

phỏng thời tiết trên Trái Đất, việc dự báo chính xác thời tiết trên đất liền quan trọng

hơn là dự báo thời tiết cho vùng biển rộng, điều này có thể thực hiện được bằng việc

sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn [112], [113].

Phương pháp Phần tử hữu hạn thường được dùng trong các bài toán Cơ học

(cơ học kết cấu, cơ học môi trường liên tục) để xác định trường ứng suất và biến

dạng của vật thể. Ngoài ra, phương pháp phần tử hữu hạn cũng được dùng trong vật

lý học để giải các phương trình sóng, như trong vật lý plasma, các bài toán về

truyền nhiệt, động lực học chất lỏng, trường điện từ [112], [113].

Ưu điểm của phương pháp PTHH: Phương pháp PTHH cho phép phân

tích và đánh giá ứng xử động lực học của kết cấu chính xác và sát với thực tế hơn

các phương pháp giải tích sử dụng nhiều giả thuyết đơn giản hóa. Phương pháp

PTHH có thể mô phỏng gần đúng các kết cấu có cấu trúc phức tạp, bất đối xứng.

Phương pháp PTHH cho phép tính toán các mô hình có kích thước lớn mà phương

pháp thực nghiệm không thực hiện được. Các tham số của mô hình được hiệu chỉnh

dựa trên số liệu đo của các mô hình thí nghiệm có kích thước nhỏ, sau đó được áp

dụng phân tích các mô hình lớn. Với sự hỗ trợ của máy tính điện tử và các thuật toán

hiện đại, phương pháp PTHH cho phép phân tích phi tuyến (phi tuyến hình học và phi

tuyến vật liệu) chịu tác dụng của tải trọng phức tạp (va chạm, động đất, gió bão, tải

trọng nổ, sụp đổ lũy tiến). Phương pháp PTHH kết hợp với phương pháp thể tích hữu

hạn, có xét tới dao động và tương tác giữa nước với kết cấu, cho phép phân tích chính

xác ứng xử động lực học của hệ kết cấu - bể nước. Kết quả đạt được là chính xác và

thực tế hơn kết quả giải tích, đồng thời có thể áp dụng để mô phỏng các kết cấu lớn,

nhiều bậc tự do mà không thể tiến hành thí nghiệm. Phương pháp mô phỏng đề xuất

trong đề tài cho phép phân tích kết cấu có nhiều bậc tự do và giảm thời gian tính

toán so với mô hình đầy đủ các thành phần của tòa nhà và bể nước.

Nhược điểm của phương pháp PTHH: Bên cạnh đó phương pháp PTHH

cũng tồn tại nhược điểm đó là: Tính chính xác của mô hình phụ thuộc vào khả năng

xây dựng và kiểm soát mô hình của người thực hiện. Vì vậy, tính phổ thông và dễ áp

dụng của phương pháp này cho bài toán tương tác giữa kết cấu và chất lỏng chưa cao.

Dựa vào phân tích ưu, nhược điểm của các phương pháp cũng như những

yêu cầu khi phân tích tính toán bể chứa chất lỏng, luận án đề xuất sử dụng mô hình

mô phỏng số dòng chất lỏng tính toán bằng phương pháp PTHH. Cụ thể là đề xuất

ra một mô hình tính toán phù hợp cho bể chứa chất lỏng. Mô hình này sẽ được kiểm

chứng qua các phương pháp tính toán khác. Cụ thể Luận án nghiên cứu sử dụng mô

phỏng số trên phần mềm ANSYS APDL để phân tích mô hình đề xuất, tính toán

ảnh hưởng của bể chứa chất lỏng đến kết cấu. Đề xuất mô hình phân tích bể chứa để

mô phỏng theo phương pháp PTHH qua phần mềm ANSYS APDL với phần tử

nước là phần tử Flui30 [114], [115], [116], [117], [118]. Kết quả tính toán cho tần

số dao động riêng của bể chứa, đặc tính dao động của chất lỏng trong bể dưới tác

dụng của tải trọng điều hòa, là dẫn chứng cho sự phù hợp của phương pháp PTHH.

Hình 2.17. Mô hình bể chứa chất lỏng trong ANSYS APDL

2.7. Kiểm chứng phương pháp PTHH để phân tích bể chứa chất lỏng qua mô

hình thí nghiệm

Trong phần này, luận án tóm tắt quy trình và kết quả thí nghiệm dao động

của kết cấu khi có sử dụng và không sử dụng hệ giảm chấn chất lỏng dưới tác dụng

của tải điều hòa, được tiến hành bởi tác giả Luboya [119]. Kết quả thí nghiệm của

nghiên cứu trên được sử dụng để kiểm chứng phương pháp mô phỏng bằng phần

mềm ANSYS được sử dụng xuyên suốt đề tài.

2.7.1. Mô hình thí nghiệm của Luboya

Hệ kết cấu dạng khung gồm 04 tầng được thiết kế và tiến hành thí nghiệm

trong nghiên cứu của Luboya [119]. Mô hình thí nghiệm bao gồm bốn tấm gỗ với

cùng kích thước 485 mm x 240 mm x 18 mm, kết nối với bốn cột làm bằng thép với diện tích mặt cắt ngang là 10 mm2. Trọng lượng của mẫu thí nghiệm là 6.95 kg. Các

tính chất vật liệu của thép được sử dụng được trình bày trong bảng 2.2.

Bảng 2.2. Tính chất vật liệu của Thép

Mô đun đàn hồi (GPa) Hệ số poisson

210 Trọng lượng riêng (kg/m3) 7800 0.3

Hình 2.18. Kích thước mô hình thí nghiệm (đơn vị - mm)

Thiết lập thử nghiệm như được hiển thị trong Hình 2.18, bao gồm mô hình

với TLD được đặt ở tầng ba và tầng bốn. Mô hình được thử nghiệm dưới tác động

của tải trọng điều hòa thông qua bộ kích tải đặt ở tầng 1. Gia tốc tại đỉnh công trình

được ghi lại bằng thiết bị VinSensor (khối lượng 0.163kg) đặt tại tầng 4. Ba tần số

dao động riêng đầu tiên của kết cấu được xác định. Mô hình và thiết bị thí nghiệm

(a) Mô hình có TLD trên tầng 4

(b) Mô hình có TLD trên tầng 3

được mô tả trên hình 2.19.

Hình 2.19. Mô hình và các thiết bị thí nghiệm

Bảng 2.3. Tổng hợp kết quả 03 tần số dao động riêng đầu tiên của kết cấu. Hệ số

cản nhớt được xác định theo phương pháp Half-power từ kết quả đo dao động.

Bảng 2.3. Kết quả thí nghiệm xác định tần số dao động riêng của khung

Tần số Thí nghiệm phòng thí nghiệm (Hz) Hệ số cản nhớt (%)

1.221 0.820

3.613 0.692

5.459 0.651

Từ tần số dao động riêng đầu tiên của kết cấu, kích thước và chiều cao mực

nước của hệ TLD được tính toán sao cho dao động riêng của bể nước trùng với dao

động riêng đầu tiên của kết cấu. Bảng 2.4 tổng hợp các thông số thiết kế bể nước

riêng của bể nước.

theo tỷ lệ khối lượng µ (giữa khối lượng bể nước và kết cấu) và tần số dao động

Bảng 2.4. Thông số bể nước thiết kế theo tỷ lệ khối lượng và tần số dao động riêng

mf (kg) L(mm) b(mm) h (mm) fw (Hz)

0.090 125 70 9.686 1.221 Tỷ lệ khối lượng giữa bể và kết cấu:µ (%) 1

0.151 145 80 13.124 1.221

Các thông số kỹ thuật liên quan tới mô hình thí nghiệm đã được tóm tắt và tổng

hợp đầy đủ. Trong phần tiếp theo, kết quả thí nghiệm sẽ được sử dụng để kiểm chứng

tính chính xác của phương pháp mô hình đề xuất cho toàn bộ nghiên cứu này.

2.7.2. Mô hình tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn

2.7.2.1. Xây dựng mô hình

Phương pháp phần tử hữu hạn cụ thể được đề xuất là sử dụng mô phỏng trên

phần mền ANSYS APDL.

Hình 2.20. Mô hình hình học của kết cấu được mô phỏng trên ANSYS

Phương pháp mô phỏng số trong đó bể nước được mô hình bằng phần tử

fluid30 (dạng phần tử khối theo phương pháp thể tích hữu hạn FVM - Finite

Volume Method) thể hiện đúng tương tác sóng nước lên thành bể. Để rút ngắn thời

gian thực hiện mô phỏng, mô hình (kết cấu + vật liệu) được xây dựng bằng giao

diện của ANSYS Workbench, sau đó ANSYS APDL được sử dụng để định nghĩa điều kiện biên, tải trọng và thực hiện tính toán theo lịch sử thời gian.

- Quy trình mô phỏng và thực hiện tính toán trên phần mềm ANSYS APDL,

được mô tả như trên hình 2.21.

Hình 2.21. Quy trình mô phỏng và tính toán bằng phần mềm ANSYS APDL

- Từ việc thực hiện mô phỏng và phân tích tính toán trên phần mềm ANSYS APDL, sẽ xác định được giá trị của tần số tương ứng với ba dạng dao động riêng

của hệ kết cấu khung được mô tả như trên hình 2.22.

Hình 2.22. Các dạng dao động riêng của kết cấu Khung

- Bảng giá trị của tần số tương ứng với ba dạng dao động riêng được xác

định từ phần mền ANSYS APDL.

Bảng 2.5. Giá trị tần số ứng với ba dạng dao động riêng của kết cấu Khung

Mode dao động mode1 mode2 mode3

Tần số (Hz) 1.22 3.64 5.63

2.7.2.2. Tải trọng điều hòa

Tải trọng điều hòa sử dụng trong nghiên cứu có khoảng tần số từ 0.5Hz đến

6.5 Hz.

Hàm tải trọng được xây dựng dữ liệu trên phần mền Matlab.

Hình 2.23. Tạo dữ liệu tải trọng bằng phần mềm MATLAB

2.7.3. Kết quả phân tích kết cấu khung dưới tác dụng của tải điều hòa

Kết quả thí nghiệm và mô phỏng trong nghiên cứu của Luboya [119] được

mô phỏng lại theo phương pháp mô phỏng bằng ANSYS APDL. Hình 2.24 mô tả

phổ gia tốc theo tần số được xác định qua gia tốc đỉnh theo thời gian của kết cấu

dưới tác dụng của tải trọng điều hòa có dải tần số từ 0.5Hz đến 6.5Hz (mô tả trên

Hình 2.23). Kết quả cho thấy, phương pháp mô phỏng trong luận án cho phổ gia tốc

theo miền tần số khớp với kết quả thí nghiệm và nghiên cứu của Luboya [119].

ổ h p ộ đ n ê i B

Tần số

a) Kết quả giá trị biên độ của phổ khi không đặt bể nước.

a. Kết quả nghiên cứu của Luboya [119]

b. Kết quả mô phỏng bằng ANSYS APDL

Hình 2.24. Phổ gia tốc theo tần số theo nghiên cứu của Luboya và phương pháp mô phỏng đề xuất cho luận án b) Kết quả giá trị biên độ của phổ khi đặt bể nước.

Phổ gia tốc tại đỉnh công trình và tại tầng thứ 3 khi kết cấu có gắn bộ giảm

chấn chất lỏng theo hai trường hợp tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu µ=1%

và µ=2% được thể hiện trên Hình 3.8. Kết quả nhận được bằng ANSYS APDL là

sát với kết quả thí nghiệm và mô phỏng theo nghiên cứu của Luboya. Cần lưu ý

rằng phương pháp mô phỏng bằng mã lệnh theo ANSYS APDL cho phép tùy biến

các tham số đầu vào như độ cứng các liên kết giữa bể nước và lò xo, kích thước bể

nước, tỷ lệ khối lượng µ, linh hoạt và hiệu quả hơn phương pháp mô phỏng trên

ANSYS Workbench mà tác giả Luboya đã sử dụng trong nghiên cứu.

ổ h p ộ đ n ê i B

Tần số

- Trường hợp tỷ lệ khối lượng giữa bể chứa và kết cấu bằng 1%

bể nước và kết cấu µ=1% theo nghiên cứu của Luboya [119], khi bể nước đặt ở

a. Phổ gia tốc đỉnh công trình và tầng thứ 3 trong trường hợp tỷ lệ khối lượng giữa

tầng 3 và khi đặt ở tầng 4 (tầng đỉnh công trình)

b. Phổ gia tốc đỉnh công trình trong trường hợp tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và

kết cấu µ=1% theo phương pháp mô phỏng sử dụng trong đề tài, khi bể nước đặt ở

tầng 4 (tầng đỉnh)

Hình 2.25. Phổ gia tốc có xét tới hệ giảm chấn trong hai trường hợp tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu µ=1%

ổ h p ộ đ n ê i B

Tần số (HZ)

- Trường hợp tỷ lệ khối lượng giữa bể chứa và kết cấu bằng 2%

bể nước và kết cấu µ=2% theo nghiên cứu của Luboya [119], khi bể nước đặt ở

a. Phổ gia tốc đỉnh công trình và tầng thứ 3 trong trường hợp tỷ lệ khối lượng giữa

tầng 3 và khi đặt ở tầng 4 (tầng đỉnh công trình)

b. Phổ gia tốc đỉnh công trình trong trường hợp tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và

kết cấu µ=2% theo phương pháp mô phỏng sử dụng trong đề tài, khi bể nước đặt ở

tầng đỉnh

Hình 2.26. Phổ gia tốc có xét tới hệ giảm chấn trong hai trường hợp tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu µ=2%

Từ kết quả phân tích, nhận thấy sự phù hợp của phương pháp mô phỏng dao động của kết cấu có xét tới tương tác của sóng nước trong bể bằng ANSYS APDL được kiểm chứng qua việc so sánh với kết quả thí nghiệm và mô hình của nghiên cứu đi trước. Phương pháp mô phỏng được đề xuất vì thế là đáng tin cậy cho các bài toán khảo sát mức độ giảm chấn của bể nước lên kết cấu có kích thước thật trong các chương tiếp theo. 2.8. Kiểm chứng phương pháp PTHH để phân tích bể chứa chất lỏng qua mô hình đề xuất của Houner và Haroun

Thực hiện phân tích bể chứa có kích thước a x b x hbể = 5 x 5 x 3 (m); chiều

);

0.5(

)









day

thanh

cao mực nước trong bể h = 2 (m); Chiều dày bản đáy bể

Nhận thấy rằng chuyển vị theo phương thẳng đứng của bể nước gây ra ảnh

hưởng không nhiều tới dao động của sóng nước trong bể chứa. Dao động dạng xoắn

của kết cấu rất hạn chế khi thiết kế để ít xảy ra xoắn nên cũng không được đề cập

đến trong bài toán xét dao động của bể nước. Dao động gây ra chuyển vị theo

phương Ox; Oy là phổ biến khi xét tải trọng tác dụng lên công trình. Nên mô hình

được đề xuất trong nghiên cứu là mô hình hệ kết cấu bể nước được khống chế các

dạng chuyển vị theo phương đứng, chuyển vị xoay…., chỉ cho bể nước chuyển vị

theo phương Ox; Oy với mô hình không gian (hoặc tương đương chuyển vị theo

phương ngang khi xét mô hình dạng phẳng)

Xét riêng bể chứa nước hình chữ nhật có kích thước a x b x hbể với điều kiện

biên khống chế các chuyển vị xoay, và chuyển vị theo phương đứng; chỉ cho bể dao

động theo phương ngang.

Hình 2.27. Mô hình bể chứa chất lỏng

Liên kết lò xo đặt tại nút ở giữa đáy bể (Nút có tọa độ x = 2.5 (m); y = 2.5

981725.6

N m /

m  

(m) và z = 0.0(m)), liên kết lò xo này được thêm theo phương ngang Ox. Lò xo có

 2 

2

độ cứng , và độ cản nhớt c = 0.

2.8.1. Xác định tần số dao động của sóng chất lỏng trong bể chứa

2.000

1.800

[Hz]

1.600

1.400

0.364

1.200

0.684

) z H

1.000

0.884

0.800

1.045

0.600

( n f ố s n ầ T

1.185

0.400

1.311

0.200

1.425

0.000

1.530

1.629

Các dạng dao động (từ mode 1 đến mode 10)

1.722

a) Tính toán theo lý thuyết của H. Norman Abramson.

Hình 2.28. Đồ thị quan hệ giữa tần số dao động fn và dạng dao động

Tần số dao động của nước trong bể cho các dạng dao động khác nhau (chỉ

xét các dạng dao động theo phương Ox) xác định theo công thức (2.17) ứng với m =

0; n = 1, 2, 3, …..,10:

Như vậy, kết quả tần số đầu tiên của sóng nước trong bể chứa f = 0.364 (Hz).

Tần số này phụ thuộc chiều cao mực nước trong bể chứa cũng như kích thước của

bể chứa vì công thức H. Norman Abramson dựa trên lý thuyết chuyển vị rất nhỏ của

sóng nước theo phương thẳng đứng.

b) Tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn (sử dụng phần mềm

ANSYS APDL)

Mô hình bể chứa nước hình chữ nhật (phần tử nước trong bể được mô phỏng

bằng phần tử Fluid30), Chiều cao mực nước trong bể h = 2.0 (m); Phần tử nước

trong bể chứa bao gồm 2 loại: Những phần tử nước tiếp xúc với bể thì có bậc tự do

chính là chuyển vị tại vị trí tiếp xúc với bể, những phần tử nước không tiếp xúc với

bể thì không có bậc tự do.

Phần tử nước không tiếp xúc và bể Chỉ xét đến áp suất không xét đến chuyển vị

Phần tử nước tiếp xúc với thành bể có xét đến chuyển vị và áp suất

Hình 2.29. Mô hình bể chứa nước trong ANSYS APDL

 Các dạng dao động của nước trong bể chứa.

Mode 1: f1 = 0.315 Hz; Mode 2: f2 = 0.365Hz

a. Kết quả tần số dao động của nước trong bể chứa ứng với dạng dao động thứ nhất

- mode 1 (f1 = 0.315 Hz)

b. Kết quả tần số dao động mode 2 (f2 = 0.365 Hz)

Hình 2.30. Dạng dao động của sóng nước và áp lực nước lên thành bể theo mode 1, mode 2.

Nếu không xét đến sự tương tác giữa chất lỏng và bể, có thể tính toán hệ bể

với nước và lò xo như hệ một bậc tự do, có m bể = 187350 kg và độ cứng lò xo là k

= 981725.61N/m, Từ đó tần số đầu tiên f1 = 0.364 Hz. Tuy nhiên, ở đây mode 1 có

kết quả tần số f1 = 0.315 Hz. Lý do của sự chệnh lệch này là có tính đến dao động

của nước trong bể.

2.8.2. Xác định giá trị lực cắt đáy bể dưới tác dụng của tải trọng điều hòa

a) Tính toán theo phương pháp giải tích

Xác định dịch chuyển và lực cắt đáy bể dưới tác dụng tải điều hòa theo

Housner và Haroun.

Hình 2.31. Mô hình quy đổi bể chứa chất lỏng thành hệ khối lượng tương đương theo Houner và Haroun

- Xác định độ dịch chuyển tuyệt đối của bể nước

Từ phương trình (2.66) và (2.67), xác định được biên độ dịch chuyển tuyệt

đối của bể nước. Ở đây, việc xác định khối lượng đối lưu được thực hiện thông qua

biểu đồ số A.4.a, phụ lục A, Tiêu chuẩn Euro Code8, phần 4 [120]: Tính toán silo, bể chứa và đường ống dẫn, phù hợp với giá trị của thông số  = 2H/L. Trong

trường hơp đang nghiên cứu,  = 0.8, do đó, Khối lượng đối lưu lấy bằng (0.5-

/+15%) lần khối lượng nước, tức là biến thiên từ 44.5% đến 57.5% khối lượng nước.

Tương ứng với dải khối lượng này, giá trị dịch chuyển tuyệt đối của bể là 0.0121m

(tương ứng với 44.5%) và 0.0450m (tương ứng với 57.5%).

  n   1 10 :



 

- Lực cắt đáy bể được tính theo công thức (2.19) khi xét với

sin





1 2



x 0 h



3 



F H W F

 n 8 tanh 2    n 2

 r 1   1 3  r 1 1



f n f

  

  

   1 t      

      

0.529

1.97

)

(

0.0121 0.0450 (m)







;





x  0



. Tính được Với tần số của tải điều hòa f = 0.307 (Hz) thì biên độ dao động của bể chứa 

b) Tính toán theo phương pháp PTHH trên phần mềm ANSYS APDL

Việc sử dụng tải điều hòa và không xét đến hệ số cản nhớt c của chất lỏng

trong bể chứa, nhằm khẳng định độ chính xác của kết quả phân tích khi áp dụng mô

phỏng trên phần mền ANSYS APDL so với kết quả tính toán theo giải tích.

1sin(



)Hz

 

(0.1 1.0)( 

Phân tích điều hòa cho tần số từ 0.1 Hz đến 1.0Hz (có nghĩa là dạng tải là

)  với

dịch chuyển cưỡng bức điều hòa có phương trình .

Với kết quả có được có thể so sánh chuyển vị tại vị trí đặt lực, chuyển vị tại mặt

nước tiếp xúc với thành bể, lực cắt đáy bể tương ứng với các tần số để kiểm tra kết

quả với các giả thiết tính toán giải tích.

- Kết quả chuyển vị lớn nhất tại nút liên kết và của thành bể tại vị trí mặt

nước khi phân tích điều hòa cho tần số từ 0.1Hz đến 1.0 Hz, được trình bày như trên

hình 2.32.

Ux- Chuyển vị lớn nhất của thành bể tại vị trí mặt nước (m) và chuyển vị lớn nhất tại liên kết (nút trung tâm của bể)

0.045

0.040

0.46, 0.0394

0.035

)

0.030

0.307, 0.0273

0.025

0.020

0.015

( ị v n ể y u h C

0.010

0.005

0.000

0.2

0.4

0.6

0.8

1.2

Tần số của tải điều hòa (Hz)

Hình 2.32. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị lớn nhất theo phương ox tại vị trí liên kết và tại vị trí mặt nước của thành bể với tần số của tải trọng điều hòa

Fx_Lực trong liên kết lò xo (N)

4.00E+04

)

3.50E+04

3.00E+04

0.307, 2.58E+04

2.50E+04

2.00E+04

1.50E+04

1.00E+04

5.00E+03

( o x ò l t ế k n ê i l g n o r t c ự L

0.00E+00

0.2

0.4

0.6

0.8

1.2

Tần số của tải điều hòa (Hz)

- Kết quả lực lớn nhất trong liên kết lò xo được trình bày như trên hình 2.33.

Hình 2.33. Đồ thị quan hệ giữa lực lớn nhất trong liên kết lò xo theo phương Ox với tần số của tải trọng điều hòa

Về lý thuyết giá trị lực này bằng tổng lực cắt của thành bể do áp lực nước lên

thành bể và lực quán tính của bể: Flò xo = Fthành bể + F quán tính bể chứa

)

X X 

Áp lực ngang tác dụng lên thành bể: Fthành bể = Flò xo - Fquán tính

 . Như vậy Fquán tính

0 sin(

2 d X 2 dt

Với Fquán tính của bể chứa = mbê tông bể * ; với

xác định theo sự biến đổi của  :

Fqt - lực quán tính (N)

5.00E+04

4.50E+04

4.00E+04

)

3.50E+04

3.00E+04

2.50E+04

2.00E+04

0.307, 1.40E+04

1.50E+04

( h n í t n á u q c ự L

1.00E+04

5.00E+03

0.00E+00

0.2

0.4

0.6

0.8

1.2

Tần số của tải điều hòa (Hz)

Hình 2.34. Đồ thị quan hệ giữa Lực quán tính của bản thân bể chứa với tần số

của tải trọng điều hòa

FH - Lực cắt đáy bể (N)

1.50E+04

0.307, 1.19E+04

1.00E+04

)

5.00E+03

0.00E+00

0.2

0.4

0.6

0.8

1.2

( ể b y á đ t ắ c c ự L

-5.00E+03

-1.00E+04

Tần số của tải điều hòa (Hz)

Từ đó có được kết quả tổng Lực cắt đáy bể được trình bày như trên hình 2.35.

Hình 2.35. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy bể với tần số của tải trọng điều hòa

1.19





 4 E N

0.529

1.97

(

)









Lực cắt đáy bể ; giá trị này thuộc khoảng giá trị khi xác định theo



 

các giả thiết trong giải tích

2.8.3. Nhận xét phương pháp phân tích bể chứa chất lỏng

Từ kết quả phân tích theo phương pháp PTHH trên phần mềm ANSYS

APDL và kết quả tính toán giải tích theo các giả thiết, và công thức giải tích của H.

Norman Abramson và Housner và Haroun được tổng hợp trong bảng 2.6.

Kết quả số theo công thức giải tích

Kết quả số nghiên cứu theo mô

của H. Norman Abramson áp

Đại lượng nghiên cứu

hình bể chứa mô phỏng trên phần mền ANSYS APDL

dụng cho mô hình bể chứa được đề xuất bởi Housner và Haroun

f1 = 0.364 (Hz)

f1 = 0.315 (Hz)

1.19





0.529

1.97

(

)









 4 E N







Tần số dao động đầu tiên Giá trị lực cắt đáy

Bảng 2.6. Kết quả phân tích của bể chứa chất lỏng

Kết quả phân tích bể chứa nước theo phương pháp phần tử hữu hạn qua phần

mền ANSYS APDL và kết quả tính toán theo phương pháp giải tích với các giả

thiết tính toán phù hợp với mô hình thực tế. Tần số dao động riêng của bể chứa ở

một số dạng dao động là trùng hợp nhau, cụ thể với dạng dao động đầu tiên kết quả

phân tích theo giải tích có được f1 = 0.364(Hz); còn phân tích theo mô hình f1 =

0.310 (Hz); khác nhau là 13.46%.

Khi phân tích bể chứa nước dưới tác dụng của tải trọng điều hòa, nếu tính



0.0121 0.0450 

toán theo lý thuyết của Housner và Haroun, khoảng biên độ dịch chuyển tuyệt đối







 n   1 10



của bể chứa , với số dạng dao động ; tần số của

tải điều hòa f = 0.307 (Hz); Áp dụng công thức tính được khoảng giá trị lực của cắt

0.529

1.970

(

)













đáy . Kết quả tính toán theo phương pháp PTHH

trên phần mềm ANSYS APDL là FH = 1.190 E4 (N). Vậy kết quả phân tích trên

phần mềm ANSYS APDL nằm trong khoảng giá trị khi xác định theo phương pháp

giải tích.

2.9. Kết luận chương 2

Nội dung chương 2 đã nghiên cứu cơ chế làm việc của hệ giảm chấn chất lỏng, cơ

sở lý thuyết phân tích cho hệ bể chứa chất lỏng. Nghiên cứu các dạng mô hình điển hình

áp dụng phân tích bể chứa chất lỏng. Các phương pháp phân tích bể chứa chất lỏng.

Thông qua phân tích ưu, nhược điểm của từng phương pháp khi áp dụng phân tích cho

bể chứa chất lỏng, Luận án đề xuất sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn kết hợp mô

hình đề xuất của bể chứa, để phân tích cho các trường hợp nghiên cứu về bể chứa chất

lỏng, và ảnh hưởng của bể chứa đến kết cấu chịu tác dụng của động đất. Cụ thể sử dụng

phần mềm ANSYS APDL để mô phỏng số dòng chất lỏng trong bể chứa thông qua các

phần tử chất lỏng được tích hợp trong phần mềm. Đây cũng là tính năng riêng biệt của

phần mềm ANSYS so với các phần mềm khác để có thể mô phỏng đúng bản chất hoạt

động của dòng chất lỏng bên trong bể chứa.

Đồng thời để kiểm chứng độ tin cậy của phương pháp phần tử hữu hạn tính

toán cho mô hình đề xuất tương ứng, nội dung chương đã nghiên cứu kiểm chứng

qua so sánh với kết quả nghiên cứu mô hình thí nghiệm của tác giả Luboya, và kết

quả nghiên cứu theo mô hình đề xuất của Houner và Haroun. Cụ thể kết quả thu

được như sau:

- Khi kiểm chứng với mô hình thí nghiệm của Luboya kết quả so sánh được

biểu diễn thông qua giá trị tần số dao động riêng của mô hình và giá trị biên độ của

phổ gia tốc tại đỉnh công trình. Kết quả cho thấy sự tương đồng cả về mặt quy luật

biến thiên và giá trị của tần số dao động riêng cũng như giá trị phổ gia tốc tại đỉnh

công trình.

- Khi kiểm chứng với mô hình đề xuất của Houner và Haroun kết quả

nghiên cứu xác định được thông qua giá trị lực cắt đáy xác định theo phương pháp PTHH là 1.19E4 (N) nằm trong khoảng giá trị của lực cắt đáy xác định theo phương pháp giải tích là 0.529E4 ÷1.97E4 (N). Và Giá trị tần số dao động đầu tiên của sóng

nước trong bể giữa phương pháp PTHH và phương pháp giải tích của H. Norman

Abramson và Housner và Haroun khác nhau 13.46%. Có sự sai khác là do phân tích

theo phương pháp PTHH đã xét đến sự dịch chuyển của nước trong bể chứa.

Từ các phân tích trên, đề xuất sử dụng công thức giải tích của H. Norman

Abramson với mô hình đề xuất của Housner và Haroun để hỗ trợ cho công tác thiết

kế sơ bộ các thông số bể chứa. Từ đó áp dụng phương pháp PTHH cho mô hình đề

xuất của bể chứa chất lỏng để thực hiện nghiên cứu các thông số bể chứa chất lỏng,

độ cứng gối liên kết giữa bể và kết cấu, để làm rõ mức độ giảm chấn của bể chứa

đến kết cấu khi chịu tác dụng của động đất trong các nội dung ở các chương tiếp

theo của Luận án.

CHƯƠNG 3

PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG BỂ NƯỚC ĐẾN MỨC ĐỘ GIẢM CHẤN

CHO KẾT CẤU DƯỚI TÁC DỤNG CỦA ĐỘNG ĐẤT

3.1. Mục tiêu phân tích

Trong quan niệm thiết kế công trình, động đất ngày càng trở thành một vấn đề

đáng quan tâm vì những thiệt hại do động đất gây ra cho công trình xây dựng nói chung

và công trình nhà. Hiện nay có nhiều giải pháp thiết kế kháng chấn cho nhà cao tầng,

cũng như các công trình xây dựng. Bộ giảm chấn bể chứa chất lỏng - TLD được coi là

một giải pháp hữu hiệu nhằm giảm dao động cho công trình nằm trong vùng động đất,

nhờ tính hiệu quả và chi phí lắp dựng rẻ. Tuy nhiên, việc còn thiếu các tiêu chuẩn hoặc

nguyên lý tính toán thiết kế cho hệ giảm chấn chất lỏng - TLD, có thể khiến việc áp dụng

hệ bể nước giảm chấn cho công trình còn gặp nhiều khó khăn.

Việc tối ưu hóa các thông số của bể chứa nước (TLD), chẳng hạn như kích

thước hình học bể, chiều cao mực nước trong bể được tiến hành phân tích thông qua

các mô hình đơn giản hóa, để phân tích cho nhiều trường hợp bể chứa có các thông

số khác nhau, dưới tác dụng của động đất.

Mục tiêu bài toán phân tích tối ưu bể nước là đi xây dựng mô hình, phương

pháp phân tích cho bể chứa chất lỏng, hoặc giải pháp thiết kế thuận tiện trong việc

áp dụng thiết kế hệ bể chứa nước giảm chấn cho công trình nhà nhiều tầng dưới tác

dụng của động đất. Căn cứ trên mục tiêu đặt ra, quy trình phân tích ảnh hưởng của

Xây dựng mô hình phân tích

Lựa chọn phương pháp tính toán

Phân tích ảnh hưởng của bể chứa chất lỏng đến mức độ giảm chấn của kết cấu khi chịu tác dụng của động đất

)

Q H H

(

ả u q

Phân tích ảnh hưởng của các tham số bể

u ệ i h

m à H

Ảnh hưởng của số lượng bể

Ảnh hưởng của kích thước bể, chiều cao

Hình 3.1. Quy trình phân tích bể chứa chất lỏng

bể nước được đưa ra như sơ đồ hình 3.1.

3.2. Xây dựng phương pháp phân tích

3.2.1. Hàm hiệu quả

Việc xây dựng hàm hiệu quả (HHQ) vào trong quá trình thiết kế bể nước để xét

đến các đại lượng, tham số đầu vào khác nhau. Ví dụ như chuyển vị đỉnh của kết cấu, lực

cắt tại chân công trình truyền xuống móng hay lực cắt đáy bể. Trong nghiên cứu của luận

án, đề xuất sử dụng hai đại lượng để thiết lập hàm hiệu quả là chuyển vị đỉnh của kết cấu

TLD

HHQ







  

và lực truyền từ kết cấu truyền xuống nền móng khi chịu động đất. Hai đại lượng này được trình bày trong công thức (3.1) theo các hệ số ,:

D D

F TLD F N

(3.1)

Trong đó:

DTLD; FTLD: Chuyển vị đỉnh và Lực cắt đáy kết cấu (lực truyền từ kết cấu

xuống móng) khi chịu động đất, khi kết cấu có bể nước.

Các đại lượng trên sẽ phụ thuộc vào thông số bể chứa gồm kích thước bể (a), chiều cao mực nước trong bể (h), độ cứng gối liên kết giữa bể với kết cấu (Kb) và số

lượng bể chứa (n).

DN0; FN0: Chuyển vị đỉnh và lực cắt đáy kết cấu (lực truyền từ công trình

;: Hai hệ số cân đối giữa hai đại lượng chuyển vị và lực do công trình

xuống móng) dưới tác dụng của động đất, khi kết cấu không có bể chứa chất lỏng.

0.5;

  

truyền xuống nền móng. Để tiện cho việc nghiên cứu, cụ thể quy ước lấy

TLD a h K n ,



0.5









a h ,

HHQ 



.K , b

Do đó hàm hiệu quả sẽ có dạng như sau:

 D

 TLD a h K n , F N

(3.2)

Căn cứ vào hàm hiệu quả (HHQ) để thiết kế các thông số của bể chứa nước,

độ cứng gối liên kết giữa bể và kết cấu. Từ đó áp dụng kết quả thiết kế bể nước để

giảm chấn cho tòa nhà cao tầng.

3.2.2. Mô hình phân tích

Để đơn giản cho việc nghiên cứu, Luận án đã xây dựng mô hình phân tích

gồm bể nước và kết cấu tòa nhà được trình bày như trên hình 3.2.

Hình 3.2. Mô hình đơn giản hóa mô phỏng trong ANSYS APDL

Mô hình là một hệ hai bậc tự do (2DOF) bao gồm:

- Kết cấu tòa nhà được mô hình hóa dưới dạng khối lượng (M), liên kết với

nền móng bằng một lò xo có độ cứng (K) và cản nhớt (C);

- Bể nước được mô hình hóa bởi các phần tử tấm vỏ (SHELL181) và các

phần tử chất lỏng (FLUID30) trong phần mền ANSYS APDL. Bể chứa chất lỏng

được liên kết với kết cấu tòa nhà bằng một lò xo có độ cứng (Kb) và cản nhớt (Cb).

Các phần tử hữu hạn được sử dụng trong mô hình trong phần mềm ANSYS

Bảng 3.1. Các phần tử hữu hạn sử dụng trong phần mền ANSYS APDL

APDL được trình bày ở bảng 3.1.

Tên phần tử trong Kích thước lưới Phần tử hữu hạn Kết cấu ANSYS APDL chia phần tử

Phần tử Solid FLUID30 0.25m Đặc trưng của phần tử chất lỏng trong bể

Phần tử tấm, vỏ SHELL181 0.25m (shell) Đặc trưng cho tường thành bể và sàn đáy bể

Cần lưu ý rằng kích thước lưới chia phần tử có thể được điều chỉnh để đạt

Phần tử Spring COMBIN14 Không áp dụng Đặc trưng cho liên kết giữa bể và công trình

được kết quả phân tích chính xác. Các phần tử chất lỏng (FLUID30) không tiếp xúc

với thành bể, hoặc đáy bể (SHELL181) không có bậc tự do. Các phần tử chất lỏng

(FLUID30) tiếp xúc với thành bể và đáy bể (SHELL181) có bậc tự do dịch chuyển

và áp suất. Tại mặt phân cách kết cấu và chất lỏng, áp suất được xác định tuyến tính

theo phương trình cơ bản sau:

u e

.. u e

. u e



C s







 K

0 



 

 

C F









   0  

   

   0  

   

      0

   

p e

.. p e

. p e

(3.3)

   

      

        

      

      

      

      

Trong đó:

[MS], [CS], [KS]: Ma trận khối lượng, ma trận van điều tiết nhớt, và ma trận

độ cứng của kết cấu;

[MF], [CF], [KF]: Ma trận khối lượng, ma trận van điều tiết nhớt, và ma trận

0 : Hằng số tỷ trọng của chất lỏng; {ue}: Vec tơ chuyển vị của công trình

độ cứng của bể nước

{pe}: Bậc tự do của áp suất (vec tơ áp suất nút); fS, fF: Lực của công trình và

vec tơ tải trọng của bể chứa chất lỏng; R: Ma trận danh giới của chất lỏng.

3.2.3. Tác dụng của động đất

 Số liệu động đất El Centro

Số liệu động đất được sử dụng là giản đồ gia tốc nền theo thời gian ghi lại

trong trận động đất Elcentro (Mỹ) năm 1940, được ghi lại tại trạm Elcentro

Terminal Substation Buiding’s concrete floor. Trận động đất lớn 6.9Mw (tương

đương độ richter). Sóng gia tốc theo thời gian có giá trị lớn nhất là khoảng 0.3g (với g là gia tốc trọng trường g = 9.81m/s2). Tín hiệu này đại diện cho sự tương tác giữa

đất nền và kết cấu. Sử dụng phân tích Fourier và các kỹ thuật lọc tần số của sóng

dao động, các nhà khoa học đã đưa ra nhận định dải tần số chính của sóng động đất

El Centro nằm trong khoảng từ 0.1Hz đến 0.3Hz, khoảng giá trị này gần với dải tần

số của các tòa nhà cao tầng. Tín hiệu kéo dài 30 giây, giá trị cường độ mạnh nhất

xảy ra sau khoảng 3s [121].

Hình 3.3. Giản đồ gia tốc nền theo thời gian El Centro [121]

Trong phần mền ANSYS APDL, sử dụng độ dịch chuyển của đất nền để làm

thông số đầu vào cho tải trọng động đất. Độ dịch chuyển của đất nền được tính bằng

cách lấy đạo hàm 2 lần sóng gia tốc theo thời gian của trận động đất El Centro. Độ

Chuyển vị đất nền (m)

0.05

)

0.00

-0.05

( n ề n t ấ đ

-0.10

-0.15

ị v n ể y u h C

-0.20

-0.25

Thời gian (s)

dịch chuyển của đất nền được xác định như trình bày trong hình 3.4.

Hình 3.4. Độ dịch chuyển của nền đất theo thời gian của El Centro

Luận án lựa chọn phân tích sử dụng phổ động đất El Centro vì các lý do sau:

Động đất El Centro được đo và ghi lại tương đối đầy đủ từ trận động đất có thật,

được sử dụng nhiều trong các nghiên cứu trên thế giới. Ngoài ra, tải trọng động đất

ghi lại này có phổ tần số trải rộng, bao gồm hầu hết các tần số kết cấu trên thực tế.

Mặt khác lựa chọn số liệu động đất dựa trên phổ tần số chứ không dựa trên giá trị

cực đại của gia tốc nền của trận động đất đó, do vậy phổ tần số của El Centro tương

đối rộng nên sẽ bao quát được các giá trị tần số của kết cấu, dễ xác định được

trường hợp bất lợi nhất khi động đất tác dụng lên công trình.

3.2.4. Phương pháp tính toán

Trong nghiên cứu, phương pháp phân tích động đất được sử dụng là phương pháp

tích phân trực tiếp phương trình chuyển động của nền đất - time history analysis.

Phương pháp này được áp dụng với hệ kết cấu đàn hồi và hệ không đàn hồi. Theo

đó, từ một gia tốc đồ địa chấn là hàm lực biến thiên theo thời gian, ta có thể xác định

được lịch sử phản ứng của công trình trong thời gian xảy ra động đất. Đó là các biểu đồ

nội lực và chuyển vị của hệ kết cấu tại mỗi khoảng thời gian định trước trong toàn bộ

lịch sử chuyển động địa chấn. Các chương trình tính toán được viết cho cả giai đoạn đàn

hồi tuyến tính lẫn không đàn hồi phi tuyến của vật liệu bằng phương pháp tích phân từng

bước một. Đây là phương pháp tính toán tốt nhất và cung cấp được nhiều thông tin nhất

về trạng thái ứng suất và chuyển vị của các hệ kết cấu chịu lực dưới tác động của một

chuyển động địa chấn bất kỳ cho trước [122].

Đồng thời phân tích động theo lịch sử thời gian được thực hiện với phương

pháp phân tích trực tiếp đầy đủ trong ANSYS APDL, được kết hợp cùng với

phương pháp Newmark đã được tích hợp sẵn.

Phương pháp Newmark là phương pháp được áp dụng nhiều trong tất cả các

phương pháp phân tích động lực theo lịch sử thời gian. Phương trình mô tả của

phương pháp này được viết như sau [123]:





Ma i

Cv i

1 

F i 







  

 1 2 

 

 t v i

a i

2 a  i

1 

 

 







t  2  a  i

v i

v t    i

a  i

1 

  1  

 

(3.4)

Có nhiều cách khác nhau để lựa chọn các hệ số β và γ cho phương pháp này,

tuy nhiên có bốn cách lựa chọn được biết đến rộng rãi nhất như sau:

Tên thường gọi bằng

Kiểu

Điều kiện ổn định

Hệ số

tiếng Anh

(*)

cản nhớt

Phương pháp Average

Nội ẩn

1/4

1/2

Không

Acceleration Method (AAM)

thức

Phương pháp Linear

Nội ẩn

1/6

1/2

Không

2 3

3.464



crit 

Acceleration Method

thức

Phương pháp Fox - Goodwin

Nội ẩn

1/12

1/2

Không

2.449



crit 

thức

Method

Phương pháp Newmark

Ngoại

1/2

Không

2 crit 

Explicit Method (NEM)

hiển thức

Bảng 3.2. Các phương pháp thường dùng trong họ phương pháp Newmark [123]

2 / 



 

Điều kiện ổn định của phương pháp được tính theo công thức:

     







   hay  t



 t T /

 / 2

 

crit

; Với T là chu kỳ dao động lớn

nhất của hệ kết cấu. Điều kiện ổn định còn phụ thuộc vào độ cản nhớt vật lý của hệ

kết cấu, ở đây xét với trường hợp không có cản nhớt vật lý (ξ = 0)

) s ( ỳ k u h c a ủ c ố s i a s ị r t á i G

Hình 3.5. Sai số tương đối của chu kỳ ứng với trường hợp γ =1/2 [123]

Trong bốn phương pháp thuộc họ các phương pháp Newmark thì hai phương

pháp (AAM) và (NEM) thường được dùng nhiều hơn.

Trong bài toán phân tích mức độ giảm chấn cho bể nước trên ANSYS APDL

được sử dụng họ phương pháp Newmark, cụ thể theo phương pháp (AAM) - ứng

với β = 1/4; γ = 1/2.Vấn đề hội tụ có thể được xử lý với bước thời gian phân tích rất

nhỏ là 0.0001s, đối với bước thời gian của chương trình gia tốc bằng 0.02s. [123]

3.3. Phân tích ảnh hưởng của bể nước theo các tham số

3.3.1. Ảnh hưởng kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể

3.3.1.1. Lựa chọn số liệu phân tích

Căn cứ các kết quả của những nghiên cứu trước đó như: Nghiên cứu của

Malekgashemi và cộng sự (2011, 2015) [124] sử dụng phương pháp mô phỏng

(Real-time hybrid simulation - RTHS) kiểm tra hệ kết cấu-TLD kết hợp quan trắc

trên bàn lắc đánh giá hiệu quả TLD hình chữ nhật. Toàn bộ cơ hệ được thiết lập để

chịu dao động với ba tải trọng động đất khác nhau. Nghiên cứu phân tích ảnh hưởng

của các thông số tỷ lệ khối lượng, tỷ lệ tần số và tỷ số cản để đánh giá độ chính xác

của ba mô hình toán mà Sun (1992) [125], Yu (1999) [126] và Xin (2009) [127] đã

thiết lập bằng phương pháp tích hợp thời gian thực (Real time hybrid simulation - RTHS) [124], [128]. Các kết quả chỉ ra rằng TLD có hiệu quả cao nhất khi tỷ lệ tần

số trong khoảng từ 1 đến 1.2, với tỷ lệ khối lượng 3%.

Với nghiên cứu của các tác giả SaqibMehboob và M. Fiaz Tahir (2013) [129]

thực hiện phân tích với ba mô hình tòa nhà khác nhau (tòa nhà 2 tầng, tòa nhà 5 tầng, tòa

nhà 7 tầng) theo phương pháp PTHH trên phần mền ANSYS /CivilFEM. Bể chứa chất

lỏng được nghiên cứu với chất lỏng là nước, và vị trí đặt bể chứa ở tầng cao nhất của tòa

nhà. Tải trọng sử dụng trong nghiên cứu là số liệu gia tốc nền theo thời gian của trận

động đất El Centro (năm 1940 tại Mỹ) [121]. Kết quả của nghiên cứu đã chỉ ra rằng, khi

mực nước trong bể được duy trì trong khoảng từ 0.32h đến 0.81h (h là chiều cao bể

chứa), ứng với tỷ lệ khối lượng từ 10% đến 12% thì hiệu quả giảm chấn của bể chứa đến

kết cấu là cao nhất. Đặc biệt khi tăng tỷ lệ khối lượng lên 14% hoặc 15% thì hiệu quả

)

( ể b a ủ c n ấ h c m ả i g ả u q u ệ i H

giảm chấn của bể cho kết cấu tòa nhà lại giảm.

Hình 3.6. Đồ thị quan hệ giữa hiệu quả giảm chấn của bể và tỷ lệ khối lượng

giữa bể và kết cấu

Theo các kết quả nghiên cứu trên, mức độ giảm chấn của bể chứa đến kết

cấu không chỉ phụ thuộc vào thông số bể chứa mà còn phụ thuộc và bản chất làm

việc của kết cấu. Như vậy Luận án đề xuất thực hiên nghiên cứu ảnh hưởng của bể

chứa nước đến mức độ giảm chấn của kết cấu trong hai trường hợp như sau:

 Trường hợp 1: Khối lượng bể nước bằng 1% khối lượng kết cấu;  Trường hợp 2: Khối lượng bể nước bằng 10% khối lượng kết cấu. Số liệu phân tích ảnh hưởng kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể

đến mức độ giảm chấn, được trình bày như trong bảng 3.3.

Tham số

Ký hiệu

Đơn vị

Giá trị tham số

5; 10; 15; 20; 25

Bảng 3.3. Số liệu phân tích các thông số bể nước

0.5; 1; 1.5; 2; 2.5

Chiều rộng bể chứa

3.0

Chiều cao mực nước trong bể

0.5

δthanh

Chiều cao bể

1.0

δday

Chiều dày bê tông thành bể

Chiều dày bê tông đáy bể

Đối với mỗi trường hợp trong số 25 trường hợp (hoán vị của b và h), tần số

dao động đầu tiên của bể chứa được lấy bằng tần số dao động đầu tiên của nước trong bể bằng fslosh - 1. Với tần số dao động đầu tiên của sóng nước trong bể được xác định theo công thức của H. Norman Ab. Ramson (công thức 2.16; 2.17).

Áp dụng công thức của Ab. Ramson, từ các thông số bể chứa, xác định được

0.40

h=2.5m

0.35

) z H

h=2.0m

0.30

h=1.5m

0.25

h=1.0m

0.20

h=0.5m

0.15

0.10

0.05

( g n ỏ l t ấ h c g n ó s n ê i t u ầ đ ố s n ầ T

0.00

Chiều rộng bể chứa b (m)

tần số đầu tiên của sóng nước trong bể. Từ đó, xây dựng được đồ thị biểu diễn mối quan hệ giữa tần số đầu tiên của sóng nước trong bể chứa fslosh - 1 với kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể, như trong hình 3.7.

Hình 3.7. Đồ thị quan hệ giữa tần số đầu tiên của sóng nước và thông số bể

 Xác định giá trị độ cứng gối liên kết giữa bể và kết cấu (Kb), độ cứng của

liên kết giữa kết cấu và nền móng (K), độ cản nhớt Cb, và C.

Giá trị độ cứng của gối liên kết giữa bể chứa và kết cấu (Kb) được tính toán

từ tần số dao động của bể chứa theo công thức (3.5).











2

M M  b

slosh

f  2

(3.5)

Giá trị van điều tiết Cb được tính toán để có được 5% giảm chấn cho kết nối

giữa bể và công trình, được xác định theo công thức (3.6).





C b

 i

 b

benuoc

(3.6) `

Giá trị độ cứng của liên kết lò xo giữa kết cấu và nền đất (K) được tính toán

từ tần số dao động kết cấu theo công thức (3.7).

K M 



f 2



2

structure

1 

(3.7)

Giá trị van điều tiết C được tính toán để có được 5% giảm chấn cho kết nối

giữa kết cấu và nền đất, được xác định theo công thức (3.8).



 

 i

(3.8)

Trong đó:

Mb: Khối lượng bản thân bể chứa; Mn: Khối lượng nước trong bể

Mbenuoc: Khối lượng tổng của bể và nước trong bể

b : Tần số góc của bể chứa

fslosh -1: Tần số đầu tiên của sóng nước trong bể;

:i Tỷ số cản (phụ thuộc vật liệu)

fstructure-1: Tần số dao động riêng đầu tiên của kết cấu

 Xác định giá trị tần số dao động riêng đầu tiên của kết cấu:

Căn cứ từ các kết quả nghiên cứu về tần số dao động riêng của kết cấu tòa

nhà cao tầng đã đưa ra đồ thi biểu diễn mối quan hệ giữa tần số dao động riêng và

chiều cao tòa nhà như trên hình 3.8. Hình 3.8 là kết quả khảo sát của 163 tòa nhà có

)

( à h n a ò t o a c u ề i h C

Tần số dao động riêng (Hz)

chiều cao khác nhau, và mặt bằng tòa nhà có dạng chữ nhật [1].

Hình 3.8. Đồ thị quan hệ giữa tần số dao động riêng và chiều cao tòa nhà [1]

Từ đó giá trị tần số dao động đầu tiên của kết cấu khi không đặt bể chứa trong nghiên cứu được xác định bằng fstructure -1 = 0.126(Hz). Giá trị tần số này của

kết cấu được lấy bằng với giá trị tần số của bể chứa chất lỏng ứng với trường hợp

kích thước bể chứa và chiều cao mực nước trong bể là {b, h} = (15, 1.5} (m). Và

giá trị tần số của kết cấu là một tham số không thay đổi. Khi đó các tham số của

mỗi trường hợp sẽ phụ thuộc vào tần số dao động đầu tiên của bể chứa nước fslosh - 1.

Các giá trị chuyển vị, lực được biểu diễn qua một tần số không thứ nguyên. Tần số

quy chuẩn được xác định theo công thức như sau:

slosh

1 

 f

structure

1 

(3.9)

Giá trị của tần số quy chuẩn f được tính toán và trình bày ở bảng 3.4

Giá trị tần số quy chuẫn 𝑓(cid:4634) [-]

Chiều cao mực nước trong bể - h (m)

b = 5m 1.732 2.343 2.695 2.895 3.007

Chiều rộng bể chứa - b(m) b = 15m 0.586 0.824 1.000 1.141 1.257

b = 20m 0.440 0.620 0.755 0.866 0.960

b = 10m 0.876 1.225 1.472 1.657 1.798

b = 25m 0.352 0.497 0.606 0.697 0.775

h=0.5 m h =1.0 m h= 1.5 m h =2.0 m h= 2.5 m

Bảng 3.4. Bảng kết quả tính toán tần số quy chuẩn tương ứng với các trường hợp thay đổi kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể

Đối với mỗi trường hợp, độ dịch chuyển, lực theo lịch sử thời gian Dj(t),

Fj(t) tại khối lượng M được lưu lại và giá trị lớn nhất nhận được DTLDj = max

│Dj(t)│, FTLDj = max │Fj(t)│, đại diện cho phản ứng của kết cấu dưới tác dụng của

tải trọng động đất.

3.3.1.2. Ứng xử của kết cấu khi không đặt bể nước

a) Chuyển vị lớn nhất

Khi kết cấu không đặt bể nước, tần số của kết cấu được lựa chọn không thay

đổi fstructure -1. Tương ứng với tần số này, chuyển vị lớn nhất của kết cấu (DN0) sẽ là

0.378 (m) (độ dịch chuyển lớn nhất có thể nhận được từ phổ phản ứng tầng dịch

chuyển của tín hiệu đầu vào El Centro với độ giảm chấn 5%).

Hình 3.9. Đồ thị quan hệ giữa phổ chuyển vị với tần số dao động riêng của kết

cấu khi không đặt bể nước

b) Lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu

Lực cắt đáy kết cấu truyền xuống nền móng FNo sẽ được tính theo công thức sau:

FNo = DNo * K (3.10)

Trong đó:

DNo: Chuyển vị lớn nhất của kết cấu dưới tác dụng của tải trọng động đất El

Centro;

K: Độ cứng của liên kết lò xo giữa kết cấu với nền đất, giá trị của K được

điều chỉnh theo sự thay đổi của kích thước bể chứa để tần số đầu tiên của kết cấu

9.0E+07

)

8.0E+07

7.0E+07

6.0E+07

5.0E+07

4.0E+07

3.0E+07

2.0E+07

1.0E+07

( u ấ c t ế k y á đ t ắ c c ự l ị r t á i G

0.0E+00

0.5

1.5

2.5

3.5

Tần số quy chuẩn

luôn bằng fstructure -1

Hình 3.10. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy kết cấu với tần số quy chuẩn ứng

9.0E+06

)

8.0E+06

7.0E+06

6.0E+06

5.0E+06

4.0E+06

3.0E+06

2.0E+06

1.0E+06

( u ấ c t ế k y á đ t ắ c c ự l ị r t á i G

0.0E+00

0.5

1.5

2.5

3.5

Tần số quy chuẩn

với trường hợp tỷ lệ khối lượng 1%

Hình 3.11. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy kết cấu lớn nhất với tần số quy

chuẩn ứng với trường hợp tỷ lệ khối lượng 10%

Đồ thị thể hiện mối quan hệ giữa lực cắt đáy kết cấu lớn nhất theo tần số quy

chuẩn f được trình bày như hình 3.10, ứng với tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và

công trình bằng 1%; và hình 3.11, ứng với tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và công

trình bằng 10%.

Trên đồ thị biểu diễn quan hệ giữa tần số quy chuẩn và giá trị lực cắt đáy kết

cấu. Đồ thị gồm 25 chấm ( ) ứng với giá trị tính toán được của 25 trường hợp thay

đổi kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể.

Khi tần số quy chuẩn f nhỏ hơn 1 tương ứng với các trường hợp có lực tại

chân công trình lớn hơn khi tần số quy chuẩn f lớn hơn 1. Những kết cấu có tần số

dao động riêng của dạng dao động đầu tiên lớn hớn hoặc bằng với tần số dao động

đầu tiên của sóng nước trong bể thì lực tại chân công trình sẽ lớn hơn so với những

kết cấu có tần số dao động riêng của dạng dao động đầu tiên nhỏ hơn so với tần số

dao động đầu tiên của sóng nước trong bể chứa. Đây cũng là một lưu ý khi thiết kế

bể cho một kết cấu cụ thể nhằm mục đích giảm chấn.

3.3.1.3. Ứng xử của kết cấu khi đặt bể nước

Sau khi thực hiện mô phỏng số cho kết cấu, bể chứa nước trên phần mềm

ANSYS APDL, định nghĩa khai báo tải trọng đầu vào, phân tích tính toán và xử lý

kết quả cho hơn 1000 bước thời gian, đã đưa ra được các kết quả của tỷ lệ chuyển vị

tương đối lớn nhất tại đỉnh kết cấu, tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi kết cấu có

đặt bể nước và khi kết cấu không đặt bể nước.

a) Chuyển vị lớn nhất của đỉnh công trình

Từ các kết quả nghiên cứu của 25 trường hợp thay đổi kích thước bể và chiều

cao mực nước trong bể, sẽ xác định được tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất của kết

cấu khi đặt bể và khi không đặt bể nước dưới tác dụng của động đất là:

DTLD/DNo(%).

Trong đó:

DTLD: Chuyển vị tương đối lớn nhất của đỉnh công trình so với nền đất khi

đặt bể chứa nước (m);

DNo: Chuyển vị tương đối lớn nhất của đỉnh công trình so với nền đất khi

không đặt bể chứa nước (m).

Giá trị của tỷ lệ chuyển vị tương đối được xác định như trong bảng 3.5 và

bảng 3.6.

- Trường hợp khối lượng bể nước bằng 1% khối lượng kết cấu

Kích thước bể - b (m)

DTLD/DNo(%)

b = 5m

b=10 m b = 15m b = 20m b = 25m

98.3%

96.0%

97.8%

98.5%

98.6%

h = 0.5m

98.6%

96.0%

96.7%

97.7%

98.2%

h = 1.0m

Chiều cao mực nước

98.9%

96.0%

96.5%

97.1%

97.7%

h = 1.5m

trong bể h (m)

98.9%

97.1%

96.1%

97.1%

97.4%

h = 2.0m

98.9%

97.8%

95.7%

97.1%

97.4%

h = 2.5m

Bảng 3.5. Kết quả tính tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất tại đỉnh của kết cấu khi đặt bể chứa nước và khi không đặt bể chứa nước (Mb+Mn =1%M) Tỷ lệ chuyển vị công trình

Tỷ lệ giữa chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi đặt bể nước DTLD và

chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi không đặt bể nước DNo được biểu diễn

thông qua tần số quy chuẩn. Mối quan hệ giữa tỷ lệ chuyển vị với tần số quy chuẩn

được thể hiện như ở các hình 3.12. Trên đồ thị biểu diễn quan hệ giữa tỷ lệ chuyển

vị tương đối lớn nhất với tần số quy chuẩn. Đồ thị gồm 25 chấm ( ) ứng với giá trị

tính toán được của 25 trường hợp thay đổi kích thước bể và chiều cao mực nước

99.5%

99.0%

98.5%

)

98.0%

97.5%

97.0%

( O N D / D L T D

96.5%

: ệ l ỷ T

96.0%

95.5%

0.5

1.5

2.5

3.5

Tần số quy chuẩn

trong bể.

Hình 3.12. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi

đặt bể nước và khi không đặt bể nước với tần số quy chuẩn (Mb+Mn =1%M)

- Trường hợp khối lượng bể nước bằng 10% khối lượng kết cấu

Kích thước bể - b (m)

Tỷ lệ chuyển vị công trình

DTLD/DNo(%)

b = 5m

b=10 m b = 15m b = 20m b = 25m

90.6%

74.0%

89.1%

95.4%

96.8%

h = 0.5m

93.5%

74.0%

79.0%

87.3%

92.6%

h = 1.0m

Chiều cao mực nước

96.0%

79.6%

78.3%

83.1%

88.1%

h = 1.5m

trong bể h (m)

95.7%

83.6%

75.0%

82.9%

85.9%

h = 2.0m

95.3%

88.7%

71.0%

82.1%

85.8%

h = 2.5m

Bảng 3.6. Kết quả tính tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất tại đỉnh kết cấu khi đặt bể chứa nước và khi không đặt bể chứa nước (Mb+Mn =10%M)

Tỷ lệ giữa chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi đặt bể nước DTLD và

chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi không đặt bể nước DNo được biểu diễn

thông qua tần số quy chuẩn. Mối quan hệ giữa tỷ lệ chuyển vị với tần số quy chuẩn

được thể hiện như ở các hình 3.13. Trên đồ thị biểu diễn quan hệ giữa tỷ lệ chuyển

vị tương đối lớn nhất với tần số quy chuẩn. Đồ thị gồm 25 chấm ( ) ứng với giá trị

tính toán được của 25 trường hợp thay đổi kích thước bể và chiều cao mực nước

100.0%

95.0%

90.0%

)

(

85.0%

80.0%

75.0%

o N D / D L T D

70.0%

: ệ l ỷ T

65.0%

60.0%

0.5

2.5

3.5

1.5

2 Tần số quy chuẩn

trong bể.

Hình 3.13. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi

đặt bể nước và khi không đặt bể nước với tần số quy chuẩn (Mb+Mn =10%M)

 Chuyển vị tương đối lớn nhất tại đỉnh công trình khi biến thiên thông qua

bề rộng bể và chiều cao mực nước trong bể. Mối quan hệ này được thể hiện như đồ

thị hình 3.14. và hình 3.15 chuyển vị tương đối kết cấu (m)

- Trường hợp khối lượng bể chứa chất lỏng bằng 1% khối lượng kết cấu

0.376

)

0.376

)

0.374

(

0.374

0.372

0.370

( u ấ c t ế k i ố đ

u ấ c t ế k i ố đ

0.368

b =5m

h =0.5m

0.366

b =10m

0.366

h =1.0m

g n ơ ư t ị v

b =15m

g n ơ ư t ị v

0.364

h =1.5m

0.364

b =20m

h =2.0m

0.362

b =25m

n ể y u h c

h =2.5m

n ể y u h c

0.360

0.0

1.0

0.5

2.0

2.5

5 20 chiều rộng bể b (m)

1.5 3.0 Chiều cao mực nước trong bể h (m)

a. Theo kích thước bể chứa

b. Theo chiều cao mực nước trong bể

Hình 3.14. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của kết cấu với kích thước

bể nước (b) và chiều cao mực nước trong bể h(m) (Mb+Mn =1%M)

0.390

)

0.370

0.350

0.330

0.310

b =5m

0.310

h =0.5m

b =10m

h =1.0m

0.290

b =15m

h =1.5m

0.270

b =20m

0.270

h =2.0m

( u ấ c t ế k i ố đ g n ơ ư t ị v n ể y u h c

b =25m

( u ấ c t ế k i ố đ g n ơ ư t ị v n ể y u h c

0.250

h =2.5m

0.250

0.5

1.0

2.0

2.5

1.5

3.0

0.0 Chiều cao mực nước trong bể h (m)

20 Chiều rộng bể b (m)

a. Theo kích thước bể chứa

b. Theo chiều cao mực nước trong bể

- Trường hợp khối lượng bể chứa chất lỏng bằng 10% khối lượng kết cấu

Hình 3.15. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của kết cấu với kích thước

bể nước (b) và chiều cao mực nước trong bể h(m) (Mb+Mn =10%M)

Nhận xét:

 Khi thay đổi kích thước bể, chiều cao mực nước trong bể (b và h), hiệu quả giảm chấn của bể nước nếu đánh giá theo đại lượng chuyển vị của kết cấu, thì có sự thay

đổi đáng kể. Cụ thể khi tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu là 10%, thì tỷ lệ chuyển vị lớn nhất tại đỉnh kết cấu khi đặt bể nước và khi không đặt bể nước DTLD/DNo là 70%, như vậy hiệu quả giảm chuyển vị là 30%; khi tỷ lệ khối lượng giữa bể chứa và kết cấu là

1%, thì tỷ lệ chuyển vị lớn nhất tại đỉnh kết cấu khi đặt bể nước và khi không đặt bể nước

DTLD/DNo là 95.7%, hiệu quả giảm chuyển vị là 4.3%.

 Khi tần số quy chuẩn bằng 1, ứng với trường hợp tỷ lệ khối lượng bằng

1%, thì tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi đặt bể và khi không đặt bể

là 96.5%. Hiệu quả giảm chuyển vị là 3.5%; ứng với trường hợp tỷ lệ khối lượng

bằng 10%, thì tỷ lệ chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi đặt bể và khi

không đặt bể là 78%. Hiệu quả giảm chuyển vị là 22%.

 Hiệu quả giảm chuyển vị tương đối cho kết cấu khi đặt bể nước tốt nhất

khi giá trị tần số quy chuẩn nằm trong khoảng từ 0.8 đến 1.5.

 Đối với trường hợp với tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu là 10%,

thì tỷ lệ DTLD/DNo nhỏ nhất khi tần số 1.25, ứng với trường hợp chiều cao mực nước

trong bể h = 2.5m, kích thước bể b = 15m.

 Việc khai thác hàm hiệu quả theo kích thước bể chứa - b và chiều cao mực

nước trong bể chứa - h là khá khó khăn. Tuy nhiên, hàm hiệu quả này lại cho thấy

xu hướng rõ dệt theo biến số là tần số quy chuẩn. Tỷ lệ DTLD/DNo nhỏ nhất khi tần

số quy chuẩn gần bằng 1. Khi tần số quy chuẩn này fquychuan < 0.5 hoặc fquychuan > 2,

thì tỷ lệ DTLD/DNo gần như bằng 1 (có nghĩa là hệ bể chứa chất lỏng lúc này không

có hiệu quả đối với việc giảm chấn cho kết cấu).

b) Nội lực lớn nhất

Giá trị lực lớn nhất khi phân tích ảnh hưởng của bể nước tới kết cấu dưới tác

dụng của động đất El Centro được xem xét tại hai vị trí liên kết. Vị trí một đối với

lực của liên kết giữa kết cấu và nền đất - Lực cắt đáy kết cấu, vị trí hai đối với lực

của liên kết giữa bể nước với kết cấu - Lực cắt đáy bể.

 Lực cắt đáy của kết cấu:

Sự ảnh hưởng của bể nước đến kết cấu khi chịu động đất được đánh giá qua

tỷ lệ: FTLD/FNo (%)

Trong đó:

FTLD: Giá trị lực cắt đáy kết cấu khi đặt bể nước (N)

FN0: Giá trị lực cắt đáy kết cấu khi không đặt bể nước (FNo = DNo * K) (N)

Đại lượng này được tính toán cho hai trường hợp, trường hợp khi khối lượng

bể nước bằng 1% khối lượng kết cấu và khi khối lượng bể nước bằng 10% khối

lượng kết cấu. Các kết quả lớn nhất của lực cắt đáy kết cấu được trình bày trong các

bảng 3.7 và bảng 3.8.

+ Trường hợp khối lượng bể nước bằng 1% khối lượng kết cấu

Bảng 3.7. Kết quả tính tỷ lệ của lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi đặt bể nước

Kích thước bể - b (m)

và khi không đặt bể nước (Mb+Mn =1%M)

Tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu:

FTLD/FNo(%) 5 10 15 20 25

100%

98%

99%

100%

0.5

100%

98%

99%

100%

Chiều cao mực

nước

1.0

101%

98%

99%

trong bể h (m)

1.5

101%

99%

98%

99%

2.0

101%

100%

97%

99%

2.5

Tỷ lệ giữa lực cắt đáy kết cấu khi đặt bể nước FTLD và lực cắt đáy kết cấu khi

không đặt bể nước FNo được biểu diễn thông qua tần số quy chuẩn. Mối quan hệ

giữa tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu theo đại lượng tần số quy chuẩn được biểu thị như trên

hình 3.16. Đồ thị gồm 25 chấm ( ) ứng với giá trị tính toán được của 25 trường hợp

101%

100%

)

100%

( O N F

99%

98%

/ D L T F ệ l ỷ T

98%

97%

0.5

1.5

2.5

3.5

Tần số quy chuẩn

thay đổi kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể.

Hình 3.16. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi đặt bể

nước và khi không đặt bể nước với tần số quy chuẩn (Mb+Mn =1%M)

+ Trường hợp khối lượng bể nước bằng 10% khối lượng kết cấu

100

Bảng 3.8. Kết quả tính tỷ lệ của lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi đặt bể nước và

khi không đặt bể nước (Mb+Mn =10%M)

Kích thước bể - b (m)

Tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu:

b = 5m

b = 10m

b= 15m

b = 20m

b = 25m

h = 0.5m

93.02%

75.46%

90.70%

96.44%

98.08%

h = 1.0m

95.08%

75.85%

80.41%

88.91%

94.15%

Chiều cao mực

nước

h = 1.5m

98.29%

80.44%

79.91%

84.53%

89.69%

trong bể h (m)

h = 2.0m

97.96%

85.95%

76.56%

84.44%

87.36%

h = 2.5m

97.55%

91.03%

72.72%

83.65%

87.35%

FTLD/FNo(%)

Tỷ lệ giữa lực cắt đáy kết cấu khi đặt bể nước FTLD và lực cắt đáy kết cấu khi

không đặt bể nước FNo được biểu diễn thông qua tần số quy chuẩn. Mối quan hệ

giữa tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu theo đại lượng tần số quy chuẩn được biểu thị như trên

hình 3.17. Đồ thị gồm 25 chấm ( ) ứng với giá trị tính toán được của 25 trường hợp

105%

100%

95%

)

90%

85%

% ( O N F

80%

/ D L T F

75%

: ệ l ỷ T

70%

65%

60%

0.5

1.5

2.5

3.5

Tần số quy chuẩn

thay đổi kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể.

Hình 3.17. Đồ thị quan hệ giữa tỷ số lực cắt đáy chân kết cấu khi đặt bể nước và khi không đặt bể nước với tần số quy chuẩn f (Mb+Mn =10%M)

 Lực cắt đáy bể

Lực cắt đáy bể nước được nghiên cứu cho hai trường hợp: Khi khối lượng bể

101

nước bằng 1% khối lượng kết cấu; Khi khối lượng bể nước bằng 10% khối lượng

kết cấu. Các kết quả về lực lớn nhất tại liên kết giữa bể chứa và kết cấu được trình

bày trong các bảng 3.9 và bảng 3.10.

+ Trường hợp khối lượng bể nước bằng 1% khối lượng kết cấu

Phân tích và xử lý số liệu, thu được kết quả giữa lực cắt đáy bể lớn nhất như bảng

3.9.

Bảng 3.9. Kết quả tính giá trị lực cắt đáy bể lớn nhất trong liên kết giữa bể

Kích thước bể - b (m)

Lực trong cắt đáy bể (lò xo

và cản nhớt) (N)

b = 5m

b = 10m

b = 15m

b = 20m

b = 25m

5.79E+04

1.81E+05

1.30E+05

8.45E+04

7.40E+04

h = 0.5m

6.84E+04

5.34E+05

3.63E+05

3.31E+05

2.39E+05

h = 1.0m

Chiều cao

mực nước

6.24E+04

4.68E+05

4.20E+05

6.09E+05

6.05E+05

h = 1.5m

trong bể h

6.86E+04

3.57E+05

9.99E+05

3.38E+05

9.13E+05

h = 2.0m

(m)

7.43E+04

2.87E+05

1.51E+06

5.00E+05

6.89E+05

h = 2.5m

nước và kết cấu (Mb+Mn =1%M)

Mối quan hệ giữa lực cắt đáy bể theo đại lượng tần số quy chuẩn được biểu

thị như trên hình 3.18. Đồ thị gồm 25 chấm ( ) ứng với giá trị tính toán được của 25

1.60E+06

1.40E+06

1.20E+06

1.00E+06

)

8.00E+05

6.00E+05

( ) t ớ h n

4.00E+05

2.00E+05

0.00E+00

n ả c à v o x ò l ( t ấ h n n ớ l ể b y á đ t ắ c c ự L

0.5

1.5

2.5

3.5

Tần số quy chuẩn

trường hợp thay đổi kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể.

Hình 3.18. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy bể lớn nhất với tần số quy chuẩn

ứng với tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu là 1%

102

+ Trường hợp khối lượng bể nước bằng 10% khối lượng kết cấu

Bảng 3.10. Giá trị lực cắt đáy bể lớn nhất trong liên kết giữa bể nước và kết

Kích thước bể - b (m)

Lực cắt đáy bể lớn nhất (lò

xo và cản nhớt) (N)

b = 5m

b = 10m

b = 15m

b = 20m

b = 25m

h = 0.5m

4.73E+04

1.38E+05

1.17E+05

8.11E+04

7.27E+04

h = 1.0m

5.75E+04

2.42E+05

2.58E+05

2.69E+05

2.23E+05

Chiều cao mực

h = 1.5m

5.09E+04

2.50E+05

2.27E+05

4.85E+05

4.71E+05

nước

trong bể h (m)

h = 2.0m

6.11E+04

2.18E+05

4.74E+05

2.81E+05

7.27E+05

h = 2.5m

7.20E+04

2.28E+05

6.76E+05

4.16E+05

5.79E+05

cấu (Mb+Mn =10%M)

Mối quan hệ giữa lực cắt đáy bể theo đại lượng tần số quy chuẩn được biểu

thị như trên hình 3.19. Đồ thị gồm 25 chấm ( ) ứng với giá trị tính toán được của 25

8.00E+05

7.00E+05

6.00E+05

5.00E+05

)

4.00E+05

( ) t ớ h n

3.00E+05

2.00E+05

1.00E+05

n ả c à v o x ò l ( t ấ h n n ớ l ể b y á đ t ắ c c ự L

0.00E+00

0.5

1.5

2.5

3.5

Tần số quy chuẩn

trường hợp thay đổi kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể.

Hình 3.19. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy bể lớn nhất với tần số quy chuẩn

ứng với tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu là 10%

Nhận xét:

 Với lực cắt đáy kết cấu

Khi thay đổi các thông số bể nước (kích thước bể - b và chiều cao mực nước

103

trong bể - h), hiệu quả giảm chấn bể nước đến kết cấu dưới tác dụng của động đất,

khi phân tích nghiên cứu theo đại lượng lực có sự thay đổi đáng kể. Cụ thể khi tỷ lệ

khối lượng giữa bể nước và kết cấu là 10%, thì tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi đặt bể nước và khi không đặt bể nước FTLD/FNo là 72.72%, hiệu quả giảm lực cắt

đáy kết cấu là 27.28%; khi tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu là 1%, thì tỷ lệ

lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi đặt bể nước và khi không đặt bể nước FTLD/FNo là

97%, hiệu quả giảm lực cắt đáy kết cấu là 3%;

Khi tần số quy chuẩn bằng 1, ứng với trường hợp tỷ lệ khối lượng bằng 1%,

thì tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu khi đặt bể và khi không đặt bể là 98%. Hiệu quả giảm

lực cắt đáy kết cấu là 2%; ứng với trường hợp tỷ lệ khối lượng bằng 10%, thì tỷ lệ

lực cắt đáy kết cấu khi đặt bể và khi không đặt bể là 79.91%. Hiệu quả giảm lực cắt

đáy kết cấu là 20.09%;

Hiệu quả giảm lực cắt đáy cho kết cấu khi đặt bể nước tốt nhất khi giá trị tần

số quy chuẩn nằm trong khoảng từ 0.8 đến 1.5.

Hiệu ứng của lực cắt đáy kết cấu giống hoàn toàn so với hiệu quả đối với

chuyển vị của kết cấu. Lực cắt đáy kết cấu có thể giảm chỉ còn 72.72% so với

trường hợp không đặt bể. Việc này có ý nghĩa rất lớn khi thiết kế móng cho kết cấu.

 Với lực cắt đáy bể

Biểu đồ thể hiện lực cắt đáy bể, lực cắt đáy bể này chính bằng lực trong lò xo

liên kết giữa bể và kết cấu. Trong thực tế, chúng ta sẽ dùng lực này để thiết kế ra

liên kết giữa bể và kết cấu.

Biểu đồ lực cắt đáy bể theo tần số quy chuẩn có giá trị lớn nhất tại tần số quy

chuẩn gần bằng 1. Khi đó, hiệu quả của bể TLD đối với chuyển vị kết cấu là cao

nhất. Tuy nhiên, trong trường hợp đó, dao động của bể so với công trình cũng sẽ là

lớn nhất. Điều này được thể hiện bằng độ lớn nhất của lực cắt đáy trong trường hợp

tần số quy chuẩn gần 1.

c) Tổng hợp kết quả phân tích ảnh hưởng tham số kích thước của bể nước.

Kết quả tính toán ứng với hai trường hợp tỷ lệ khối lượng và 50 trường hợp

thay đổi kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể được tổng hợp như trong

bảng 3.11.

104

Trường hợp

Kết quả phân tích đối với

Kết quả phân tích

phân tích tính

chuyển vị

đối với lực

toán

TLD

; ứng với



96% 98.9% 



97% 101% 









D D

F TLD F

Tỷ lệ khối lượng:

trường hợp tần số quy chuẩn bằng

trường hợp tần số quy chuẩn



M M  b n M

TLD

1 thì tỷ lệ

bằng 1 thì

96.5%

98%



D D

F TLD F

TLD

; ứng với

ứng với



71% 98.6% 



73% 98% 









D D

F TLD F

Tỷ lệ khối lượng:

trường hợp tần số quy chuẩn bằng

trường hợp tần số quy chuẩn

10%



M M  b n M

TLD

1 thì tỷ lệ

bằng 1 thì

78%

80%



D D

F TLD F

Bảng 3.11. Bảng tổng hợp kết quả phân tích cho tham số bể nước

3.3.2. Ảnh hưởng của số lượng bể đến mức độ giảm chấn

Hệ giảm chấn chất lỏng đa tần (Multi Tuned Liquid Damper - MTLD) là tập

hợp nhiều bể chứa chất lỏng đơn tần TLD có mực nước khác nhau cùng tham gia

vào quá trình điều khiển tần số của kết cấu. Tuy nhiên tổ hợp các bể này có tần số

0 0.2

R  

riêng phân bố xoay quanh tần số riêng của hệ. Các nghiên cứu trước đây chỉ ra giá

trị tối ưu MTLD đạt được khi bề rộng dải băng tần và tỷ lệ khối lượng

của bể chứa so với kết cấu nằm trong khoảng từ 1% đến 5%. Như vậy những nghiên

cứu này chỉ ra hệ đa tần MTLD mang một ý nghĩ là nó sẽ bao quát được tất cả các

giá trị tần số của dạng dao động có thể xảy ra khi kết cấu làm việc thực tế. Mặt khác

nó khắc phục được về mặt sai số giữa tính toán và sự làm việc thực tế của kết cấu.

Trong nghiên cứu của luận án, đề xuất nghiên cứu cho trường hợp bề rộng

dải băng tần bằng 0, và tỷ lệ khối lượng của bể chứa so với kết cấu là không thay

đổi mà chỉ khác nhau về số lượng bể chứa, để đánh giá hiệu quả giảm chấn của hệ

nhiều bể và hệ một bể lên kết cấu.

Nghiên cứu sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn trên phần mền ANSYS

APDL, phân tích hiệu quả giảm chấn của bể chứa ứng với các mô hình có số lượng

bể khác nhau. Căn cứ vào kết quả phân tích, đề xuất số lượng bể trong thiết kế bể

chứa chất lỏng sử dụng trong giảm chấn. Trong mô phỏng số, hai mô hình nghiên

cứu được đề xuất như trên hình 3.20; hình 3.21.

- Mô hình gồm kết cấu và hệ một bể chứa chất lỏng

105

Hình 3.20. Mô hình nghiên cứu cho hệ một bể chứa chất lỏng

- Mô hình gồm kết cấu và hệ nhiều bể chứa chất lỏng. Trong nghiên cứu đề

xuất chia nhỏ bể lớn thành sáu bể nhỏ giống nhau có cùng tần số với bể lớn. Các bể

nhỏ này được liên kết với kết cấu bằng các gối liên kết đặt song song, liên kết trực

tiếp vào kết cấu.

Hình 3.21. Mô hình nghiên cứu cho hệ nhiều bể chứa chất lỏng

3.3.2.1. Lựa chọn số liệu phân tích

Phân tích ảnh hưởng của số lượng bể nước với mục đích đánh giá thêm hiệu

quả giảm chấn của hệ bể nước (TLD) lên kết cấu dưới tác dụng của động đất. Tham

số phân tích tương ứng với kết quả nghiên cứu tối ưu thông số bể nước, tối ưu độ

cứng của gối liên kết giữa bể nước và kết cấu và giá trị các tham số này được giữ cố

định. Tải trọng đầu vào, liên kết giữa nền và kết cấu được giữ cố định như trường

hợp tối ưu thông số bể được trình bày tại mục 3.3.1. Tham số số lượng bể (n) được

thay đổi để phân tích khảo sát ảnh hưởng của tham số này đến hiệu quả giảm chấn

của bể nước đối với kết cấu. Các tham số được trình bày trong bảng 3.12.

106

Ký hiệu

Đơn vị

Giá trị

Tham số

Chiều rộng bể chứa

Chiều cao mực nước trong bể

1.5

Chiều cao bể

3.0

Chiều dày bê tông thành bể

0.5

δthanh

Chiều dày bê tông đáy bể

1.0

δday

Cản nhớt của gối liên kết giữa bể và kết





 i

benuoc

 be

cấu

Cản nhớt giữa của gối liên kết giữa kết

m



 ctr ctr

cấu và nền

Tỷ lệ khối lượng

Mb+Mn/M

N/m

Độ cứng lò xo gối liên kết giữa kết cấu

7.03E+06

với nền

Tần số quy chuẩn

[]

f

Độ cứng gối liên kết lò xo giữa bể và kết

N/m

7.03E+05

cấu

Số lượng bể

[]

1 hoặc 6

0.125

Tần số dao động của sóng nước trong bể

fslosh-1

Bảng 3.12. Tham số của mô hình hệ một bể chứa chất lỏng

Coi các đặc trưng hình học và cơ học, tỷ lệ khối lượng, tần số dao động của kết cấu

và bể chứa chất lỏng có giá trị không đổi, chỉ thay đổi số lượng bể. Số lượng bể

được thay đổi tương ứng với số liệu như trong bảng 3.13.

107

Ký hiệu

Đơn vị

Giá trị

Tham số

7.5

Chiều rộng bể chứa

0.365

Chiều cao mực nước trong bể

0.8

Chiều cao bể

0.5

Chiều dày bê tông thành bể

δthanh

0.5

Chiều dày bê tông đáy bể

δday





Cản nhớt của gối liên kết giữa bể và

 i

benuoc

 be

kết cấu

Cản nhớt giữa của gối liên kết giữa

m



 ctr

ctr

kết cấu và nền

Tỷ lệ khối lượng

Mb+Mn/M

N/m

7.03E+06

Độ cứng lò xo gối liên kết giữa kết

cấu với nền

[]

Tần số quy chuẩn

f

N/m

Độ cứng gối liên kết lò xo giữa 1 bể

1.17E+05

chứa với kết cấu

[]

Số lượng bể

Tần số dao động của sóng nước trong

0.125

fslosh-1

bể

Bảng 3.13. Tham số của mô hình hệ gồm 6 bể nhỏ

3.3.2.2. Phân tích ảnh hưởng của số lượng bể đến mức độ giảm chấn của bể chứa

a) Chuyển vị

Chuyển vị của kết cấu theo thời gian bao gồm đại lượng chuyển vị tuyệt đối

tại đáy kết cấu; chuyển vị tuyệt đối tại đỉnh kết cấu; chuyển vị tương đối tại đỉnh kết

cấu. Trong đó chuyển vị tương đối của kết cấu chính bằng hiệu của chuyển vị tuyệt

đối tại đỉnh và chuyển vị tại đáy kết cấu. Các đại lượng chuyển vị được tính toán

theo thời gian ứng với tác dụng của động đất El Centro. Hình 3.22 biểu thị các đại

lượng chuyển vị cho trường hợp khi đặt 6 bể nhỏ trên đỉnh của kết cấu.

108

Chuyển vị của kết cấu theo thời gian

0.3

)

0.2

0.1

-0.1

-0.2

-0.3

chuyển vị đáy kết cấu Chuyển vị tuyệt đối tại đỉnh kết cấu

( u ấ c t ế k a ủ c ị v n ể y u h C

Chuyển vị tương đối tại đỉnh kết cấu

-0.4

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

30.00

35.00

Thời gian (s)

Hình 3.22. Đồ thị quan hệ giữa các chuyển vị của kết cấu theo thời gian

Chuyển vị tương đối của kết cấu theo thời gian giữa các trường hợp được

trình bày như trên hình 3.23. Theo hình 3.23 thì chuyển vị tương đối của kết cấu

theo thời gian được trình bày cho ba trường hợp cụ thể như sau:

- Khi không đặt bể nước;

- Khi đặt 1 bể nước có kích thước 15*15*3(m) với chiều cao mực nước

trong bể là 1.5m;

- Khi đặt 6 bể nhỏ có kích thước 7.5*7.5*0.8(m) chiều cao mực nước trong

0.5

0.4

0.3

0.2

Khi không đặt bể chứa

0.1

)

(

Khi đặt 1 bể chứa 15*15*3m

-0.1

-0.2

Khi đặt 6 bể chứa 7.5*7.5*0.8m

-0.3

-0.4

u ấ c t ế k a ủ c i ố đ g n ơ ư t ị v n ể y u h C

-0.5

15 20 Thời gian (s)

bể là 0.365m (có tổng khối lượng bằng khối lượng 1 bể chứa lớn 15*15*3m).

Hình 3.23. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của kết cấu theo thời gian

Từ các giá trị của chuyển vị tương đối theo thời gian của các trường hợp

nghiên cứu đã được phân tích trình bày như trên hình 3.23. Từ đó, xác định được

giá trị lớn nhất của chuyển vị tương đối như sau:

- Chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu không đặt bể nước là 0.378 (m);

109

- Chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi đặt trên đỉnh một bể nước

lớn kích thước 15*15*3m là 0.296(m);

- Chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi đặt trên đỉnh 6 bể nước nhỏ

có kích thước 7.5*7.5*0.m là 0.28(m).

Như vậy chuyển vị tương đối của kết cấu trong trường hợp đặt 6 bể chứa

giảm được 25.9% so với khi không đặt bể; và trong trường hợp đặt 1 bể lớn giảm

được 22% so với khi không đặt bể. Sự chênh lệch giữa trường hợp đặt một bể lớn và đặt 6 bể nhỏ có cùng tần số dao động, cùng tỷ lệ khối lượng với kết cấu là 4%.

Việc chia nhỏ từ 1 bể to thành 6 bể nhỏ làm hiệu quả giảm chấn của bể tốt hơn

cho kết cấu dưới tác dụng của tải trọng động đất. Dù sự chênh lệch là 4% nhỏ so với hiệu

quả của bể chứa đến kết cấu khi đặt bể và khi không đặt bể chứa chất lỏng.

b) Đối với Lực cắt đáy kết cấu: Lực cắt đáy kết cấu theo thời gian giữa các trường hợp được trình bày như trên hình 3.24. Theo hình 3.24 thì lực cắt đáy kết cấu theo thời gian được trình bày cho ba trường hợp cụ thể như sau: - Khi không đặt bể nước; - Khi đặt 1 bể có kích thước 15*15*3(m) với chiều cao mực nước trong bể

là 1.5m;

4000000

)

3000000

2000000

Khi đặt 6 bể nhỏ

1000000

Khi không có bể

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

30.00

35.00

Khi đặt 1 bể lớn

-1000000

-2000000

( u ấ c t ế k y á đ t ắ c c ự L

-3000000

-4000000

Thời gian (s)

- Khi đặt 6 bể chứa nhỏ có kích thước 7.5*7.5*0.8(m) chiều cao mực nước trong bể là 0.365m (có tổng khối lượng bằng khối lượng 1 bể chứa lớn 15*15*3m).

Hình 3.24. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy kết cấu theo thời gian

Từ các giá trị của lực cắt đáy kết cấu theo thời gian của các trường hợp

nghiên cứu đã được phân tích trình bày như trên hình 3.24. Từ đó, xác định được

giá trị lớn nhất của lực cắt đáy kết cấu như sau:

- Lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi không đặt bể chứa là 2.84E+06 (N);

- Lực cắt đáy kết cấu lớn nhất khi đặt một bể lớn kích thước 15*15*3m là

2.12E+06(N);

110

- Lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu khi đặt 6 bể nhỏ có kích thước

7.5*7.5*0.8m là 1.30E+06(N).

Như vậy lực cắt đáy kết cấu trong trường hợp đặt 6 bể chứa giảm được

54.2% so với khi không đặt bể; và trong trường hợp đặt 1 bể lớn giảm được 25.3%

so với khi không đặt bể. Sự chênh lệch giữa trường hợp đặt một bể lớn và đặt 6 bể

nhỏ có cùng tần số dao động, cùng tỷ lệ khối lượng với kết cấu chiếm 28.9%.

Việc chia nhỏ từ 1 bể to thành 6 bể nhỏ làm hiệu quả giảm chấn của bể tốt

hơn cho kết cấu dưới tác dụng của động đất.

3.4. Ảnh hưởng của gối liên kết giữa bể nước và kết cấu đến mức độ giảm chấn

Khi nghiên cứu ảnh hưởng của bể nước đến kết cấu nhà cao tầng chịu tác

động của động đất, ngoài các tham số được quan tâm như thông số kích thước bể

chứa, chiều cao mực nước trong bể, vị trí đặt bể, thì ảnh hưởng của độ cứng gối liên

kết giữa bể và kết cấu toà nhà cũng là vấn đề cần được quan tâm đến. Gối liên kết

có thể được cấu tạo là gối sắt, gối cao su hay gối bê tông. Ứng với mỗi loại, gối

được chế tạo với một thông số độ cứng và độ cản nhất định. Vấn đề được quan tâm

nghiên cứu ở đây là ảnh hưởng của độ cứng gối liên kết đến hiệu quả giảm chấn của

bể chứa cho kết cấu dưới tác dụng của động đất.

Nghiên cứu hiệu quả giảm chấn của bể thông qua việc thay đổi độ cứng gối

liên kết giữa bể nước và toà nhà. Sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn trên phần

mền ANSYS APDL, phân tích hiệu quả triết giảm chuyển vị đỉnh lớn nhất và hiệu

quả triết giảm lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu toà nhà tại các trường hợp gối liên

kết có độ cứng khác nhau. Căn cứ vào kết quả phân tích, đề xuất độ cứng gối liên

kết tối ưu. Trong mô phỏng số, gối liên kết giữa bể nước và kết cấu được mô phỏng

thông qua tham số độ cứng Kb và độ cản Cb như trên hình 3.25.

Hình 3.25. Mô phỏng gối liên kết giữa bể chứa chất lỏng và kết cấu toà nhà

111

3.4.1. Lựa chọn số liệu phân tích

Dựa trên các kết luận của trường hợp nghiên cứu thông số bể nước. Lựa chọn

một trường hợp thông số bể nước tối ưu ứng với tần số quy chuẩn bằng 1, để thực

hiện nghiên cứu cho 7 trường hợp thay đổi độ cứng của gối liên kết giữa bể và kết

cấu. Phân tích ảnh hưởng của gối liên kết giữa bể nước và kết cấu với mục đích

đánh giá thêm mức độ giảm chấn của hệ bể nước (TLD) lên kết cấu dưới tác dụng

của động đất. Tham số phân tích tương ứng với kết quả nghiên cứu tối ưu thông số

bể nước và giá trị các tham số này được giữ cố định. Mô hình phân tích, tải trọng

đầu vào, liên kết giữa nền và kết cấu được giữ cố định như trường hợp tối ưu thông

số bể được trình bày tại mục 3.3. Tham số độ cứng của gối liên kết giữa bể và kết

cấu được thay đổi để phân tích khảo sát ảnh hưởng của tham số này đến mức độ

giảm chấn của bể chứa chất lỏng đối với kết cấu. Các tham số được trình bày trong

bảng 3.14.

Bảng 3.14. Số liệu số không đổi cho bài toán phân tích ảnh hưởng của gối liên

Tham số

Ký hiệu

Đơn vị

Giá trị

Chiều rộng bể chứa

Chiều cao mực nước trong bể Chiều cao bể

1.5 3.0

m m

Chiều dày bê tông thành bể Chiều dày bê tông đáy bể

0.5 1.0

m m





h hb δthanh δday Cb

 i

benuoc

 be

Cản nhớt của gối liên kết giữa bể và kết cấu

m



 ctr ctr

Cản nhớt giữa của gối liên kết giữa kết cấu và nền Tỷ lệ khối lượng

Mb+Mn/M

N/m

Độ cứng lò xo gối liên kết giữa kết

7.03E+06

[]

cấu với nền Tần số quy chuẩn

f

N/m

Độ cứng gối liên kết lò xo giữa bể

7.03E+05

chứa và kết cấu

kết giữa bể và kết cấu đến mức độ giảm chấn của bể nước

Coi các đặc trưng hình học và cơ học của kết cấu và bể nước có giá trị không

đổi, chỉ thay đổi độ cứng của gối liên kết. Với mỗi giá trị độ cứng của gối liên kết

ứng với một tần số bể nước. Độ cứng của gối liên kết giữa bể và kết cấu (Kb) được

thay đổi tương ứng với các trường hợp như trong bảng 3.15.

112

Tỷ lệ độ cứng các

Trường hợp

Độ cứng của liên kết lò xo giữa

Tần số bể chứa

trường hợp

nghiên cứu

chất lỏng (Hz)

bể và kết cấu - Kbi (N/m)

Kbi / Kb3

1.76E+05

0.25

0.063

TH1

3.52E+05

0.5

0.089

TH2

7.03E+05

0.126

TH3

1.41E+06

0.178

TH4

7.03E+06

0.398

TH5

7.03E+07

100

1.260

TH6

7.03E+08

3.984

1000

TH7 Đồ thị biểu diễn sự thay đổi của tần số bể nước theo độ cứng gối liên kết

Bảng 3.15. Giá trị tham số độ cứng Kb ứng với các trường hợp nghiên cứu

4.500

4.000

TH7

3.500

) z H

3.000

2.500

2.000

1.500

TH6

( c ớ ư n ể b ố s n ầ T

1.000

0.500

TH5 TH12,3,4

0.000

0.0E+00 1.0E+08 2.0E+08 3.0E+08 4.0E+08 5.0E+08 6.0E+08 7.0E+08 8.0E+08

Độ cứng gối liên kết bể vào kết cấu (N/m)

giữa bể và kết cấu được trình bày như hình 3.26.

Hình 3.26. Đồ thị quan hệ giữa tần số bể nước với độ cứng của gối liên kết giữa

bể và kết cấu

Trong đó:

Kbi: Độ cứng gối liên kết lò xo giữa bể chứa và kết cấu ứng với trường hợp

khảo sát thứ i (i =1,2,3,4,5,6);

TH 3: là trường hợp tối ưu của bài toán phân tích tối ưu, các thông số bể chứa

1 

 f



nước, lò xo và cản nhớt của gối liên kết được lựa chọn sao cho tần số quy chuẩn có giá trị



benuoc

sloshing

1 

sloshing f

1 2 

ketcau

1 





K b M M  b

như sau: ; (3.19a)

(3.19b)

113

TH 1: là trường hợp gối liên kết là liên kết rất mềm, Kb1/Kb3 = 0,25;

TH 7: là trường hợp gối liên kết rất cứng (liên kết ngàm cứng), Kb7/Kb3 =

1.000;

TH2, TH4, TH5, TH6: là trường hợp gối liên kết có độ cứng (Kb) xác định.

Đối với mỗi trường hợp, chuyển vị và nội lực theo lịch sử thời gian Dj(t) và Fj(t) tại khối lượng M được lưu lại. Giá trị lớn nhất nhận được DTLDj = max │Dj(t)│, FTLDj = max │Fj(t)│, đại diện cho phản ứng của kết cấu dưới tác dụng của tải trọng

động đất

3.4.2. Ảnh hưởng của gối liên kết giữa bể nước và kết cấu

Tương ứng với 7 trường hợp thay đổi độ cứng của gối liên kết giữa bể và kết

cấu, các đại lượng được xem xét để đánh giá ảnh hưởng của bể chứa chất lỏng đến

kết cấu như sau:

- Chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi đặt bể nước: DTLD (m) - Tỷ lệ của chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi có đặt bể nước

(TLD) và khi không đặt bể: DTLD/DNO (%) (với DNO = 0.378m - Chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi không đặt bể chứa (kết quả nghiên cứu thu được từ bài

toán tối ưu thông số bể).

- Lực cắt đáy kết cấu khi đặt bể nước: FTLD (N) - Tỷ lệ của lực cắt đáy kết cấu khi đặt bể nước so với khi không đặt bể:

FTLD/FNO (%); (với FNO = K * DNO = 2.66E+06(N))

a) Đối với chuyển vị: - Chuyển vị tương đối lớn nhất của bể so với kết cấu theo tần số quy chuẩn

0.45

0.40

0.35

)

TH 2 TH 1 TH 3

0.30

0.25

TH 4

0.20

0.15

( u ấ c t ế k i ớ v

0.10

TH 5

0.05

TH 7

TH 6

o s ể b a ủ c i ố đ g n ơ ư t ị v n ể y u h C

0.00

0.000

5.000

10.000

15.000

20.000

25.000

30.000

35.000

Tần số quy chuẩn

được trình bày như trên hình 3.27.

Hình 3.27. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của bể so với kết cấu với

tần số quy chuẩn

114

- Chuyển vị tương đối lớn nhất của bể so với kết cấu biểu thị theo độ cứng

0.45

0.40

TH 2

0.35

TH 1 TH 3

0.30

)

0.25

TH 4

0.20

( u ấ c t ế k

0.15

0.10

TH 5

0.05

i ớ v o s ể b a ủ c i ố đ g n ơ ư t ị v n ể y u h C

TH 6

TH 7

0.00

0.00E+00

2.00E+08

4.00E+08

6.00E+08

8.00E+08

Độ cứng gối liên kết giữa bể và kết cấu (N/m)

của gối liên kết giữa bể và kết cấu được trình bày như hình 3.28.

Hình 3.28. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của bể so với kết cấu với độ

cứng của gối liên kết (Kb)

- Chuyển vị tương đối của kết cấu khi đặt bể nước biểu thị theo độ cứng của

0.360

TH1

0.350

TH7

0.340

)

0.330

(

TH6

TH5

TH2

0.320

D L T D

0.310

TH4

0.300

u ấ c t ế k a ủ c i ố đ g n ơ ư t ị v n ể y u h C

TH3

0.290

1.00E+05

1.00E+06

1.00E+07

1.00E+08

1.00E+09

Độ cứng của gối liên kết giữa bể và kết cấu (N/m)

gối liên kết giữa bể và kết cấu được trình bày như trên hình 3.29.

Hình 3.29. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của kết cấu với độ cứng

gối liên kết (Kb)

- Chuyển vị tương đối của kết cấu biểu thị theo tần số quy chuẩn được trình

bày trên hình 3.30.

115

0.360

TH1

0.350

TH6

TH7

0.340

0.330

TH5

)

TH2

(

0.320

D L T D

0.310

TH4

0.300

TH3

0.290

u ấ c t ế k a ủ c i ố đ g n ơ ư t ị v n ể y u h C

0.100

1.000

10.000

100.000

Tần số quy chuẩn

Hình 3.30. Đồ thị quan hệ giữa chuyển vị tương đối của kết cấu với

tần số quy chuẩn

- Hiệu quả của bể nước biểu thị theo tỷ lệ của chuyển vị tương đối:

DTLD/DNO (%), được trình bày như trên hình 3.31. Với DTLD: chuyển vị tương đối

lớn nhất của kết cấu khi đặt bể; DN0: Chuyển vị tương đối lớn nhất của kết cấu khi

94%

TH1

92%

)

90%

(

TH7

88%

TH6

TH5

O N D

86%

TH2

84%

D L T D

82%

TH4

80%

: ệ l ỷ T

TH3

78%

76%

0.100

1.000

10.000

100.000

Tần số quy chuẩn

không đặt bể nước.

Hình 3.31. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ chuyển vị tương đối của kết cấu với tần số

quy chuẩn

 Dựa trên các biểu đồ ở hình 3.29;3.30;3.31, đưa ra một số nhận xét sau:

- Hiệu quả giảm chấn của bể nước khi đánh giá qua đại lượng chuyển vị thì

có sự phụ thuộc vào độ cứng của gối liên kết giữa bể chứa và kết cấu tòa nhà. Tuy

nhiên, sự phụ thuộc này không tuyến tính;

- Hiệu quả giảm chấn của bể nước đạt được cao nhất khi độ cứng của gối

liên kết bằng 7.03E+05 (N/m), ứng với trường hợp TH3, giá trị chuyển vị lớn nhất

của kết cấu tòa nhà khi đặt bể giảm còn 78% so với chuyển vị khi không đặt bể.

116

- Khi tần số quy chuẩn nhỏ hơn 1 hay tần số của bể nước nhỏ hơn tần số của

kết cấu ở dạng dao động đầu tiên thì ứng với độ cứng của gối liên kết giữa bể với

kết cấu rất bé (liên kết mềm). Hiệu quả của bể nước theo chuyển vị cũng giảm theo

độ cứng của gối liên kết giữa bể và kết cấu (Kb). Điều này được giải thích bằng sự

tương tác của bể lên kết cấu theo độ cứng của lò xo hối liên kết giữa bể và kết cấu.

Khi độ cứng Kb của gối liên kết này nhỏ, tương tác giữa bể và kết cấu sẽ giảm như

vậy hiệu quả của bể (TLD) đến kết cấu sẽ giảm, và giảm đến 0 ứng với Kb = 0,

liên kết lò xo không tồn tại.

- Ngược lại khi tần số quy chuẩn lớn hơn 1 hay tần số của bể lớn hơn tần số

của kết cấu ở dạng dao động đầu tiên, thì ứng với độ cứng của gối liên kết giữa bể

và kết cấu tương đối lớn (liên kết cứng), ảnh hưởng của bể chứa chất lỏng đến

chuyển vị giảm dần và đạt đến một giá trị tiệm cận, giá trị này tương ứng với trường

hợp liên kết giữa bể chứa chất lỏng với kết cấu là liên kết tuyệt đối cứng. Khi bể

ngàm cứng tuyệt đối vào kết cấu, nước trong bể vẫn tương tác với kết cấu, hiệu quả

giảm chấn của bể đối với kết cấu đạt gần 10% so với khi không đặt bể xét theo giá

trị chuyển vị lớn nhất của kết cấu.

b) Đối với giá trị lớn nhất của lực cắt đáy kết cấu

Đối với lực cắt đáy kết cấu, có kết quả tương tự như chuyển vị. Tương ứng

với bảy trường hợp khảo sát các giá trị độ cứng (Kb) khác nhau của gối liên kết giữa

bể nước và kết cấu.

- Lực cắt đáy lớn nhất phụ thuộc vào độ cứng của gối liên kết giữa bể và kết

2.55E+06

)

TH1

2.50E+06

2.45E+06

TH7

2.40E+06

TH6

2.35E+06

TH5

TH2

2.30E+06

2.25E+06

TH4

2.20E+06

2.15E+06

TH3

2.10E+06

( D L T F u ấ c t ế k y á đ t ắ c c ự L

1.00E+04

1.00E+05

1.00E+06

1.00E+07

1.00E+08

1.00E+09

Độ cứng gối liên kết giữa bể và kết cấu- Kb (N/m)

cấu được trình bày như trên hình 3.32.

Hình 3.32. Đồ thị quan hệ giữa lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu với độ cứng

của gối liên kết

117

- Hiệu quả giảm chấn của bể nước đối với kết cấu khi xét theo tỷ lệ lực cắt

96%

TH1

94%

TH7

92%

)

(

90%

TH6

TH5

88%

O N F

TH2

86%

D L T F

84%

TH4

82%

: ệ l ỷ T

80%

TH3

78%

1.00E+04

1.00E+05

1.00E+07

1.00E+06

1.00E+09

1.00E+08 Độ cứng tại gối liên kết giữa bể và kết cấu- Kb (N/m)

đáy kết cấu khi có bể và khi không có bể: FTLD/FNO (%)

Hình 3.33. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ lực cắt đáy lớn nhất kết cấu với độ cứng

Kb của gối liên kết

+ Tỷ lệ này được biểu diễn thông qua độ cứng (Kb) của gối liên kết giữa bể

và công trình như trên hình 3.33.

96%

TH1

94%

TH7

TH6

92%

)

90%

88%

TH5

( O N F

TH2

86%

D L T F

84%

TH4

82%

: ệ l ỷ T

80%

TH3

78%

0.100

1.000

10.000

100.000

Tần số quy chuẩn

+ Tỷ lệ này được biểu diễn thông qua tần số quy chuẩn như trên hình 3.34.

Hình 3.34. Đồ thị quan hệ giữa tỷ lệ lực cắt đáy kết cấu lớn nhất với

tần số quy chuẩn

 Dựa trên biểu đồ hình 3.32; 3.33; 3.34, có một số nhận xét sau:

Mức độ giảm chấn của bể nước, khi đánh giá qua đại lượng lực cắt đáy kết

cấu, thấy có sự phụ thuộc vào độ cứng của gối liên kết giữa bể với kết cấu. Tuy

nhiên, sự phụ thuộc này cũng không tuyến tính;

118

Mức độ giảm chấn của bể nước đạt được cao nhất khi độ cứng của gối liên

kết bằng 7.03E+05 (N/m), ứng với trường hợp TH3, giá trị lực lớn nhất của kết cấu

tòa nhà khi đặt bể giảm còn 80% so với chuyển vị khi không đặt bể.

Khi tần số quy chuẩn nhỏ hơn 1 hay tần số của bể nước nhỏ hơn tần số của

kết cấu ở dạng dao động đầu tiên, ứng với độ cứng gối liên kết giữa bể với kết cấu

bé (liên kết mềm). Mức độ giảm chấn của bể chứa chất lỏng theo độ lớn của lực cắt

đáy cũng giảm theo độ cứng của gối liên kết giữa bể và kết cấu (Kb). Điều này được

giải thích bằng sự tương tác của bể lên kết cấu theo độ cứng của lò xo gối liên kết

giữa bể và kết cấu. Khi độ cứng Kb của gối liên kết này nhỏ, tương tác giữa bể và

kết cấu sẽ giảm như vậy mức độ giảm chấn của bể chứa (TLD) đến kết cấu sẽ giảm,

và giảm đến 0 ứng với Kb = 0, liên kết lò xo không tồn tại.

Ngược lại khi tần số quy chuẩn lớn hơn 1, hay tần số của bể lớn hơn tần số

của kết cấu ở dạng dao động đầu tiên, ứng với độ cứng gối liên kết giữa bể và kết

cấu tương đối lớn (liên kết cứng) thì ảnh hưởng của bể chứa chất lỏng đến kết cấu

theo đại lượng lực cắt đáy giảm dần và đạt đến một giá trị tiệm cận, giá trị này

tương ứng với trường hợp liên kết giữa bể chứa với kết cấu là liên kết tuyệt đối

cứng. Khi bể liên kết ngàm cứng tuyệt đối vào kết cấu, nước trong bể vẫn tương tác

với kết cấu, mức độ giảm chấn của bể đối với kết cấu công trình đạt gần 95% so với

khi không đặt bể.

Đánh giá theo độ cứng gối liên kết giữa bể và kết cấu cho bảy trường hợp

nghiên cứu tương ứng, được trình bày tổng hợp như trên bảng 3.16.

Tỷ lệ độ cứng

Độ cứng của gối

Kết quả phân tích

Trường hợp

các trường hợp

tích đối với

liên kết giữa bể và

đối với lực -

nghiên cứu

chuyển vị -

khảo sát Kbi /

kết cấu - Kbi (N/m)

FTLD/FNO(%)

DTLD/DNO(%)

Kb3

1.76E+05

0.25

93%

94%

TH1

3.52E+05

0.5

86%

87%

TH2

7.03E+05

78%

80%

TH3

1.41E+06

82%

84%

TH4

7.03E+06

87%

89%

TH5

7.03E+07

100

89%

91%

TH6

7.03E+08

1000

89%

91%

TH7

Bảng 3.16. Bảng tổng hợp các trường hợp nghiên cứu gối liên kết giữa bể nước và kết cấu dưới tác dụng của động đất Kết quả phân

119

Ảnh hưởng của độ cứng gối liên kết giữa bể nước và kết cấu theo như kết

quả nghiên cứu cho các trường hợp được tổng hợp như trong bảng 3.16. Theo đó có

được các nhận xét như sau:

- Khi giá trị độ cứng của liên kết bé ứng với tỷ lệ Kbi/Kb3 =0.25 (liên kết

mềm), mức độ giảm chấn của bể nước đạt 7% với chuyển vị và 6% với lực.

- Khi liên kết có độ cứng lớn ứng với tỷ lệ Kbi/Kb3 = 1000 (liên kết cứng),

mức độ giảm chấn của bể đạt 11% với chuyển vị và 9% với lực.

- Ảnh hướng của bể nước lên kết cấu dưới tác dụng của động đất đạt hiệu

quả nhất khi độ cứng của gối liên kết bằng Kb3, ứng với trường hợp tần số quy

chuẩn bằng 1và tỷ lệ khối lượng giữa bể và kết cấu là 10% (TH3), khi đó hiệu quả

giảm chấn của bể nước đạt 22% đối với chuyển vị và 20% đối với lực.

3.5. Kết luận chương 3

Căn cứ trên các cơ sở lý thuyết tính toán bể chứa chất lỏng của H.Norman

Abramson cho hệ bể chứa, cơ sở lý thuyết tính toán gối liên kết giữa bể và kết cấu

đã được nghiên cứu ở phần nội dung chương 2, và căn cứ vào các kết quả nghiên

cứu về bể chứa chất lỏng của các tác giả đã công bố trước đó để lựa chọn các tham

số đầu vào cho các trường hợp nghiên cứu của nội dung chương 3.

Nội dung chương 3 đã xây dựng mô hình phân tích theo phương pháp PTHH,

trên phần mềm ANSYS APDL gồm bể nước và kết cấu, để nghiên cứu cho các

trường hợp về ảnh hưởng của tham số bể, số lượng bể chứa, và gối liên kết giữa bể

và kết cấu. Ảnh hưởng của bể nước đến kết cấu được đánh giá thông qua hàm hiệu

quả của đại lượng lực và chuyển vị.

Tải trọng động đất được đưa vào nghiên cứu là phổ gia tốc nền của trận động

đất El Centro (Mỹ). Sử dụng phương pháp phân tích theo lịch sử thời gian kết hợp

với họ phương pháp của Newmark (phương pháp gia tốc trung bình AAM -

Average Acceleration Method) để phân tích các trường hợp nghiên cứu.

Thực hiện nghiên cứu ảnh hưởng của thông số bể nước qua 50 trường hợp

các thông số khác nhau, nghiên cứu ảnh hưởng của độ cứng gối liên kết giữa bể và

kết cấu qua 07 trường hợp độ cứng gối liên kết khác nhau và nghiên cứu ảnh hưởng

của số lượng bể chứa qua 02 trường hợp số lượng bể khác nhau để đánh giá mức độ

giảm chấn của bể nước cho kết cấu khi chịu động đất. Kết quả nghiên cứu tổng hợp

được như sau:

(1) Từ kết quả phân tích 50 trường hợp thông số bể nước, xử lý số liệu để xây dựng đồ thị quan hệ giữa lực và chuyển vị của kết cấu theo tần số quy chuẩn f

120

(tỷ lệ giữa tần số của bể và tần số dao động riêng của kết cấu). Qua đồ thị có thể đưa

ra nhận xét là:

- Hiệu quả giảm chấn của bể nước đến kết cấu tốt nhất khi giá trị tần số qui

chuẩn nằm trong khoảng từ 0.8 đến 1.5.

- Tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu càng lớn thì hiệu quả giảm chấn của bể đến kết cấu càng tốt. Tuy nhiên, hiệu quả giảm chấn chỉ phát huy khi tỷ lệ

khối lượng giữa bể nước và kết cấu trong khoảng từ 1% đến 10%, còn nếu tỷ lệ

vượt quá 10% thì sẽ không mang lại hiệu quả giảm chấn hơn.

- Cụ thể ứng với trường hợp tần số quy chuẩn bằng 1, tỷ lệ khối lượng giữa

bể nước và kết cấu là 10% thì chuyển vị đỉnh lớn nhất của kết cấu giảm 22%, lực

cắt đáy lớn nhất của kết cấu giảm 20%.

(2) Sử dụng kết quả phân tích ảnh hưởng của thông số bể để phân tích ảnh

hưởng của 02 trường hợp số lượng bể nước, xử lý số liệu để xây dựng đồ thị quan

hệ giữa lực và chuyển vị của kết cấu theo thời gian diễn ra động đất. Qua đồ thị có

thể đưa ra nhận xét là:

- Cùng với một giá trị tần số dao động của bể và khối lượng bể, nhưng hệ

nhiều bể chứa nhỏ (bể chứa lớn chia nhiều ngăn) luôn đạt hiệu quả giảm chấn tốt

hơn so với hệ một bể chứa lớn (bể chứa không có ngăn).

- Cụ thể khi đặt một bể lớn, chuyển vị đỉnh lớn nhất của kết cấu giảm 22%,

lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu giảm 20%. Khi chia bể lớn thành sáu bể nhỏ tương

đương có cùng khối lượng, cùng tần số dao động, chuyển vị đỉnh lớn nhất giảm

25.9%, lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu giảm 54.2%.

(3) Sử dụng kết quả phân tích ảnh hưởng của thông số bể, tiếp tục phân tích

ảnh hưởng 7 trường hợp độ cứng của gối liên kết giữa bể chứa và kết cấu, xử lý số

liệu để xây dựng đồ thị quan hệ giữa lực và chuyển vị của kết cấu theo tần số quy chuẩn f và xây dựng đồ thị quan hệ giữa lực và chuyển vị của kết cấu theo giá trị

độ cứng của gối liên kết. Qua đồ thị có thể đưa ra nhận xét là:

- Khi độ cứng của gối liên kết (Kb) được xác định ứng với tỷ lệ khối lượng

của bể nước và kết cấu tương ứng thuộc khoảng từ 1% đến 10% và tần số quy

f =1, thì hiệu quả giảm chấn của bể nước đến kết cấu là tốt nhất. - Cụ thể ứng với tần số quy chuẩn f =1, tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết

chuẩn

cấu bằng 10%, sẽ có Kb=7.03E+05(N/m), khi đó chuyển vị đỉnh lớn nhất của kết

cấu giảm 22%, lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu giảm 20%.

121

CHƯƠNG 4

NGHIÊN CỨU ÁP DỤNG BỂ NƯỚC ĐỂ GIẢM CHẤN CHO KẾT CẤU

NHÀ CAO TẦNG DƯỚI TÁC DỤNG CỦA ĐỘNG ĐẤT

4.1. Lựa chọn kết cấu nhà cao tầng

Nghiên cứu áp dụng bể nước để giảm chấn cho tòa nhà có kích thước chiều

rộng mặt bằng B = 22 (m); chiều dài mặt bằng L = 58.8 (m) và chiều cao h = 108 (m)

(30 tầng), khi chịu tác dụng của động đất. Các thông số đặc trưng của tòa nhà được

trình bày như trong bảng 4.1.

Bảng 4.1. Bảng thông số tòa nhà cao tầng

Dầm chính

1.2x0.6

bdc x hdc

Dầm phụ (chia ô bản; hoặc là

0.2x0.5

bdp x hdp

dầm dưới tường)

Cột từ tầng 1 đến tầng 15 (tầng

0.8x2.0

bcột x hcột

15 đến tầng 30)

(0.5x1.5)

Cột từ tầng 1 đến tầng 15 (tầng

0.4x0.6

bcột x hcột

15 đến tầng 30)

(0.4x0.6)

Cột từ tầng 1 đến tầng 15 (tầng

0.8x2.5

bcột x hcột

15 đến tầng 30)

(0.8x2.0)

Tiết diện lõi thang máy

0.35

Chiều dày bản sàn

hbs

Mô đun đàn hồi của bê tông

0.12 37.5.103

Tĩnh tải sàn BTCT

0.15

MPa T/m2

Tải trọng tường xây

1.15

gtuong

Hoạt tải sàn

0.24

T/m T/m2

Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị

122

H=108m

Mặt đứng điển hình

Mô hình 3D

B = 22m

L = 58.8m

Mặt bằng điển hình Hình 4.1. Mô hình kết cấu tòa nhà trên phần mềm ETABS

- Sử dụng phần mềm ETABS mô phỏng mô hình 3D của tòa nhà để phân tích

tính toán các đặc trưng dao động riêng của kết cấu.

- Tổ hợp tải trọng sử dụng để phân tích dao động riêng là [130], [131], [132] :

COMBO = TTBT + TT SAN + TT TUONG + 0.25 HT

- Thực hiện phân tích, tính toán trên ETABS, xác định được các đại lượng tần

số f (Hz); chu kỳ T (s); khối lượng M (T); chuyển vị Ux, Uy, Uz (m), như ở bảng 4.2.

123

Mode Period frequency UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX SumRY SumRZ 0.00 66.96

0.00 98.89 0.00 0.00

0.00 66.96 0.00

98.89

0.276

0.00

3.62

0.00

3.35

0.299

37.49 0.00 0.00

37.49

66.96

0.00 0.00 50.98 37.10

98.90

50.99

37.10

3.13

0.320

34.86 0.00 0.00

72.35

66.96

0.00 0.00 48.75 38.42

98.90

99.73

75.52

1.09

0.921

3.06 0.00 0.00

75.41

66.96

0.00 0.00 0.00 7.60

98.90

99.73

83.12

0.96

1.043

10.57 0.00 0.00

85.98

66.96

0.00 0.00 0.03 2.67

98.90

99.76

85.79

0.91

1.102

0.00 15.95 0.00

85.98

82.91

0.00 0.73 0.00 0.00

99.62

99.76

85.79

0.60

1.661

0.57 0.00 0.00

86.55

82.91

0.00 0.00 0.03 3.53

99.62

99.79

89.32

0.49

2.035

4.01 0.00 0.00

90.56

82.91

0.00 0.00 0.17 0.59

99.62

99.96

89.91

0.40

2.512

0.27 0.00 0.00

90.83

82.91

0.00 0.00 0.00 2.00

99.62

99.96

91.91

0.39

2.554

0.00 6.28 0.00

90.83

89.19

0.00 0.29 0.00 0.00

99.91

99.96

91.91

0.32

3.162

2.21 0.00 0.00

93.04

89.19

0.00 0.00 0.01 0.22

99.91

99.97

92.14

0.28

3.525

0.12 0.00 0.00

93.16

89.19

0.00 0.00 0.00 1.46

99.91

99.97

93.60

Bảng 4.2. Bảng thông số dao động riêng của kết cấu

4.2. Xây dựng mô hình phân tích ảnh hưởng của bể nước đến tòa nhà cao tầng

4.2.1. Đề xuất mô hình

a) Các giả thiết phân tích với mô hình tương đương cho kết cấu. - Chuyển vị dọc trục dưới tác dụng của tải trọng thẳng đứng không đáng kể - Chuyển vị góc xoay rất nhỏ được bỏ qua - Giả thiết chuyển vị theo phương đứng là rất nhỏ có thể bỏ qua - Chỉ xét đến chuyển vị theo phương ngang, phương trục ox (phương có độ

cứng uốn bé)

- Khối lượng tập trung chủ yếu ở các tầng, khối lượng cột chia đều cho hai

tầng liên quan đến cột.

b) Đề xuất mô hình tương đương cho hệ kết cấu nhà cao tầng Để tăng tốc độ phân tích tính toán kết cấu và dễ dàng kiểm tra kết quả mô phỏng trên Ansys, từ mô hình kết cấu nhà thực được chuyển đổi sang mô hình tương đương tương ứng. Mô hình này được áp dụng phân tích cho nghiên cứu ảnh hưởng của

bể nước đến kết cấu nhà cao tầng dưới tác dụng của động đất.

Mô hình nghiên cứu đề xuất mô phỏng trong ANSYS APDL gồm mô hình kết

cấu và bể chứa nước:

Mô hình bể chứa nước được mô phỏng thực để xét đến dao động của sóng nước

trong bể chứa gây ra tác động làm ảnh hưởng đến dao động của kết cấu công trình.

- Mô hình kết cấu được mô phỏng dạng mô hình tương đương gồm các lò xo

có độ cứng Ki, cản nhớt Ci liên kết với các khối lượng mi của các tầng nhà.

 Xác định mô hình tương đương của kết cấu công trình - cụ thể ứng với công

trình đề xuất, tòa nhà cao 30 tầng, vật liệu sử dụng Bê tông cốt thép.

Mô hình tương đương được sử dụng là mô hình lò xo, cản nhớt - khối lượng,

mỗi tầng được thay thế bằng 1 khối lượng (mi) và được liên kết với nhau bởi lò xo có

124

độ cứng (Ki), độ cản (Ci). Thông số (mi) được tính bằng khối lượng của từng tầng, độ

cứng (Ki) được tính toán dựa trên liên kết thực tế giữa hai tầng, độ cản Ci được tính

a) Mô hình 3D của tòa nhà xây dựng trên phần mềm ETABS

theo công thức của Rayleigh. [133], [134]

Hình 4.2. Mô hình chuyển đổi tương đương của kết cấu

4.2.2. Xác định các thông số của mô hình

Thông số của mô hình bao gồm thông số mô hình tương đương của tòa nhà cao

tầng, và thông số của bể chứa nước.

4.2.2.1. Xác định thông số của tòa nhà

a) Xác định khối lượng của mô hình tương đương

Khối lượng mi của từng tầng sẽ được tính từ mô hình của toàn bộ công trình

trên phần mềm ETABS, giá trị tính được thể hiện như trong bảng 4.3.

125

Bảng 4.3. Bảng khối lượng các tầng của kết cấu

Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị

Khối lượng tầng (từ tầng 1 229.92 T m1-14 đến tầng 14)

Khối lượng tầng 15 223.76 T m15

Khối lượng tầng (từ tầng 16 218.541 T m16-29 đến tầng 29)

Khối lượng tầng 30 198.44 T m30

b) Xác định độ cứng Ki liên kết giữa hai khối lượng tầng

Độ cứng giữa hai tầng Ki trong nghiên cứu xác định bằng cách sử dụng mô hình

trong ETABS để chạy ra độ cứng của chuyển vị tương đương giữa hai tầng với cách

tính như sau:

Xét Ki là độ cứng của chuyển vị tương đương giữa hai tầng (i) và (i+1), Ki được

xác định như sau:

o Xây dựng mô hình 3D của hai tầng i và (i+1) cần các định độ cứng Ki của

liên kết lò xo liên kết khối lượng giữa hai tầng trong mô hình tương đương;

o Khóa chuyển vị của tầng (i) và đặt một lực F bằng đơn vị (N) vào tâm cứng

của tầng (i+1);

Hình 4.3. Mô hình hai tầng liên kề cần xác định độ cứng trên ETABS



 Độ cứng Ki giữa hai tầng sẽ được xác định theo công thức (4.1):





 1 

V 

 1 

h B

(4.1)

Trong đó: F - Tải trọng đơn vị (N) đặt tại tâm cứng của kết cấu;

126

H(i+1) - Chuyển vị ngang lớn nhất của tầng (i+1) theo phương đặt lực (m);

V(i+1) - Chuyển vị thẳng đứng lớn nhất là của các điểm nằm trên chu vi của mặt

bằng công trình (m);

h - Chiều cao tầng - khoảng cách từ tầng thứ i đến tầng (i+1) đang xét (m);

B - Bề rộng của mặt bằng sàn nhà (m) (cạnh song song với phương đặt lực F).

Từ công thức (4.1), áp dụng tính độ cứng Ki cho tòa nhà cao 30 tầng; với tiết

diện cột được thay đổi tiết diện 1 lần nên sẽ có 2 giá trị độ cứng Ki tương ứng từ tầng 1

đến tầng 15 và từ tầng 15 đến tầng 30.

 Xác định độ cứng Ki Từ tầng 1 đến tầng 15:

Bảng 4.4. Kết quả tính của tham số độ cứng Ki từ tầng 1 đến tầng 15

Tham số Ký hiệu Đơn vị Giá trị của tham số

Lực đặt tại tâm cứng Fi N 1.0E+09

Chuyển vị ngang lớn nhất tại tầng (i+1) m 0.2 H(i+1)

Chuyển vị thẳng đứng lớn nhất của các m 0.02 V(i+1) điểm trên chu vi công trình

Bề rộng của mặt bằng công trình B m 22

Chiều cao tầng (i+1) so với tầng i h m 3.6

N/m 4.92E+09 Độ cứng giữa 2 tầng i và (i+1) Ki

 Xác định độ cứng Ki từ tầng 16 đến tầng 30:

Bảng 4.5. Kết quả tính của tham số độ cứng Ki từ tầng 16 đến tầng 30

Tham số Ký hiệu Đơn vị Giá trị của tham số

Lực đặt tại tâm cứng N 1.0E+09 Fi

Chuyển vị ngang lớn nhất tại tầng H(i+1) m 0.3 (i+1)

Chuyển vị thẳng đứng lớn nhất của V(i+1) m 0.01 các điểm trên chu vi công trình

Bề rộng của mặt bằng công trình B m 22

Chiều cao tầng (i+1) so với tầng i h m 3.6

Độ cứng giữa 2 tầng i và (i+1) Ki N/m 3.32E+09

Từ các thông số được tính toán, sẽ đưa ra được mô hình tương đương của tòa

nhà so với mô hình thực. Mô hình tương đương bao gồm các khối lượng liên kết với

bởi các lo xò có độ cứng Ki. Mô hình này được sử dụng để mô phỏng số trên phần

mềm ANSYS APDL.

127

c) Kiểm chứng mô hình tương đương

Kiểm chứng độ tin cậy của mô hình tương đương so với mô hình thực của tòa nhà

bằng cách xây dựng mô hình tương đương trên phần mền ANSYS APDL như trên hình 4.4.

Hình 4.4. Mô hình tương đương của kết cấu mô phỏng trên ANSYS APDL

Mô hình tương đương được xây dựng trên phần mền ANSYS với phần tử lò xo dùng liên kết các khối lượng được sử dụng phần tử Combin 14, thuộc phần tử không gian và sẽ được khóa các phương tương ứng với điều kiện phân tích của bài toán đó là chỉ xét đến chuyển vị theo phương ngang của mô hình.

Thông qua phân tích tính toán trên phần mềm ANSYS APDL, sẽ xác định được

các mode dao động của hệ tương đương như bảng 4.6.

Mode Tần số (Hz)

RATIO

0.276526

Chu kỳ (s) 3.6163

Hệ số tham gia 7297.5

Khối lượng dao động 5.33E+07

% khối lượng dao động 81%

0.820071

1.2194

-2462.4

0.337435

6.06E+06

90%

1.36997

0.72994

-1471.7

0.201669

2.17E+06

94%

1.90762

0.52421

1059.1

0.145127

1.12E+06

95%

2.4481

0.40848

822.71

0.112739

676852

96%

2.97402

0.33624

679.41

0.093102

461593

97%

3.49895

0.2858

574.97

0.078791

330593

97%

4.00743

0.24954

504.07

0.069074

254085

98%

4.51086

0.22169

445.44

0.061041

198421

98%

4.99638

0.20014

-403.97

0.055357

163188

98%

5.47265

0.18273

-366.68

0.050247

134451

99%

5.92995

0.16864

339.84

0.04657

115494

99%

Bảng 4.6. Kết quả phân tích dao động mô hình tương đương của tòa nhà trên ANSYS APDL

Dựa vào bảng phân tích các mode dao động, kết quả phân tích mô hình tương

128

đương trên ANSYS APDL và kết quả khi phân tích dao động với mô hình thực bằng

phần mền Etab tương đương nhau. Chúng ta có thể thấy rằng, ở mode số 1 có tần số là

0.2767 Hz, có 80% khối lượng của kết cấu tham gia dao động, đó là mode dao động

chính của tòa nhà, cũng chính bằng với giá trị tần số của dạng dao động đầu tiên khi

phân tích mô hình 3D trên phần mền Etab.

Như vậy việc sử dụng mô hình khối lượng tương đương thay thế cho mô hình

thực tế dạng 3D để thực hiện mô phỏng cùng bể nước trên ANSYS APDL là phù hợp.

Mô hình tương đương này sẽ làm giảm đáng kể khối lượng và thời gian tính toán bên

Ansys khi phân tích ảnh hưởng của bể chứa chất lỏng đến kết cấu dưới tác dụng của

tải trọng động đất. Điều này là cần thiết vì khi bể chứa nước được mô phỏng thực để

xét đến hoạt động, tương tác của nước trong bể lên thành bể nên thời gian và năng

lượng tiêu tốn cho phân tích tương đối lớn.

d) Xác định ma trận cản nhớt [C] theo Rayleigh [135], [136], [133]

Phân tích động đất theo phương pháp time - history được sử dụng để xác định

phản ứng của kết cấu dưới tác dụng của tải trọng động đất có xét đến hiệu ứng quán

tính và giảm chấn. Sử dụng tỷ lệ giảm chấn (giảm chấn Rayleigh) để tính đến đặc tính

giảm chấn của kết cấu. Trong trường hợp này ma trận giảm chấn [C] dạng đối xứng

(nxn) được xây dựng dưới dạng kết hợp tuyến tính của ma trận khối lượng [M] và ma

trận độ cứng [K] nhân với các hệ số tỷ lệ α, β như sau:









 



 



(4.2)

Trong đó:

[M] và [K] - là ma trận khối lượng và ma trận độ cứng;

α - là hệ số tỷ lệ khối lượng; β - hệ số tỷ lệ độ cứng (hệ số Rayleigh).

Dạng giảm chấn được mô tả bởi phương trình (4.2) được gọi là Rayleigh hoặc giảm

chấn tỷ lệ. Áp dụng phép biến đổi dạng tọa độ, ma trận giảm chấn [C] trở thành dạng:







T C  



  



  2 C    1



 

 

(4.3)

Dạng giảm chấn này được xác định cho các nghiên cứu động học tuyến tính

hoặc phi tuyến.

- Mối quan hệ giữa hệ số Rayleigh và hệ số giảm chấn (modal damping ratio)

  



(4.4) Ma trận giảm chấn được đưa ra bởi dạng: 

Hệ số giảm chấn (Rayleigh) Ci đối với dạng dao động thứ i được tính bằng công thức:







2 2    i

(5.5)

i được biểu thị theo phương trình:

Tỷ lệ giảm chấn

129



 i

 i  2  i

(4.6)

i và

j , thì hệ số

Nếu tỷ lệ giảm chấn của dạng dao động thứ i và thứ j là



Rayleigh α và β được tính từ nghiệm của hai phương trình đại số:





2     i j   2 2       j i

    

  i 1 1   i

    

     i       j 



(4.7)

 phương trình xác định

   j

Nếu cả 2 dạng dao động cùng tỷ lệ giảm chấn

α; β được đưa về dạng đơn giản hóa như sau:

  

;

  

2 i  j    j

2    j

 - Tỷ lệ giảm chấn phụ thuộc vào tần số của dạng dao động

(4.8)

Hình 4.5. Quan hệ giữa tỷ lệ giảm chấn với tần số riêng của kết cấu [133]

Hệ số α và β được lựa chọn sao cho giá trị cản nhớt tại tần số f1 = 0.2767 Hz và

f6 = 2.97 Hz có giá trị là ζ = 5%. Tần số f6 là tần số giao động cuối cùng mà khối

lượng dao động > 1%. Như vậy xác định được giá trị của 2 hệ số α và β như sau: α =

0.16102; β = 0.42155E-02

4.2.2.2. Xác định thông số bể chứa nước

a) Thông số bể chứa nước

Lựa chọn thông số bể nước nghiên cứu dựa vào hai điều kiện để ảnh hưởng của

bể nước đến kết cấu lớn nhất: Thứ nhất lựa chọn thông số một bể sao cho tần số sóng

nước bằng tần số dao động đầu tiên của kết cấu; Thứ hai chọn số lượng bể sao cho tỷ

lệ khối lượng giữa bể nước và khối lượng của kết cấu lớn nhất nằm trong khoảng từ

130

1 % đến 10%. Hiệu quả giảm chấn của bể nước sẽ càng cao khi tỷ lệ khối lượng giữa

bể và kết cấu càng lớn thuộc khoảng từ 1% đến 10% (theo kết quả nghiên cứu tối ưu

cho bể nước được thực hiện ở nội dung chương 3).

- Với tần số dao động đầu tiên của kết cấu f = 0.267 (Hz), áp dụng công thức

của H.Norman AbramSon (1966), xác định được thông số hình học của một bể chứa

và chiều cao mực nước trong bể như ở bảng 4.7.

Bảng 4.7. Bảng thông số của bể và chiều cao mực nước trong bể

Ký Đơ Giá trị của Tham số hiệu n vị tham số

Kích thước bể vuông b m 8.5

Chiều cao mực nước trong h m 3.2 bể

Chiều cao thành bể hb m 4

Chiều dày bản BTCT thành δt,đ m 0.3 bể, đáy bể

Mb + Khối lượng 1 bể T 387.4 Mn

Như vậy hhối lượng nước trong bể là 231.2 tấn và khối lượng bê tông bể là

156.2 tấn, do đó khối lượng tổng của bể và nước là 387.4 tấn. Tỷ lệ khối lượng giữa bể

nước và kết cấu khi tính cho 1 bể 0.59% nhỏ hơn 1% (1% là tỷ lệ khối lượng tối thiểu

để bể nước có hiệu quả cho việc giảm chấn của kết cấu). Nên việc đặt một bể sẽ không

thể thấy rõ được ảnh hưởng của bể chứa đến kết cấu. Lựa chọn số lượng bể sao cho tỷ

lệ khối lượng gần 10% và phù hợp với điều kiện làm việc thực tế của kết cấu. Ứng với

công trình có quy mô và kích thước trường hợp đề xuất nghiên cứu (mục 4.1), chọn số

lượng bể nước là 6 bể kích thước (8.5*8.5*4*3.2)m, khi đó tỷ lệ khối lượng

mbể,nước/mkết cấu = 3.5% (3.469%).

b) Liên kết giữa bể nước với kết cấu

ctr. Độ cứng Kbe -ctr được xác định bởi công thức:

Bể nước liên kết với kết cấu bằng một lò xo có độ cứng Kbe-ctr và cản nhớt Cbe -





f 2







2

M M  b

slosh

be ctr 

1 

(4.9)

Độ cản nhớt Cbe-ctr của liên kết giữa bể chứa và kết cấu được xác định bởi công

thức:

2  



f 2







M M  b

slosh

be ctr 

1 

(4.10)

131

Trong đó: fslosh -1 - tần số dao động đầu tiên của sóng nước trong bể chứa - hay

chính bằng tần số dao động đầu tiên của kết cấu (Mode 1) (Hz);

Mb - Khối lượng bản thân bể chứa (T);

Mn - Khối lượng nước trong bể chứa (T)

c) Liên kết giữa các bể chứa nước với nhau:

Các bể chứa chất lỏng được coi là đặt độc lập, không liên kết với nhau.

4.3. Nghiên cứu ảnh hưởng của bể nước đến nhà cao tầng khi chịu động đất

4.3.1. Số liệu động đất

Trận động đất El Centro, sử dụng số liệu thành phần gia tốc theo hướng Bắc -

Nam được ghi lại trong trận động đất EL Centro, California (Mỹ) năm 1940 cường độ

Ms = 6.9 là một trong những trận động đất được ghi lại đầy đủ nhất. Phương trình gia

tốc được viết bằng thiết bị gắn trên sàn bê tông của tòa nhà ga tàu điện ngầm El Centro.

Gia tốc nền phân tích theo lịch sử thời gian được biểu thị như trên hình 4.6. Giá trị lớn nhất của gia tốc nền khoảng 0,3g (với g = 9,81m/s2, gia tốc trọng trường)

Hình 4.6. Đồ thị quan hệ giữa gia tốc với thời gian trong trận động đất El Centro.

Tín hiệu ghi lại được này là đại diện cho hiện tượng tương tác giữa đất nền và

kết cấu. Do đó giá trị tần số của tín hiệu này cho thấy các phần năng lượng quan trọng

nằm ở khoảng 0.1 - 0.3(Hz), khoảng giá trị này gần với dải tần số của các tòa nhà cao

tầng. Tín hiệu kéo dài 30 giây, giá trị cường độ mạnh nhất xảy ra sau khoảng 3 giây.

Khi động đất xảy ra, chuyển động của bất kỳ hạt vật chất nào trong nền đất đều

theo một quỹ đạo phức tạp ba chiều với gia tốc, vận tốc và chuyển vị thay đổi nhanh

chóng trong một dải tập hợp tần số rộng. Chuyển động mạnh của nền đất này được đo

và ghi lại dưới dạng các đồ thị bằng một loại địa chấn kế có biên độ lớn. Hình 4.6 là

đồ thị gia tốc biến thiên theo thời gian được ghi lại từ trận động đất El Centro (Hoa kỳ).

4.3.2. Ứng xử của kết cấu nhà cao tầng khi không đặt bể chứa nước

132

Nghiên cứu mô hình kết cấu tương đương gồm các khối lượng liên kết với nhau

bởi các lò xo và cản nhớt của tòa nhà 30 tầng, khi không đặt bể chứa nước dưới tác

dụng của tải trọng động đất El Centro.

a) Chuyển vị của tòa nhà khi không đặt bể chứa nước

Chuyển vị của kết cấu bao gồm: Chuyển vị tuyệt đối - chuyển vị theo hệ trục

tọa độ trái đất (hệ trục cố định); Chuyển vị tương đối - chuyển vị theo hệ trục gắn vào

nền đất tại chân công trình. Do đó chuyển vị tương đối bằng hiệu số giữa chuyển vị

tuyệt đối và chuyển vị đất nền.

- Giá trị chuyển vị lớn nhất của kết cấu dưới tác dụng của tải trọng động đất El

Centro, khi phân tích theo time - history.

+ Chuyển vị tuyệt đối lớn nhất của các tầng

Kết quả sau khi phân tích, tính toán và xử lý số liệu, giá trị chuyển vị tuyệt đối

của kết cấu được trình bày như trên hình 4.7. Chuyển vị tương đối lớn nhất giữa các

MIN

g n ầ T

MAX

30 29 28 27 26 25 24 23 22 21 20 19 18 17 16 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

Chuyển vị tuyệt đối lớn nhất (m)

tầng được trình bày như trên hình 4.8.

Hình 4.7. Đồ thị chuyển vị tuyệt đối lớn nhất của kết cấu khi không đặt bể nước

+ Chuyển vị tương đối lớn nhất giữa các tầng của kết cấu

133

MIN

MAX

g n ầ T

-0.005

0.005

-0.025

-0.020

-0.015

0.015

0.020

0.025

30 29 28 27 26 25 24 23 22 21 20 19 18 17 16 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 -0.010 0.010 0.000 Chuyển vị tương đối lớn nhất (m)

Hình 4.8. Đồ thị chuyển vị tương đối lớn nhất giữa các tầng khi không đặt bể nước

Theo như hình 4.8, chuyển vị tương đối giữa tầng 2 và tầng 1 là lớn nhất,

khoảng 22mm.

+ Chuyển vị của kết cấu biểu thị theo thời gian

Chuyển vị tuyệt đối của tầng 30

5.00E-01

Chuyển vị của_đất_nền_ElCentro

4.00E-01

3.00E-01

Chuyển vị của_tầng_30_so_với_đất_nền

)

2.00E-01

1.00E-01

0.00E+00

0.00E+00 5.00E+00

1.00E+01 1.50E+01

2.00E+01

2.50E+01 3.00E+01 3.50E+01

-1.00E-01

( ị v n ể y u h C

-2.00E-01

-3.00E-01

-4.00E-01

-5.00E-01

Thời gian (s)

Chuyển vị của kết cấu khi được biểu diễn theo thời gian như trên hình 4.9.

Hình 4.9. Đồ thị chuyển vị của kết cấu theo thời gian khi không đặt bể nước

Trên đồ thị hình 4.9 biểu diễn giá trị của chuyển vị theo thời gian của chuyển vị

tuyệt đối của đỉnh tòa nhà, chuyển vị của đất nền, chuyển vị của đỉnh tòa nhà theo đất

nền theo thời gian.

134

b) Lực cắt tại các tầng của tòa nhà khi không đặt bể nước

Kết quả sau khi phân tích, tính toán và xử lý số liệu, giá trị lực cắt lớn nhất tại

các tầng được trình bày như trên hình 4.10.

Hình 4.10. Đồ thị giá trị lực cắt lớn nhất và nhỏ nhất tại các

tầng khi không đặt bể nước

Từ đồ thị hình 4.10, thấy rằng: Lực cắt từng tầng có giá trị nhỏ ở đỉnh và lớn ở

đáy, do dịch chuyển của tầng 1 so với nền lớn và dịch chuyển tầng 30 so với tầng 29

nhỏ. Lực cắt này cần dùng để thiết kế cột giữa hai tầng.

4.3.3. Ứng xử của tòa nhà cao tầng khi đặt bể nước

Để đánh giá sự ảnh hưởng của bể nước đến kết cấu tòa nhà khi thay đổi vị trí

đặt bể tại các tầng nhà khác nhau theo chiều cao tòa nhà. Nghiên cứu khảo sát hai

trường hợp ứng với hai vị trí đặt bể nước theo chiều cao của tòa nhà.

- Trường hợp khi đặt 6 bể chứa nước tại đỉnh tòa nhà (tầng thứ 30);

- Trường hợp khi đặt 3 bể chứa nước tại đỉnh tòa nhà (tầng 30), và 3 bể chứa

đặt tại tầng 15.

135

a) Mô hình phân tích khi 6 bể đặt trên tầng 30

b) Mô hình phân tích khi 3 bể đặt trên tầng 30, 3 bể đặt ở tầng 15

Hình 4.11. Các mô hình phân tích ảnh hưởng của bể nước trên ANSYS APDL

 Giá trị của các kết quả chuyển vị tuyệt đối, chuyển vị tương đối, lực cắt các

tầng R = max(MAX, abs(MIN)), và được so sánh với trường hợp không có bể nước.

a) Chuyển vị của tòa nhà

 Chuyển vị tuyệt đối của kết cấu so với đất nền

Hình 4.12. Đồ thị chuyển vị tuyệt đối lớn nhất tại các tầng

Từ đồ thị chuyển vị tuyệt đối lớn nhất tại các tầng, sẽ đưa ra được một số nhận

xét như:

136

- Giá trị lớn nhất của chuyển vị tuyệt đối tại đỉnh kết cấu khi không đặt bể

nước bằng 0.389 (m); khi đặt 6 bể trên đỉnh kết cấu bằng 0.352 (m); khi đặt 3 bể ở

tầng 15, 3 bể ở tầng 30 bằng 0.363(m).

- Chuyển vị tuyệt đối lớn nhất tại tất cả các tầng của trường hợp không đặt bể

nước luôn đạt giá trị lớn nhất, và trường hợp khi đặt tất cả bể chứa trên tầng đỉnh của

kết cấu thì chuyển vị tuyệt đối đạt giá trị nhỏ nhất.

 Chuyển vị tương đối lớn nhất giữa các tầng

Hình 4.13. Đồ thị chuyển vị tương đối lớn nhất giữa các tầng

Từ đồ thị chuyển vị tương đối lớn nhất giữa các tầng, sẽ đưa ra được một số

nhận xét như:

Chuyển vị tương đối giữa các tầng lớn ở các tầng dưới, càng lên cao giá trị này

giảm dần.

Chuyển vị tương đối lớn nhất giữa tầng 2 với tầng 1. Ở trường hợp không đặt

bể là 0.0224(m), khi đặt 6 bể tại đỉnh công trình là 0.0213(m), khi đặt 3 bể tại tầng 15

và 3 bể tại tầng 30 là 0.0217(m).

Chuyển vị tương đối nhỏ nhất giữa tầng 30 với tầng 29. Khi không đặt bể

chuyển vị tương đối giữa tầng 30 so với tầng 29 là 0.0027(m), khi đặt 6 bể tại đỉnh

công trình là 0.0049(m), khi đặt 3 bể tại tầng 15 và 3 bể tại tầng 30 là 0.0038(m).

Ở các tầng dưới chuyển vị tương đối giữa các tầng lớn thì trường hợp khi 6 bể

đặt trên đỉnh công trình luôn có giá trị nhỏ hơn so với khi đặt 3 bể tầng 15 và 3 bể tại

đỉnh, và nhỏ hơn so với khi không đặt bể. Nhưng tại đỉnh công trình thì quy luật này

137

có sự thay đổi chuyển vị tương đối giữa các tầng trong trường hợp không đặt bể lại đạt

giá trị nhỏ hơn so với trường hợp đặt 6 bể trên đỉnh và khi đặt 3 bể tại tầng 15, 3 bể tại

tầng mái. Quy luật thay đổi này không ảnh hưởng nhiều đến sự làm việc của kết cấu vì

tại các tầng mái giá trị của chuyển vị tương đối rất nhỏ, không đáng kể.

b) Lực cắt lớn nhất tại các tầng của tòa nhà

Hình 4.14. Đồ thị lực cắt lớn nhất tại các tầng

Từ đồ thị lực cắt lớn nhất tại các tầng, sẽ đưa ra được một số nhận xét như:

- Giá trị lực cắt tại các tầng lớn ở các tầng dưới, càng lên cao giá trị này giảm dần.

- Lực cắt lớn nhất tại tầng 1, với trường hợp không đặt bể là 5.52E+07(N) khi

đặt 6 bể tại đỉnh công trình là 5.22E+07(N), khi đặt 3 bể tại tầng 15 và 3 bể tại tầng 30

- Lực cắt nhỏ nhất tại tầng 30, với với trường hợp không đặt bể là 6.50E+06(N) khi đặt 6 bể tại đỉnh công trình là 1.18E+07(N), khi đặt 3 bể tại tầng 15

là 5.29E+07(N).

và 3 bể tại tầng 30 là 9.20E+06(N).

4.3.4. Hiệu quả của vị trí đặt bể nước đến mức độ giảm chấn cho tòa nhà khi chịu

động đất

Kết quả phân tích hiệu quả giảm chấn của bể nước được thể hiện thông qua đại

lượng tương đối R(i), tính theo công thức sau:



noTLD



  i





 100 %



  i

  i TLD R

noTLD



  i

(4.11)

138

Trong đó

R(i) - Là hiệu quả giảm chuyển vị tuyệt đối, chuyển vị tương đối, gia tốc và lực

cắt giữa các tầng (%)

R(i)_noTLD và R(i)_TLD - Là kết quả chuyển vị tuyệt đối, chuyển vị tương đối, lực

cắt giữa các tầng của kết cấu khi không đặt bể chứa và khi đặt bể chứa nước.

Với giá trị của R(i) chỉ xét giá trị lớn nhất tuyệt đối, có nghĩa là R(i) = max

(abs(r(t)) với r(t) là kết quả theo thời gian khi phân tích tải động đất theo time - history.

Do đó, giá trị của R sẽ được tính là max(MAX, abs(MIN)) với MIN và MAX của từng

kết quả, từng tầng.

a) Hiệu quả của chuyển vị

 Hiệu quả của chuyển vị tuyệt đối của các tầng khi đặt 6 bể trên tầng mái, và

khi đặt 3 bể ở tầng 15, 3 bể ở tầng mái so với khi không đặt bể được thể hiện như trên

đồ thị hình 4.15.

Hình 4.15. Đồ thị hiệu quả chuyển vị tuyệt đối của các tầng

Từ đồ thị hiệu quả chuyển vị tương đối của các tầng, sẽ đưa ra được một số

nhận xét như:

- Chuyển vị tuyệt đối ở đỉnh của công trình là lớn nhất. Khi không đặt bể chứa

nước, chuyển vị đỉnh DNO- TLD(i=30) là 38.9cm. Đối với trường hợp đặt 6 bể chứa nước

trên đỉnh công trình, chuyển vị tuyệt đối của đỉnh là 35.2cm, giảm 10%. Đối với

trường hợp đặt 3 bể ở đỉnh công trình và 3 bể ở tầng 15, chuyển vị tuyệt đối của tầng

đỉnh công trình là 36.3cm, giảm 7% so với khi không đặt bể chứa. Như vậy, đối với

139

chuyển vị đỉnh công trình, việc bố trí các bể trên tầng mái sẽ có lợi hơn việc bố trí dọc

theo chiều cao công trình.

- Chuyển vị tuyệt đối giảm nhiều nhất tại tầng 25 (với trường hợp 6 bể đặt trên

mái chuyển vị tuyệt đối giảm 11.4%; với trường hợp 3 bể đặt trên mái, 3 bể đặt ở tầng

15, chuyển vị tuyệt đối giảm 8.1%).

- Chuyển vị tuyệt đối giảm ít nhất tại tầng 2 trong cả 2 trường hợp nghiên cứu

vị trí đặt bể chứa nước.

- Đối với tất cả các tầng, việc bố trí tất cả các bể chứa nước tại tầng mái đều có

lợi hơn việc bố trí phân bổ dọc theo chiều cao công trình.

 Hiệu quả của chuyển vị tương đối giữa các tầng khi đặt 6 bể trên tầng mái, và

khi đặt 3 bể ở tầng 15, 3 bể ở tầng mái so với khi không đặt bể.

Hình 4.16. Đồ thị hiệu quả chuyển vị tương đối giữa các tầng

Từ đồ thị hiệu quả chuyển vị tương đối giữa các tầng, sẽ đưa ra được một số

nhận xét như:

- Khi đặt bể chứa nước, hiệu quả chuyển vị tương đối giữa tầng 14 so với tầng

15 giảm lớn nhất đạt 6.8% (ứng với trường hợp khi đặt 6 bể trên đỉnh) và 4.2% (ứng

với trường hợp khi đặt 3 bể trên đỉnh, 3 bể ở tầng 15).

- Chuyển vị tương đối lớn nhất là giữa tầng 2 so tầng 1. Khi đặt 6 bể trên đỉnh

công trình giá trị chuyển vị này giảm 3%, và khi đặt 3 bể trên đỉnh, 3 bể ở tầng 15 thì

giá trị chuyển vị này giảm 2%.

140

- Tuy nhiên, tại một số tầng, khi đặt bể nước lại làm tăng giá trị chuyển vị

tương đối giữa các tầng, đặc biệt là tại tầng mái. Tuy nhiên việc tăng này không ảnh

hưởng đến giá trị chuyển vị tương đối lớn nhất (giá trị chuyển vị tương đối lớn nhất

xảy ra giữa tầng 2 và tầng 1). Do đó không phải là vấn đề đáng lo ngại trong tính toán

thiết kế công trình.

b) Hiệu quả của lực

Hiệu quả của lực cắt tại các tầng khi đặt 6 bể trên tầng mái, và khi đặt 3 bể ở

tầng 15, 3 bể ở tầng mái so với khi không đặt bể.

Hình 4.17. Đồ thị hiệu quả Lực cắt tại các tầng

Từ đồ thị hiệu quả lực cắt tại các tầng, sẽ đưa ra được một số nhận xét như:

- Khi đặt bể chứa nước, hiệu quả lực cắt giữa tầng 23 so với tầng 22 giảm lớn

nhất đạt 25% (ứng với trường hợp khi đặt 6 bể trên đỉnh) và 20% (ứng với trường hợp

khi đặt 3 bể trên đỉnh, 3 bể ở tầng 15). Việc này có tác dụng là giảm cốt thép trong

thiết kế cột, vách giữa 2 tầng 22 và 23. Trong trường hợp không đặt bể nước, giá trị

lực cắt giữa 2 tầng 22, 23 là 3.0E+7(N), giá trị lực cắt này không phải là lớn nhất.

- Lực cắt lớn nhất là giữa tầng 1 so với nền móng. Khi không có bể chứa, giá trị

lực cắt lớn nhất đạt 5.5E+7(N). Khi đặt 6 bể trên đỉnh công trình giá trị lực cắt này

giảm 5%, và khi đặt 3 bể trên đỉnh, 3 bể ở tầng 15 thì giá trị lực cắt này giảm 4%. Do

vậy, việc thiết kế cốt thép các cột, vách giữa tầng 1 và móng sẽ giảm là 5%.

141

Tuy nhiên, tại một số tầng, khi đặt bể chứa lại làm tăng giá trị lực cắt giữa các

tầng, đặc biệt là tại tầng mái (vì lúc này khối lượng tầng mái tăng, làm cho lực quán

tính tăng lên). Điều này giải thích tại sao khi đặt 6 bể trên tầng mái thì lực cắt lại lớn

hơn khi đặt 3 bể trên tầng mái và 3 bể tại tầng 15. Tuy nhiên việc tăng này không ảnh

hưởng đến giá trị lực cắt lớn nhất (giá trị lực cắt lớn nhất xảy ra giữa tầng 1 và móng).

Do đó không phải là vấn đề đáng lo ngại trong tính toán thiết kế công trình.

4.4. Kết luận chương 4

Nội dung chương 4 đã nghiên cứu áp dụng bể nước để giảm chấn cho kết cấu

nhà cao tầng dưới tác dụng của động đất. Trước tiên nội dung chương đã nghiên cứu

lựa chọn tòa nhà Bê tông cốt thép có tổng chiều cao 108m tương đương 30 tầng để

nghiên cứu ảnh hưởng của bể nước đến tòa nhà khi chịu tác dụng của động đất.

Nghiên cứu xây dựng mô hình phân tích tương đương cho kết cấu tòa nhà 30 tầng sang

mô hình gồm các khối lượng được liên kết với nhau bởi lò xo có độ cứng K và độ cản

C. Nghiên cứu xác định thông số ma trận độ cản C cho hệ nhiều bậc tự do theo

Rayleigh. Các thông số bể nước và thông số gối liên kết giữa bể và kết cấu được xác

định dựa trên các kết quả nghiên cứu cho bể nước ở nội dung chương 3.

Thực hiện nghiên cứu ứng xử của tòa nhà khi thay đổi vị trí đặt bể nước theo

chiều cao tòa nhà dưới tác dụng của động đất El Centro. Nghiên cứu được thực hiện

cho 2 trường hợp. Trường hợp 1 là đặt toàn bộ hệ bể nước trên tầng mái của tòa nhà và

trường hợp 2 là chia hệ bể thành hai hệ nhỏ đặt tại hai tầng khác nhau (tầng mái và

tầng 15). Kết quả nghiên cứu cho thấy trường hợp bố trí toàn bộ bể nước trên tầng mái

sẽ mang lại hiệu quả giảm chấn hơn so với trường hợp bố trí bể chứa dọc theo chiều

cao tòa nhà. Cụ thể các kết quả nghiên cứu có được như sau:

Khi đặt 06 bể nước trên đỉnh tòa nhà, chuyển vị tuyệt đối ở đỉnh tòa nhà giảm

10% so với khi không đặt bể. Khi chia ra, đặt 03 bể trên đỉnh tòa nhà và 03 bể ở tầng

15, chuyển vị tuyệt đối ở đỉnh tòa nhà chỉ giảm 7% so với khi không đặt bể.

Khi đặt 06 bể nước trên đỉnh tòa nhà, chuyển vị lệch tương đối giữa tầng 14 và

15 giảm được 6.8% so với khi không đặt bể. Khi chia ra, đặt 03 bể trên đỉnh tòa nhà và

03 bể ở tầng 15, chuyển vị tương đối giữa tầng 14 và 15 chỉ giảm 4.2 % so với khi

không đặt bể (chuyển vị lệch này dễ gây ra phá hoại cục bộ của kết cấu).

Khi đặt 06 bể nước trên đỉnh tòa nhà, lực cắt giữa tầng 22 và 23 giảm 25% so

với khi không đặt bể. Khi chia ra, đặt 03 bể trên đỉnh tòa nhà và 03 bể ở tầng 15, lực

cắt giữa tầng 22 và 23 chỉ giảm 20% so với khi không đặt bể.

142

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. KẾT LUẬN

Luận án đã nghiên cứu phân tích ảnh hưởng của bể nước đến mức độ giảm chấn

của tòa nhà cao tầng khi chịu động đất. Nghiên cứu ảnh hưởng của kích thước bể,

chiều cao mực nước trong bể, số lượng bể, và gối liên kết giữa bể và kết cấu đến hiệu

quả giảm chấn cho kết cấu khi chịu động đất.

Luận án đã nghiên cứu chức năng và cơ chế làm việc của hệ giảm chấn chất

lỏng. Các cơ sở lý thuyết phân tích cho hệ một bể và hệ nhiều bể. Nghiên cứu cơ sở lý

thuyết phân tích gối liên kết giữa bể và kết cấu. Nghiên cứu các dạng mô hình điển

hình áp dụng phân tích bể chứa chất lỏng như mô hình đề xuất của SUN, của YU.

Nghiên cứu các phương pháp phân tích bể chứa chất lỏng như: Phương pháp giải tích

thông qua các công thức gần đúng với mô hình các khối lượng tương đương được đề

xuất bởi Houner và Haroun; Phương pháp thí nghiệm thực nghiệm; Phương pháp phần

tử hữu hạn. Thông qua phân tích ưu, nhược điểm của từng phương pháp khi áp dụng

phân tích cho bể chứa chất lỏng, Luận án đề xuất sử dụng phương pháp phần tử hữu

hạn để phân tích cho các trường hợp nghiên cứu về bể chứa chất lỏng, và ảnh hưởng

của bể chứa đến kết cấu. Cụ thể sử dụng phần mềm ANSYS APDL để mô phỏng số

dòng chất lỏng trong bể chứa thông qua các phần tử chất lỏng được tích hợp trong

phần mềm. Đây cũng là tính năng riêng biệt của phần mềm ANSYS so với các phần

mềm khác để có thể mô phỏng thực hoạt động của dòng chất lỏng bên trong bể chứa.

Đồng thời để kiểm chứng độ tin cậy của phương pháp phần tử hữu hạn, Luận án đã

nghiên cứu kiểm chứng phương pháp phần tử hữu hạn qua so sánh với kết quả nghiên

cứu mô hình thí nghiệm của tác giả Luboya, và kết quả nghiên cứu theo mô hình đề

xuất của Houner và Haroun.

Luận án đã nghiên cứu xây dựng hàm hiệu quả (hàm mục tiêu) về chuyển vị và

lực của kết cấu để đánh giá mức độ giảm chấn của bể nước cho kết cấu khi chịu động

đất. Từ đó, xây dựng các mô hình phân tích theo phương pháp PTHH trên phần mềm

ANSYS APDL gồm bể chứa nước và kết cấu, để nghiên cứu cho các trường hợp về

ảnh hưởng của thông số bể chứa, số lượng bể chứa, và gối liên kết giữa bể và kết cấu

đến kết cấu công trình thông qua hai đại lượng lực và chuyển vị.

Luận án đã nghiên cứu áp dụng bể nước để giảm chấn cho kết cấu nhà cao tầng

dưới tác dụng của động đất. Thực hiện nghiên cứu ứng xử của tòa nhà khi thay đổi vị

trí đặt bể chứa theo chiều cao tòa nhà dưới tác dụng của động đất.

Tải trọng động đất được đưa vào nghiên cứu là phổ gia tốc nền của trận động

đất El Centro (Mỹ). Sử dụng phương pháp phân tích theo lịch sử thời gian kết hợp với

143

họ phương pháp tích hợp thời gian của Newmark (phương pháp gia tốc trung bình

AAM - Average Acceleration Method) để phân tích các trường hợp nghiên cứu.

Luận án đã bước đầu đưa ra kết quả nghiên cứu như sau:

(1) Luận án đã xây dựng đề xuất mô hình tính cho bể chứa chất lỏng, và áp

dụng phương pháp PTHH để phân tích nghiên cứu ảnh hưởng của bể chứa chất lỏng

lên kết cấu chịu tác dụng của động đất. Để kiểm chứng độ tin cậy của mô hình đề xuất

khi tính theo phương pháp phần tử hữu hạn, Luận án đã làm kiểm chứng qua phân tích

so sánh với kết quả nghiên cứu mô hình thí nghiệm của tác giả Luboya, và kết quả

nghiên cứu theo mô hình đề xuất của Houner và Haroun. Khi nghiên cứu kiểm chứng

với mô hình thí nghiệm của Luboya kết quả so sánh được biểu diễn thông qua giá trị

tần số dao động riêng của mô hình và giá trị biên độ của phổ gia tốc tại đỉnh công trình.

Kết quả cho thấy sự tương đồng cả về mặt quy luật biên thiên và giá trị của tần số dao

động riêng cũng như giá trị phổ gia tốc tại đỉnh công trình. Khi nghiên cứu kiểm

chứng với mô hình đề xuất của Houner và Haroun kết quả nghiên cứu xác định được thông qua giá trị lực cắt đáy xác định theo phương pháp PTHH là 1.19.E4(N) nằm trong khoảng giá trị của lực cắt đáy xác định theo phương pháp giải tích là 0.529.E4- 1.97.E4(N). Và Giá trị tần số dao động đầu tiên của sóng nước trong bể giữa phương

pháp PTHH và phương pháp giải tích của H. Norman Abramson và Housner và

Haroun khác nhau 13.46%; Lý do là phân tích theo phương pháp PTHH đã xét đến sự

dịch chuyển của nước trong bể chứa.

(2) Sử dụng mô hình đề xuất để nghiên cứu ảnh hưởng của bể đến mức độ

giảm chấn cho kết cấu chịu động đất thông qua các tham số của bể. Dựa trên các kết

quả tính toán phân tích bằng phương pháp PTHH cho mô hình đề xuất của 50 trường

hợp khác nhau về tham số bể nước, đưa ra được các kết luận như sau: Các tham số của

bể nước như kích thước bể và chiều cao mực nước trong bể sẽ đem lại hiệu quả giảm

chấn tốt nhất khi các giá trị tham số này được xác định sao cho tần số quy chuẩn nằm

~ f = 0.8÷ 1.5) và tỷ lệ khối lượng giữa bể nước và kết cấu

trong khoảng từ 0.8 đến 1.5 (

lớn trong khoảng 1%-10%. Trong trường hợp trận động đất Elcentro (Mỹ), nếu áp

dụng các thông số trên, khi tần số quy chuẩn bằng 1, chuyển vị đỉnh lớn nhất của kết

cấu giảm 22%, lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu giảm 20%. Khi tần số quy chuẩn bằng

1.25 thì hiệu quả giảm chấn của bể chứa là tốt nhất, chuyển vị lớn nhất của kết cấu

giảm 29%, lực cắt đáy kết cấu lớn nhất giảm 28%.

144

(3) Sử dụng mô hình đề xuất và các kết quả của trường hợp nghiên cứu tham

số bể nước. Lựa chọn một trường hợp tham số bể nước tối ưu ứng với tần số quy

chuẩn bằng 1, để thực hiện nghiên cứu cho 7 trường hợp thay đổi độ cứng khác

nhau của gối liên kết giữa bể và kết cấu. Dựa trên các kết quả tính toán và phân tích

mô hình đề xuất của bể theo phương pháp PTHH của 7 trường hợp khác nhau của

độ cứng gối liên kết, đưa ra được kết luận là: Độ cứng của gối liên kết giữa bể và

kết cấu sẽ mang lại hiệu quả giảm chấn tốt nhất khi giá trị độ cứng của nó được xác

định với tỷ lệ khối lượng và tần số quy chuẩn giữa bể nước và kết cấu đang xét

tương ứng thuộc khoảng từ 1% đến 10%. Cụ thể phân tích kết cấu chịu tác dụng

động đất El Centro (Mỹ) với trường hợp tỷ lệ khối lượng 10% và tần số quy chuẩn f =1, độ cứng gối liên kết Kb=7.03E+05(N/m), thì chuyển vị đỉnh lớn nhất của kết

cấu giảm 22%, lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu giảm 20%.

(4) Sử dụng mô hình đề xuất và các kết quả của trường hợp nghiên cứu tham

số bể nước và độ cứng gối liên kết giữa bể nước và kết cấu để lựa chọn tham số

nghiên cứu của bể nước cho trường hợp sử dụng một bể lớn và sử dụng nhiều bể

nhỏ có cùng tần số và cùng khối lượng. Qua phân tích, xử lý số liệu, các nhận xét có

được là: Cùng với một giá trị tần số dao động của bể và khối lượng bể, hệ bể nước

chia nhỏ luôn đạt hiệu quả giảm chấn tốt hơn so với hệ một bể chứa lớn. Trường

hợp trận động đất Elcentro (Mỹ), khi đặt một bể lớn, chuyển vị đỉnh lớn nhất của

kết cấu giảm 22%, lực cắt đáy lớn nhất của kết cấu giảm 20%, khi chia bể lớn thành

sáu bể nhỏ tương đương, chuyển vị đỉnh lớn nhất giảm 25.9%, lực cắt đáy lớn nhất

của kết cấu giảm 54.2%.

(5) Nghiên cứu áp dụng các kết quả tính toán của bể nước cho một công

trình nhà cao tầng cụ thể chịu động đất. Sau khi xây dựng mô hình, phân tích, xử lý

số liệu đã đưa ra được các kết luận như sau: Khi phân tích kết cấu với dạng dao

động đầu tiên (Mode 1), bố trí toàn bộ bể nước trên tầng mái sẽ đem lại hiệu quả

giảm chấn tốt hơn so với bố trí bể nước dọc theo chiều cao tòa nhà. Trường hợp trận

động đất Elcentro (Mỹ), khi đặt 06 bể chứa nước trên đỉnh tòa nhà 30 tầng, chuyển

vị tuyệt đối ở đỉnh tòa nhà giảm 10% và lực cắt giữa tầng 22 và 23 giảm 25% so với

khi không đặt bể. Khi chia ra đặt 03 bể trên đỉnh tòa nhà và 03 bể ở tầng 15, chuyển

vị tuyệt đối ở đỉnh tòa nhà chỉ giảm 7% và lực cắt giữa tầng 22 và 23 chỉ giảm 20%

so với khi không đặt bể.

145

2. KIẾN NGHỊ VÀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO

(1) Nghiên cứu cho hệ bể có nhiều tầng bể khác nhau.

(2) Nghiên cứu điều chỉnh số lượng bể tại các tầng khác nhau của kết cấu,

ứng với các dạng dao động riêng khác nhau.

(3) Nghiên cứu cho bể có cấu tạo vật liệu bể khác nhau hoặc nghiên cứu các

loại chất lỏng khác nhau để điều khiển được dao động của sóng chất lỏng trong bể

theo hướng có lợi cho kết cấu.

(4) Nghiên cứu tính phi tuyến của sóng, cũng như tính phi tuyến của kết cấu

đối với những kết cấu có tính riêng biệt.

(5) Thành lập nhóm nghiên cứu tiến hành thí nghiệm có qui mô để có kết

quả tin cậy kiểm chứng các kết quả nghiên cứu để có tính tổng quát hơn.

146

DANH MỤC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ

1. Trịnh Thị Hoa, Nguyễn Thị Tuyết Trinh (2020), “Tổng quan các phương pháp

tính toán giảm chấn chất lỏng (TLD)”, Tạp chí Giao thông vận tải số tháng 3

năm 2020.

2. Trịnh Thị Hoa, Nguyễn Thị Tuyết Trinh, Nguyễn Tiến Chương, Nguyễn Thường

Anh (2020), “Ứng dụng phần mền ANSYS phân tích tương tác của bể chứa nước

dưới tác dụng của tải điều hòa có xét đến ảnh hưởng dao động của sóng nước

trong bể”, Tạp chí Giao thông vận tải số tháng 8 năm 2020.

3. Trịnh Thị Hoa, Nguyễn Thị Tuyết Trinh (2021), “Optimized design of tuned

liquid damper for mitigating seismic induced vibration in case of high-rise

building”, Kỷ yếu hội thảo CIGOS 2021 (Scopus), tháng 10/2021.

4. Trịnh Thị Hoa, Nguyễn Thị Tuyết Trinh,(2022), “Nghiên cứu ảnh hưởng của độ

cứng gối liên kết giữa bể chứa chất lỏng với kết cấu nhà cao tầng khi chịu động

đất”, Tạp chí Giao thông vận tải số tháng 01 năm 2022.

147

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1.B. R. Ellis, (1980), An assessment of the accuracy of predicting the fundamental

natural frequencies of buildings and the implications concerning the dynamic

analysis of structures, Proceedings of the Institution of Civil Engineers.

2.Nguyễn Đức Thị Thu Định, (2014), “Hệ giảm chấn lỏng ứng dụng cho kết cấu

cầu dây văng”, Luận án tiến sĩ, Trường đại học GTVT.

3.Nguyễn Doãn Phước, (2009), Lý Thuyết Điều Khiển Tuyến Tính, Nhà xuất bản

Khoa học - Kỹ thuật.

4.Controlling buildings, (1997), A new frontier in feedback, IEEE Control Syst,

17(6), 19-35.

5.Reese-Roberson, (2014), Stabilisation of an existing structure using a liquid

damper, Wiley-Interscience, New York.

6.Nguyễn Viết Trung, Hoàng Hà (2004), Thiết kế cầu treo dây võng, Nhà xuất bản

XD.

7.H.N. Abramson, (1966), The dynamic behavior of liquids in moving containers,

NASA SP-106.

8.Dixit P S N, (2013), Earthquake resistant design of structures, Wiley-Interscience,

New York.

9.Datta T.K, (2010), Seismic Analysis of Structures, Wiley, Singapore,Hoboken, NJ.

10.Hall W.J, (1996), Dynamics of Structures—Theory and Applications to

Earthquake Engineering, Earthq Spectra, 12(3), 635-636.

11.Nguyễn Văn Khang, (1998), Dao động kỹ thuật, Nhà xuất bản Khoa học Kỹ

thuật, Hà Nội.

12.Sun L.M, Fujino Y, Chaiseri P. et al, (1995), The properties of tuned liquid

dampers using a TMD analogy, Earthq Eng Struct Dyn, 24(7), 967-976.

13.Simiu E and Scanlan R.H, (1996), Winds Effects on Structures Fundamentals

and Applications to Design, Wiley-Interscience, New York.

14.Wakahara T and Yeh H, (1999), Spectral Characteristics of Wind-Induced

Forces on a Rectangular Column Structure in a Higher Frequency Range, J

Wind Eng, 24(3), 80_65-80_73.

15.Toshihiro Wakahara, Jun Kanda, Yukio Tamura, Kiyoshi Uesu, (1993), ASI -

Estimation of across-wind response of tall buildings, Wiley-Interscience, New

York.

148

16.Fediw A.A, Isyumov N and Vickery B.J, (1995), Performance of a tuned

sloshing water damper, J Wind Eng Ind Aerodyn, 57(2-3), 237-247.

17.Hoàng Phương Hoa, Nguyễn Văn Nam, Đặng Công Thuật, (2018), Động đất và

kỹ thuật điều khiển kết cấu chống động đất, Nhà xuất bản xây dựng.

18.Hoàng Nam, (2021), Cơ sở thiết kế công trình chịu động đất, Nhà xuất bản xây

dựng.

19.BharadwdjNanda,(2010),Application of tuned liquid damper for controlling

structural vabration, Structural Engineering.

20.Elsevier, (2019), Damping Technologies For Tall Buildings, Journals

Elsevier.com.

21.Lê Xuân Tùng, (2012), Thiết kế một số dạng gối cách chấn trong công trình chịu

động đất, Luận án tiến sĩ, Viện Khoa học Công nghệ XD.

22.Subhajit Biswas Subhajit Ghosh, (2015), Tuned mass damper, Jalpaiguri Govt,

Engg. College.

23.Khaled Al Masaid, (2019), Tuned liquid dampers, August Montgomery

24.Wang C and Khoo B, (2005), Finite element analysis of two-dimensional

nonlinear sloshing problems in random excitation, Ocean Eng - 32, 107-133.

25.Koh C.G, Mahatma S, và Wang C.M, (1995), Reduction of structural vibrations

by multiple-mode liquid dampers, Eng Struct, 17(2), 122-128.

26.Modi V.J and Munshi S.R, (1998), An efficient liquid sloshing damper for

vibration control, J Fluids Struct, 12(8), 1055-1071.

27. Subhra Das and S.Choudhury, (2014), Tuned Liquid Dampers - A Critical

Survey of Past Works, International Conference on Multidisciplinary Research

& Practice, ISSN 2321-2705.

28.Modi V.J and Welt F, (1988), Damping of wind induced oscillations through

liquid sloshing, J Wind Eng Ind Aerodyn, 30(1-3), 85-94.

29.Fujii K, Tamura Y, Sato T. et al, (1990), Wind-induced vibration of tower and

practical applications of tuned sloshing damper, J Wind Eng Ind Aerodyn, 33(1-

2), 263-272.

30.Kareem A, (1990), Reduction of wind induced motion utilizing a tuned sloshing

damper, J Wind Eng Ind Aerodyn, 36, 725-737.

31.Sun L.M, Fujino Y, Pacheco B.M. et al, (1992), Modelling of tuned liquid

damper (TLD), J Wind Eng Ind Aerodyn, 43(1), 1883-1894.

149

32.Wakahara T, Ohyama T, và Fujii K, (1992), Suppression of wind-induced

vibration of a tall building using tuned liquid damper, J Wind Eng Ind Aerodyn,

43(1-3), 1934-1935.

33.Elrahman A, and Elbrolosy A, (2015), Tuned liquid dampers, Department of

Civil Engineering, Faculty of Engineering, Tanta University, Egypt.

34.Faravelli L, (1999), Passive energy dissipation systems in structural engineering

by T, T. Soong and G. F. Dargush John Wiley & Sons Chichester, 1997 ISBN

0-471-96821-8, J Struct Control, 6(1), 172-172.

35.Bauer H.F, (1984), Oscillations of immiscible liquids in a rectangular container,

A new damper for excited structures, J Sound Vib, 93(1), 117-133.

36.Modi V.J and Welt F, (1988), Damping of wind induced oscillations through

liquid sloshing, J Wind Eng Ind Aerodyn, 30(1-3), 85-94.

37.Ki-Pyo You, Young Moon Kim, C. M. Yang, D. Hong, (2007), Increasing

Damping Ratios in a Tuned Liquid Damper Using Damping Bars, Engineering,

Key Engineering Materials.

38.Modi V.J and Seto M.L, (1997), Suppression of flow-induced oscillations using

sloshing liquid dampers, analysis and experiments. J Wind Eng Ind Aerodyn,

67-68, 611-625.

39.Modi V.J and Akinturk A, (2002), An efficient liquid sloshing damper for

control of wind-induced instabilities, J Wind Eng Ind Aerodyn, 90(12-15),

1907-1918.

40.Fujino Y, Sun L, Pacheco B.M. et al, (1992), Tuned Liquid Damper (TLD) for

Suppressing Horizontal Motion of Structures, J Eng Mech, 118(10), 2017-2030.

41.Wakahara T and Fujino Y, (1998), A Simple Estimation of Across-Wind

Response of Tall Buildings with Tuned Liquid Damper, Wind Eng JAWE,

1998(76), 37-54.

42.Fujii K, Tamura Y, Sato T. et al, (1990), Wind-induced vibration of tower and

practical applications of tuned sloshing damper, J Wind Eng Ind Aerodyn, 33(1-

2), 263-272.

43.Kaneko S and Ishikawa M, (1999), Modeling of tuned liquid damper with

submerged nets, J Press Vessel Technol Trans ASME, 121(3), 334-343.

44.Kaneko S and Mizota Y, (2000), Dynamical Modeling of Deepwater-Type

Cylindrical Tuned Liquid Damper With a Submerged Net, J Press Vessel

Technol, 122(1), 96-104.

150

45.Sun L.M, Fujino Y Chaiseri P. et al, (1995), The properties of tuned liquid

dampers using a TMD analogy, Earthq Eng Struct Dyn, 24(7), 967-976.

46.Sun L.M, Fujino Y, Pacheco B.M. et al, (1992), Modelling of tuned liquid

damper (TLD), J Wind Eng Ind Aerodyn, 43(1), 1883-1894.

47.Munshi S.R, Modi V.J, và Yokomizo T, (1997), Aerodynamics and dynamics of

rectangular prisms with momentum injection, J Fluids Struct, 8(11), 873-892.

48.Reed D, Yeh H, Yu J. et al, (1998), Tuned liquid dampers under large amplitude

excitation, J Wind Eng Ind Aerodyn, 74-76, 923-930.

49.Tait M.J, Isyumov N, and El Damatty A.A, (2007), Effectiveness of a 2D TLD

and Its Numerical Modeling, J Struct Eng, 133(2), 251-263.

50.Tait M.J, (2008), Modelling and preliminary design of a structure-TLD system,

Eng Struct, 30(10), 2644-2655.

51.Yamamoto K and Kawahara M, (1999), Structural oscillation control using

tuned liquid damper, Comput Struct, 71(4), 435-446.

52.Chang C.C and Gu M, (1999), Suppression of vortex-excited vibration of tall

buildings using tuned liquid dampers, J Wind Eng Ind Aerodyn, 83(1-3), 225-

237.

53.Biswal K.C, Bhattacharyya S.K, và Sinha P.K, (2003), Free-vibration analysis of

liquid-filled tank with baffles, J Sound Vib, 259(1), 177-192.

54.Yu J.-K, Wakahara T, và Reed D.A, (1999), A non-linear numerical model of

the tuned liquid damper, Earthq Eng Struct Dyn, 28(6), 671-686.

55.Banerji P, Murudi M, Shah A.H. et al., (2000), Tuned liquid dampers for

controlling earthquake response of structures, Earthq Eng Struct Dyn, 29(5),

587-602.

56.Reed D, Yu J, Yeh H. et al, (1998), Investigation of Tuned Liquid Dampers

under Large Amplitude Excitation, J Eng Mech, 124(4), 405-413.

57.Tamura Y, Fujii K, Ohtsuki T. et al, (1995), Effectiveness of tuned liquid

dampers under wind excitation, Eng Struct, 17(9), 609-621.

58.Frandsen J.B, (2005), Numerical predictions of tuned liquid tank structural

systems, J Fluids Struct, 20(3), 309-329.

59. Hong-Nan Li, Linsheng Huo, (2003), Control law for market-based semi-active

tuned liquid column dampers, CDC 2003: 2234-2239.

151

60.Young -Moon Kim, Ki- Pyo You, Ji - Eun Cho, (2006), The vibration

performance experiment of Tuned Liquid damper and Tuned Liquid Column

damper, Journal of Mechanical Science and Technology 20, 795 - 805.

61.Gardarsson S, Yeh H, và Reed D, (2001), Behavior of Sloped-Bottom Tuned

Liquid Dampers, J Eng Mech, 127(3), 266-271.

62.Olson D.E and Reed D.A, (2001), A nonlinear numerical model for sloped-

bottom tuned liquid dampers, Earthq Eng Struct Dyn, 30(5), 731-743.

63.Tait M, Isyumov N, và El Damatty A, (2008), Performance of Tuned Liquid

Dampers, J Eng Mech-Asce - J ENG MECH-ASCE, 134.

64.Xin Y, Chen G, và Lou M, (2009), Seismic response control with density-

variable tuned liquid dampers, Earthq Eng Eng Vib, 8(4), 537-546.

65.Samanta A and Banerji P, (2010), Structural vibration control using modified

tuned liquid dampers, IES J Part Civ Struct Eng, 3, 14-27.

66.Banerji P, and Samanta A, (2011), Earthquake vibration control of structures

using hybrid mass liquid damper, Eng Struct, 33(4), 1291-1301.

67.Zahrai S.M, Saeed Abbasi, Bijan Samali, Zora Vrcelj (2012), Experimental

investigation of utilizing TLD with baffles in a scaled down 5 - story

benchmark building, Journal of Fluids and Structures, pages 194-210.

68. Lin-Sheng HUO and Hong-Nan LI, (2004), Torsionally coupled response

control of structures Using circular tuned liquid column dampers.World

Conference on Earthquake Engineering Vancouver, B.C., Canada.

69.Ikeda T., (2003), Nonlinear Parametric Vibrations of an Elastic Structure with a

Rectangular Liquid Tank, Nonlinear Dyn, 33, 43-70.

70.S. Pal, B. K. Roy, S. Choudhury, (2020), Comparative Performance Study of

Tuned Liquid Column Ball Damper for Excessive Liquid Displacement on

Response Reduction of Structure, Int J Eng, 33(5).

71.Nguyễn Đức Thị Thu Định, Nguyễn Viết Trung, (2010), Phân tích hiệu quả của

giảm chấn chất lỏng áp dụng tại cầu dây văng một mặt phẳng dây Bãi Cháy

Việt Nam, Tạp chí khoa học và công nghệ GTVT.

72.Nguyễn Đông Anh, Lã Đức Việt, (2007), Giảm dao động bằng thiết bị tiêu tán

năng lượng, Nhà xuất bản khoa học tự nhiên và công nghệ.

73.Phạm Nhân Hòa, Chú Quốc Thắng, Lê Minh Thành, (2014), Giảm chấn cho kết

cấu 20 tầng chịu tải trọng động đất bằng hệ cản chất lỏng nhớt được điều khiển

tự động khi xét đến phi tuyến vật liệu, Tạp chí khoa học công nghệ xây dựng.

152

74.Nguyễn Xuân Toản, Đoàn Mộng Xanh, (2015). Phân tích khả năng giảm dao

động của công trình nhà cao tầng bằng chất lỏng. Luận văn thạc sĩ, Đại học Đà

Nẵng.

75.Bùi Phạm Đức Tường (2020). Ứng dụng bể chứa chất lỏng có thành mỏng trong

việc kháng chấn và điều khiển dao động công trình. Luận án tiến sĩ. Đại học sư

phạm kỹ thuật Thành Phố Hồ Chí Minh.

76.J. D. Holmes, (1995) Listing of installations, Engineering Structures, vol. 17, pp.

676-678,

77.B. P. D. Tuong, P. D. Huynh, T.-T. Bui, and V. Sarhosis, (2019), “Numerical

Analysis of the Dynamic Responses of Multistory Structures Equipped with

Tuned Liquid Dampers Considering Fluid-Structure Interactions,” The Open

Construction and Building Technology Journal.

78.N. Anh and N. Nguyen, (2016), “Research on the design of non-traditional

dynamic vibration absorber for damped structures under ground motion,”

Journal of Mechanical Science and Technology, vol. 30, pp. 593-602.

79. N. D. Anh, N. X. Nguyen, and N. H. Quan, (2016), “Global-local approach to

the design of dynamic vibration absorber for damped structures,” Journal of

Vibration and Control, vol. 22, pp. 3182-3201.

80. N. Anh and N. Nguyen, (2013), “Design of TMD for damped linear structures

using the dual criterion of equivalent linearization method,” International

Journal of Mechanical Sciences, vol. 77, pp. 164-170.

81.N. Anh and N. Nguyen, (2012), “Extension of equivalent linearization method to

design of TMD for linear damped systems,” Structural Control and Health

Monitoring, vol. 19, pp. 565-573.

82. N. D. Anh, H. Matsuhisa, L. D. Viet, and M. Yasuda, (2011), “Vibration control

of an inverted pendulum type structure by passive mass-spring-pendulum

dynamic vibration absorber,” Journal of Sound and Vibration, vol. 307, pp.

187-201,.

83.T. P. Nguyen, D. T. Pham, and K. T. Ngo,(2018), “Effectiveness of multi tuned

liquid dampers with slat screens for reducing dynamic responses of structures,”

IOP Conference Series: Earth and Environmental Science, vol. 143, p. 012023..

84. P. T. Nguyen and T. D. Pham, (2019), “The effectiveness of improved tuned

liquid column damper on the dynamic response of the structure under

153

earthquake excitations,” International Journal of Advanced and Applied

Sciences, pp. 27-34.

85.T. Soong and B. F. Spencer, (2002), “Supplemental energy dissipation: state-of-

the art and state-of-the-practice,” Engineering Structures, vol. 24, pp. 243-259,

86.K. C. Biswal, (2002), “Dynamic Response of Liquid Filled Composite

Containers with Baffles Considering Liquid-Structure Interaction,” IIT,

Kharagpur.

87.Clough R.W. and Penzien J, (1975), Dynamics of Structures, McGraw-Hill

College, New York.

88.Chopra A.K., (2000), Dynamics of structures: Theory and applications to

earthquake engineering, Prentice Hall, Upper Saddle River, NJ.

89. Abramson H.N, Chu,W.H and Gara, L. R, (1963), Liquid Sloshing in Spherical

Tanks, AIAA J. Vol. 1, no,2,pp. 384 -389.

90.Abramson H.N, (1966), Representation of Fuel Sloshing in Cylindrical Tanks by

an Equivalent Mechanical Model, ARS J, 31(12), 1697-1705.

91.M. Abé and Y. Fujino, (1994), “Dynamic characterization of multiple tuned

mass dampers and some design formulas,” Earthquake Engineering &

Structural Dynamics pp. 813-835.

92.H. Yamaguchi and N. Harnpornchai,(1993), “Fundamental characteristics of

Multiple Tuned Mass Dampers for suppressing harmonically forced oscillations,”

Earthquake Engineering & Structural Dynamics, vol. 22, pp. 51-62.

93. K. Xu and T. Igusa, (1992), “Dynamic characteristics of multiple substructures

with closely spaced frequencies,” Earthquake Engineering & Structural

Dynamics, vol. 21, pp. 1059-1070.

94. L. M. Sun, Y. Fujino, P. Chaiseri, and B. M. Pacheco, (1995), “The properties

of tuned liquid dampers using a TMD analogy,” Earthquake Engineering &

Structural Dynamics, vol. 24, pp. 967-976.

95.C. C. Chang, (1999), “Mass dampers and their optimal designs for building

vibration control,” Engineering Structures, vol. 21, pp. 454-463.

96.A. Kareem and S. Kline, (1995), “Performance of Multiple Mass Dampers under

Random Loading,” Journal of Structural Engineering, vol. 121, pp. 348-361.

97.Commissariat à l’Energie Atomique CEA, (2008), Guide de conception Génie

Civil des INB du CEA, Ags sngen rdn gui siit 0605.

154

98. Afcen, (2012), French Society for Design, Construction, and In Service

Inspection Rules for Nuclear Island Compo nents, EPR technical code for civil

works, ETC-C.

99. Pierre-Vivien Fouquiau, Barbier Frederic, Charisis Chatzigogos, (2019),

Toward New Dynamic Decoupling Criteria for Secondary Systems. Conference

Paper, Decoupling criteria from ASCE 4-98.

100. Pecker A, (2013), Cours de Dynamique des structures et des ouvrages, Ecole

des Ponts ParisTech.

101. Gupta A.K, (1992), Response Spectrum Method in Seismic Analysis And

Design of Structures, CRC Press.

102. Ta A.K., Tembulkar J.M, (1984), Dynamic decoupling of Secondary Systems,

Nuclear Engineering and De sign, Vol. 81, pp. 359-373.

103. Ian A.H., Ellison B, (1984), Decoupling of Secondary Systems for Seismic

Analysis. ASME-PVP Confer ence, Reprint NO. 84-PVP-59, San Antonio, Texas.

104. Kuriakose R. and P L, (2016), Effectiveness of Tuned Liquid Dampers on

High Rise Buildings in Kerala, Int J Eng Res Technol, 5(9).

105. Novo T., Varum H., Teixeira-Dias F. et al, (2014), Tuned liquid dampers

simulation for earthquake response control of buildings, Bull Earthq Eng, 12(2),

1007-1024.

106. G. W. Housner, (1963), “The dynamic behavior of water tanks,” Bulletin of the

seismological society of America, vol. 53, pp. 381-387.

107. M. A. Haroun and H. M. Ellaithy, (1985), “Model for flexible tanks

undergoing rocking,” Journal of engineering mechanics, vol. 111, pp. 143-157.

108. M. A. Haroun and W. Abou-Izzeddine, (1992), “Parametric study of seismic

soil-tank interaction. ii: Vertical excitation,” Journal of Structural Engineering,

vol. 118, pp. 798-811.

109. M. A. Haroun, (1983), “Vibration studies and tests of liquid storage tanks,”

Earthquake Engineering & Structural Dynamics, vol. 11, pp. 179-206.

110. M. A. Haroun and M. A. Tayel, (1985), “Response of tanks to vertical seismic

excitations,” Earthquake engineering & structural dynamics, vol. 13, pp. 583- 595,

111. Phương pháp thí nghiệm hiện trường, (2017), Quy định về phòng thí nghiệm

hiện trường được hướng dẫn cụ thể trong thông tư Số: 06/2017/TT-BXD.

155

112. Chu Quốc Thắng, (1997), Phương pháp phần tử hữu hạn, Nhà xuất bản khoa

học và kỹ thuật.

113. Nguyễn Hoài Sơn, Lê Thanh Phong, Mai Đức Đãi, (2008), Ứng dụng phương

pháp phần tử hữu hạn trong tính toán kỹ thuật. NXB Đại học Quốc gia.

114. Lâm Thanh Quang Hải, Đỗ Thị Mỹ Dung, Vũ Hoàng Hưng, (2019), Phân tích

kết cấu xây dựng theo phương pháp phần tử hữu hạn và ứng dụng trong phần

mềm ANSYS. Nhà xuất bản xây dựng.

115. Vũ Hoàng Hưng, Nguyễn Quang Hùng, (2012), ANSYS - Phân tích kết cấu

công trình thuỷ lợi thuỷ điện, Nhà xuất bản xây dựng.

116. Vũ Quốc Anh, Phạm Thanh Loan, (2012), Tính kết cấu bằng phần mền

ANSYS version 10.0, Nhà xuất bản xây dựng.

117. C. Ansys, (2010), “Release 11.0: ANSYS CFX-Solver theory guide,” ANSYS

Inc., USA.

118.R. ANSYS, (2011), “14.0, Help System,‘Coupled Field Analysis Guide’,

ANSYS,” ed: Inc.

119. Lyboya S.T., (2020), Response of Footbridges equipped with TLD: A

numerical and experimental assessment.

120. EN 1998-2, (2005), (English): Eurocode 8: Design of structures for earthquake

resistance - Part 2: Bridges [Authority: The European Union Per Regulation

305/2011, Directive 98/34/EC, Directive 2004/18/EC]

121. http://www.vibrationdata.com/elcentro.dat

122. Nguyễn Lê Ninh, (2009), Động Đất Và Thiết Kế Công Trình Chịu Động Đất,

Nhà xuất bản xây dựng.

123. Nguyễn Ngọc Cường, (2016), Các phương pháp phân tích động phi tuyến kết

cấu theo lịch sử thời gian trong sap2000 (PHẦN 1,2), Tạp chí KHCN Xây dựng.

124. Hadi Malekghasemi, (2011),“Experimental and analytical investigations of

rectangular tuned liquid dampers (TLDs),” A thesis submitted in conformity

with the requirements for the degree of Master of Applied Science, Department

of Civil Engineering University of Toronto.

125. L. M. Sun, Y. Fujino, B. M. Pacheco, and P. Chaiseri, (1992), “Modelling of

tuned liquid damper (TLD),” Journal of Wind Engineering and Industrial

Aerodynamics, vol. 43, pp. 1883-1894.

156

126. J.-K. Yu, T. Wakahara, and D. A. Reed, (1999), “A non-linear numerical

model of the tuned liquid damper,” Earthquake Engineering & Structural

Dynamics, vol. 28, pp. 671-686.

127. Y. Xin, G. Chen, and M. Lou, (2009), “Seismic response control with density-

variable tuned liquid dampers,” Earthquake Engineering and Engineering

Vibration, vol. 8, pp. 537-546.

128. H. Malekghasemi, A. Ashasi-Sorkhabi, A. R. Ghaemmaghami, and O. Mercan,

(2015), “Experimental and numerical investigations of the dynamic interaction

of tuned liquid damper-structure systems,” Journal of Vibration and Control,

vol. 21, pp. 2707-2720.

129. Mehboob S., Uz Q., Khan Z. and et.al, (2013), Investigation of Water Tank as TLD

for Vibration Control of Frame Structures under Seismic Excitations. Life Sci J.

130. Võ Bá Tầm, (2017), Nhà cao tầng Bê tông - Cốt thép, Nhà xuất bản, Đại học

quốc gia TP.HCM.

131. Nguyễn Tiến Chương, (2018), Phân Tích Kết Cấu Nhà Nhiều Tầng, Nhà xuất

bản xây dựng Hà Nội.

132. Nguyễn Anh Dũng, (2019), Phương pháp xác định chu kỳ dao động riêng của nhà

nhiều tầng, Tạp chí Khoa hoc &Công nghệ Nông nghiệp - Đại học Thủy Lợi.

133. Sondipon Adhikari and A. Srikantha Phani, (2018), Rayleigh’s Classical

Damping Revisited, University of Bristol, Bristol, United Kingdom, and

University of Cambridge, Cambridge, United Kingdom.

134. Aydın E., Öztürk B., Dutkiewicz M. et al, (2017), Experiments of tuned liquid

damper (TLD) on the reduced shear frame model under harmonic loads, EPJ

Web Conf, 143, 02001.

135. A. R. Ghaemmaghami and M. R. Kianoush, (2010), “Effect of Wall Flexibility

on Dynamic Response of Concrete Rectangular Liquid Storage Tanks under

Horizontal and Vertical Ground Motions,” Journal of Structural Engineering,

vol. 136, pp. 441-451.

136. A. Ghaemmaghami, M. Moslemi, and M. Kianoush, (2010).“Dynamic

behaviour of concrete liquid tanks under horizontal and vertical ground motions

using finite element method,” in 9th US national and 10th Canadian conf. on

earthquake eng.

157

PHỤ LỤC TÍNH TOÁN

Thuật toán mô phỏng trong phần mền ANSYS APDL cho bài toán phân tích ảnh

hưởng của thông số bể nước đến mức độ giảm chấn của nhà cao tầng chịu động đất.

Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Phân tích ảnh hưởng của bể nước đến mức độ giảm chấn của nhà cao tầng chịu động đất





 1  

 2 r r R m f

   

   

   

Có thể bạn quan tâm

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến sự phát triển nguồn nhân lực du lịch trong các cơ sở lưu trú tại Hà Nội

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến sự phát triển nguồn nhân lực du lịch trong các cơ sở lưu trú tại Hà Nội

Luận án Tiến sĩ: Giáo dục đạo đức sinh thái cho sinh viên các trường đại học tại Thành phố Hồ Chí Minh hiện nay

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Giáo dục đạo đức sinh thái cho sinh viên các trường đại học tại Thành phố Hồ Chí Minh hiện nay

Luận án Tiến sĩ: Công tác hoằng pháp và hoạt động của đạo tràng Phật giáo tỉnh Lào Cai hiện nay

Luận án Tiến sĩ: Hành vi nguy cơ ảnh hưởng đến sức khỏe tâm thần của học sinh trung học phổ thông tại Hà Nội hiện nay

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Hành vi nguy cơ ảnh hưởng đến sức khỏe tâm thần của học sinh trung học phổ thông tại Hà Nội hiện nay

Luận án Tiến sĩ: Đảng bộ tỉnh Đồng Nai lãnh đạo công tác bảo tồn và phát huy giá trị các di tích lịch sử - văn hóa từ năm 1996 đến năm 2015

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Đảng bộ tỉnh Đồng Nai lãnh đạo công tác bảo tồn và phát huy giá trị các di tích lịch sử - văn hóa từ năm 1996 đến năm 2015

Luận án Tiến sĩ: Thực hiện Pháp lệnh thực hiện dân chủ ở xã, phường, thị trấn vùng dân tộc thiểu số tỉnh Quảng Nam hiện nay

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Thực hiện Pháp lệnh thực hiện dân chủ ở xã, phường, thị trấn vùng dân tộc thiểu số tỉnh Quảng Nam hiện nay

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Công tác hoằng pháp và hoạt động của đạo tràng Phật giáo tỉnh Lào Cai hiện nay

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu chất lượng dịch vụ viễn thông di động tại Tổng công ty viễn thông Viettel

Luận án Tiến sĩ: Nâng cao chất lượng cơ sở vật chất các trường đại học tư thục trên địa bàn thành Hà Nội

Luận án Tiến sĩ: Năng lực cạnh tranh của doanh nghiệp nhỏ và vừa trên địa bàn tỉnh Phú Thọ

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng tới sự thành công trong khởi sự kinh doanh của phụ nữ khu vực miền Bắc

Luận án Tiến sĩ: Kiểm soát nội bộ tại Tập đoàn xăng dầu Việt Nam

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Kiểm soát nội bộ tại Tập đoàn xăng dầu Việt Nam

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu giải pháp phát triển trung tâm logistics quốc tế cho khu vực kinh tế trọng điểm phía Bắc

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu các nhân tố ảnh hưởng đến mức độ công bố thông tin trên báo cáo thường niên của các ngân hàng thương mại Việt Nam

Tài liêu mới

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu xây dựng thuật toán thích nghi và học tăng cường cấu trúc Actor - Critic điều khiển bám quỹ đạo cho robot di động đa hướng mecanum

Luận án Tiến sĩ: Cơ cấu bệnh tim mạch và chất lượng cuộc sống của người cao tuổi mắc suy tim, rung nhĩ điều trị tại Bệnh viện Thống Nhất, thành phố Hồ Chí Minh

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu hiện tượng nứt dăm đê sông vùng đồng bằng sông Hồng và dự báo khả năng bị nứt của một số đoạn đê

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu xây dựng giải pháp đảm bảo an toàn thông tin cho quá trình học liên kết dựa trên mật mã

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Phát triển năng lực đánh giá công nghệ cho học sinh trong dạy học môn Công nghệ 11 ở trường trung học phổ thông

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu phân loại chi cầu diệp – Bulbophyllum Thouars (Orchidaceae) ở vùng Tây Nguyên bằng phương pháp hình thái và phân tử

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu đặc điểm phân bố và dinh dưỡng của các loài lưỡng cư ở Vườn Quốc gia Bến En và Khu bảo tồn thiên nhiên Pù Luông, tỉnh Thanh Hóa

Luận án Tiến sĩ: Tổng hợp luật dẫn và điều khiển cho một lớp tên lửa đối hải trên cơ sở ứng dụng mạng nơ ron và hệ mờ

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu tổng hợp hệ điều khiển góc Pitch tua bin gió trong điều kiện có nhiễu tác động

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu hóa học lipid của hai loài san hô thủy tức Millepora dichotoma và Millepora platyphylla ở Việt Nam

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu kiểm soát phân phối công suất kéo trên cầu chủ động của ô tô con bằng ABS

Luận án Tiến sĩ: Ứng dụng phản ứng Domino vào tổng hợp các dẫn xuất Podophyllotoxin, Pyrimidine và đánh giá hoạt tính sinh học của các chất tổng hợp được

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu thành phần hóa học và một số hoạt tính sinh học của cây chùm ngây (Moringa oleifera)

Tóm tắt Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu thành phần hóa học và ứng dụng ức chế ăn mòn cho thép của cao chiết xuất từ cây Lộc vừng thuộc họ Lecythidaceae

Luận án Tiến sĩ: Nghiên cứu hiện tượng nứt dăm đê sông vùng đồng bằng sông Hồng và dự báo khả năng bị nứt của một số đoạn đê

AI tóm tắt

Giới thiệu tài liệu

Đối tượng sử dụng

Từ khoá chính

Nội dung tóm tắt

Giới thiệu

Về chúng tôi

Việc làm

Quảng cáo

Liên hệ

Chính sách

Thoả thuận sử dụng

Chính sách bảo mật

Chính sách hoàn tiền

DMCA

Hỗ trợ

Hướng dẫn sử dụng

Đăng ký tài khoản VIP

093 303 0098

support@tailieu.vn

Phương thức thanh toán

Theo dõi chúng tôi

Facebook

Youtube

TikTok