تنش توسعه یافته در آرماتور وصله
ماکزیمم تنش توسعه یافته در وصله مقاومت کششی بتن
مقاومت تسلیم خاموت که برابر با0.015Es گرفته شده است طول وصله a1 a2 Ab Ah c
D’ db df dh dmax
Ehys
Emon
Es
fr
ƒs fs,max ƒt ƒyh
ls

١- مقدمه
بررسی شکستهای ترد اعضا ی بتنـی در زلزلـههـای گذشـتهنشانگر آن است که در اکثر مـوارد علـت وقـوع شکـست تـرد،آرایش نامناسب آرماتورهای طولی و فاصـله زیـاد آرماتورهـایعرضی – که منجر به عدم محـصورشـدگی هـسته بتنـی، رفتـارنامناسب وصله، کمانش آرماتورهای طولی و یا شکست برشـیمیشود – و طول کوتاه یا محل نامناسب وصله بوده است [۱].
رفتار نامناسب وصله میتواند ناشی از طول کوتاه آن، قرارگیری

شکل١- منحنی تنش پیوستگی-لغزش پیشنهادی الیگهاوسن و همکاران

آن در محل تمرکز تغییرشکلهای غیرخطـی همزمـان بـا فقـدانمحصورشدگی مناسـب توسـط آرماتورهـای عرضـی باشـد. در سازههای موجود طراحی شده براساس ضـوابط آ یـیننامـه هـایقدیمی، طراحی وصله صرفﹰا برای انتقال فشار بوده که منجر بـهطول وصله در حدود ٢٠ برابر قطر آرماتور طولی مـی شـود. در مقایسه با مقادیری که آییننامههای فعلی مقرر مـیدارنـد ، طـولکم وصله ، منجر به کـاهش شـدید در انـرژی قابـل جـذب دروصله، تحت بارگذاری رفت و برگشتی میشـود . در ضـمن درساختمانهای قدیمی مقدار آرماتور عرضی محصورکننـده تـابعیاز ابعاد مقطع و مشخصات میلگردهـای طـولی نبـوده و فاصـلهآرماتورهای عرضی نیز زیاد است. عدم وجود محـصورشـدگیمناسب توسط آرماتورهای عرضی، کاهندگی مقاومت و سـختیرا تحت بارهای ر فت و برگشتی نیز تشدید می کند. از طرفی بـاتوجه به ضوابط آییننامهها که در آنها برای سطوح شکلپذیری متوسط و معمولی، قرارگیری وصله در پای ستون مجاز دانـسته شده است ، بهعنوان مثال [۲و۳]، و به دلیل سهولت در اجـرا، دراغلب موارد بـرای ایـن سـطوح شـکلپـذیری طراحـی، وصـلهآرماتورهای طولی در پـای سـتون اجـرا مـیشـود . ایـن محـلنامناسبترین محل بـرای وصـله در سـتون اسـت، چراکـه دقیقـﹰامنطبق بر محل ماکزیمم لنگر در سـتون بـوده و احتمـال وقـوعتغییرشکلهای غیرخطی (تشکیل م فاصل پلاستیک ) در آن بـسیارزیاد است . بارهای رفت و برگشتی زلزله و تمرکز تغییرشکلهایغیرخطی در این محل منجر به وقـوع لغـزش در وصـله شـده،می تواند رفتار ستون را به شدت تحت تأثیر قرار دهد.
اکثر تحقیقات انجام شده روی وصله بر محاسبه ماکزیمم نیـرویقابل انتقال توسط آن متمرکـز بـوده اسـت، بـه عنـوان مثـال [۴ و ۵].
در این مطالعات که مبنای ضوابط آیـیننامـه بـتن آمریکـا را نیـزتشکیل می دهند، ظرفیت مقاومتی اتصال توسط دو جملـه مـوازیارایه می شود که جمله اول ظرفیت وصله در حالت محصورنـشدهو جمله دوم اثر محصورشدگی ناشی از آرماتورهـای عرضـی درافزایش مقاومت وصله را نشان میدهـد . الیگهاوسـن و همکـارانبرای منحنی تـنش پیوسـتگی-لغـزش، روابطـی تجربـی بـر پایـهیک سری مطالعات آزمایشگاهی وسیع ارایه دادنـد [۶]. مطالعـاتانجام شده که مبنای برخی از تحقیقات بعدی نیز قرار گرفته استبر روی وضعیت تنش پیوستگی-لغـز ش در اتـصال تیـر- سـتوناست که وضعیت منحنی تنش پیوستگی- لغـزش آن معمـو ﹰلا بـهدلیل محصور شدگی هندسی به مراتب از وضعیت در وصله بهتـراست. بههمین خاطر تعمیم این نتایج برای بررسی وضعیت تـنشپیوستگی-لغزش وصله باید با احتیاط صـورت گیـرد. شـکل (۱) منحنی تنش پیوسـتگی -لغـزش پیـشنهادی توسـط الیگهاوسـن وهمکاران را نشان میدهد [۶]. کمیته اروپایی بتن با استفاده از ایـننتایج نمـوداری مـشابه شـکل (۱) بـا پارامترهـای ارایـه شـده درجدول (۱)، برای تعریف منحنی تـنش پیوسـتگی- لغـزش ارایـهکرده است [۷]. همچنان که در این جدول مشاهده میشـود بـرایحالت بتن محصور شده مقدار تنش محصورکننده بایـد در حـدود۵/۷ مگاپاسکال باشد که این مقدار معمو ﹰلا توسط آرماتور عرضـیو یا مواد کامپوزیت قابل تأمین نیست. به عبارتی براساس این مدلافزایش تنش محصورکنندگی در حدود معمول، منجر بـه افـزایشتنش پیوستگی ماکزیمم نمیشود و تنها قادر به بهبود رفتار پس ازبار حداکثر خواهد بود.
در همین راستا اکثر مطالعـات انجـامشـده روی لغـزش بـرمدلسازی تغییرشکل اضـافی ناشـی از آن در اتـصالات متمرکـزبوده است . سزن و موهلی با فرض توزیع تنش پیوستگی ثابـتولی متفاوت، برای آرماتور در قسمت تسلیمشده و نشده، دوران صلب ستون ناشی از تنیدگی آرماتور در اتصال را مورد ارزیابیقرار دادند [۸]. مازونی و همکاران به روشی مـشابه و بـا فـرضاینکه دوران حول وسط مقطع رخ میدهد و با استفاده از منحنیتنش-کرنش سـهخطـی بـرای آرمـاتور، مقـدار دوران ناشـی ازگسترش تسلیم۲ در اتصال را محاسبه کردند [۹].
ژیائو و ما ضمن انجام مطالعات آزمایـشگاهی، مـدلی بـرایمحصورشـدگی ناشـی از مـواد کامپوزیـت روی منحنـی تـنشپیوستگی- لغزش تحت بارگذاری یکنوا ارایه کردند [۱۰]. آنهـابا فرض یک منحنی نرمشونده بـرای منحنـی تـنش پیوسـتگی-لغزش، مقدار تنش ماکزیمم قابل حصول را تابعی از مقدار تنشمحصورکننده حاصل از مواد کامپوزیت فـرض کردنـد . افـزایشتنش پیوستگی ماکزیمم با افزایش تنش محصورکنندگی در ایـنمدل با نتایج الیگهاوسن و همکاران و همچنین مـدل پیـشنهادیکمیته اروپایی بتن در تضاد است.
چو و پینچرا رفتار رفت و برگـشتی سـتون بـا وصـله را بـااستفاده از فنرهای پیچشی غیرخطـی کـه در رفتـار آنهـا اثـرات
جدول۱ – مقادیر پیشنهادی کمیته اروپایی بتن برای روابط تنش پیوستگی [۷]
بتن محصورنشده بتن محصورشده
پوشش c > 5db 10db > فاصله خالص بین آرماتورهای طولی
Ast > nAs یا
fcon > 7.5MPa فشار محصور کننده پوشش c > db
آرماتور عرضی
Ast > 0.25nAs تعریف محصور شدگی
db : قطر آرماتور طولی Ast : مساحت آرماتورهای عرضی در برگیرنده nAs
As : مساحت یک آرماتور طولی
n : تعداد آرماتورهای طولی در برگرفته شده توسط Ast 890778-41555

2.5 fc′ Mpa 746760-41555

2.0 fc′ Mpa τmax
0.40τmax 0.15τmax 641604-41641

2.0 fc′ Mpa
1.0 mm 0.6 mm u1
3.0 mm 0.6 mm u2
فاصله بین آجها 1.0 mm u3
کاهن دگی س ختی، مقاوم ت و لهی دگی ۳ لح اظ ش ده، م دل کردند [۱۱]. آنها از دو فنر پیچشی سری برای مدل کردن دورانغیرخطی ناشی از تغییرشکل خمشی و وقوع لغـزش در وصـلهاستفاده کردند و برای بهدست آوردن رفتار یکنوای فنر غیرخطیمدلکننده اثر لغزش، مدل تـنش پیوسـتگی- لغـزش هرجلـی ومبسوت را به کار گرفتند [۱۲]، آن گاه با روشی مبتنی بر سعی وخطا و مقایـسه بـا نتـایج آزمایـشگاهی، پارامترهـای لازم بـرایتعریف منحنی هیسترزیس (پارامترهای لازم بـرای مـدل کـردنکاهندگی سختی، مقاومت و لهیدگی) را تعیـین کردنـد. اشـکالاساسی این روش لزوم و سختی محاسبه رفتار فنرهـا بـرای هـرمقطع و المان متفاوت است.
گوبارا و همکاران با استفاده از مدلی ساده از رفتـار وصـله،اثر آن را در پاسخ لرزهای سـازه بررسـی کردنـد [۱۳]. آنهـا بـاصرفنظر از اثر لغزش وصله در افزایش تغییرشکل جانبی سازه، تنها اثر آن را در کاهش مقدار ظرفیت خمـشی سـتون مـد نظـرقرار دادند . آنها بدین منظور در حالت طول وصله کافی با فرضتسلیم آرماتور، مقاومت خمشی را متناظر رسیدن بتن به کـرنشفشاری ۰۰۳۵/۰ فرض کردند و در حالت طول ناکافی وصله نیز با کاهش مقدار تنش ماکزیمم قابل حـصول در آرمـاتور، مقـدارمقاومـت خمـشی مقطـع را محاسـبه کردنـد. نتـایج تحلیلهـای آنها نشان داد که وقوع لغزش در وصله می تواند منجر به افزایش قابل ملاحظه در تغییر شکل جانبی سازه شود.
پیشاستاندارد ارزیابی لرزهای سازه ها روشی مبتنـی بـر فـرضتوزیع یکنواخت تنش پیوستگی در طول مهاری برای ارزیابی رفتاروصله ارایه میکند[۱۴]. در این روش ماکزیمم تنش قابل حـصولدر آرماتور متناسب با نسبت طول وصله موجود بـه طـول مهـاریآیــیننامــهای فــرض مــی شــود. در صــورت وجــود آرمــاتورمحصورشدگی مناسب (که فاصله آنها از یکسوم عمق مؤثر عضوتجاوز نکند ) فرض می شود کـه وصـله پـس از رسـیدن بـه تـنشماکزیمم، رفتار شکلپذیری داشته و قادر به حفظ تنش ماکزیمم بـاافزایش لغزش باشد . در غیر این صـورت، پـس از حـصول تـنشماکزیمم، تـنش آرمـاتور در یـک شـاخه نزولـی بایـد در ضـریبشکلپذیری دو به بیست درصد تنش ماکزیمم کاهش یابد.
این مطالعـه درصـدد بررسـی تحلیلـی اثـر طـول وصـله،آرایش آرماتورهـای طـولی و عرضـی در رفتـار وصـله و در رفتار کلی ستون و مقایسه نتایج این بررسی تحلیلی بـا روش پیشاستاندارد ارزیابی لرزهای سازه هـا و نتـایج آزمایـشگاهیموجود است. بدین منظور ابتدا روشی بـرای بررسـی عـددیرفتار ستون با تأکید بر مدل کردن مناسب وصله ارایـ ه شـده،آن گاه نتایج حاصله از مدل پیشنهادی بـا نتـایج آزمایـشات وروش پیش استاندارد ارزیابی لرزهای سازه ها مقایسه میشوند. در انتهـا نیـز اثـر وصـله روی رفتـار یـک سـازه یـک طبقـه یک دهنه طراحی شده با شکل پذیری معمولی، مورد بررسـی

شکل۲- شکل کلی منحنی تنش-کرنش پیشنهادی برای وصله شکل۳- شکست وصله آرماتورهای طولی در ستون با مقطع مربع مستطیل
قرار میگیرد.

٢- مدل پیشنهادی بـرای روابـط تـنش -کـرنش در وصله با توجه به لغزش
شکل (٢) منحنی تـنش- کـرنش لغزشـی پیـشنهادی بـرایآرماتورهای وصله شده را نشان میدهـد . در ایـن شـکلfs,max ماکزیمم تنش توسعهیافته در وصله،fr تنش اصـطکاکی (نظیـرمقاومت باقیمانده )،εs کرنش متناظر با بیشترین تنش توسـعه- یافته در وصله، وεr کرنش متناظر با تنش اصطکاکیاند. برای تعیین مقـادیر تنـشهای فـوق از روش پیـشنهادی پریـستلی وهمکاران استفاده شده است که در آن مـاکزیمم تـنش توسـعهیافتــه در وصــله، تــابعی از مقاومــت کشــشی بــتن فــرض می شود[۱۵]. به این ترتیب که پیرامون هر آرماتور وصله شده، یک سطح شکست با محیطp و طولls در نظر گرفته شده وحداکثر نیروی قابل حصول در وصله از حاصلضرب مساحتاین سطح شکست در مقاومت کششی بتن بهدست می آید. اگر فرض کنـیم کـه مقاومـت در مقابـل لغـزش، توسـط مکـانیزمخرپایی با زاویه ۴۵ درجه بین آجهای آرماتورهای مجاور، یـابین آرماتورها و بتن هسته، به دست آید، آن گاه نیروی کششیعرضی با نیروی مقاوم به وجود آمده در آرمـاتور، شـکل (۳) برابر خواهد بود. بنابراین برای بیشترین تنش توسـعهیافتـه درآرماتور وصله، fs,max خواهیم داشت

Tb = Abfs = ftpls
برای ستون مستطیلی، شکل (٣)، داریم
1155195-19092

p=

2s +2(db +c) ≤ 2 2(c+db)
حد بالا در رابطه (٢) زمانی کنترل کننده است که فاصله عرضـیبین آرماتورهای طولی زیاد باشد. همچنان که از روابط فـوق بـرمیآید از تأثیر فشار محصورکننده ناشی از آرماتورهای عرضـیدر ماکزیمم تنش پیوستگی قابل انتقال صرفنظر شده است. این مسئله به خصوص تحت بارهای رفت و برگشتی بـا مـشاهداتلوکاس و همکاران، یواتاناتیپا و همکاران، و ماکـای و همکـارانانطباق دارد [۱۶ – ۱۸].
بعد از رسیدن به ماکزیمم تنش پیوستگی، یک شاخه نزولـیدر منحنی تنش آرماتور- لغزش مشاهده میشود، شکل (۲)، کهتا رسیدن به تنش اصطکاکی،fr ادامه مییابـد . از ایـن بـه بعـدتنش موجود در آرماتور وصله دیگر کـاهش نمـییابـد و ثابـتمیماند. برای محاسبه تنش اصطکاکی از روش برش- اصطکاک استفاده شده است. آرماتورهای عرضی گذرنده از صفحه تـرک، اصطکاک لازم برای انتقال نیرو را در وصله تأمین میکند. بـرایفعال شدن این مکانیزم انتقال، وقوع ترک لازم است. بـا فـرضآنکه ضریب اصطکاک سطح شکستµ باشد و نظـر بـه اینکـهماکزیمم نیروی کششی (نیروی عمود بر سطح شکست) مساوی Ahfyh است، مقدار تـنش آرمـاتور متنـاظر تـنش اصـطکاکی بـهصورت زیر قابل محاسبه خواهد بود
n .n . .A flt µ h yh =N.A fb r (٣)
این رابطه را میتوان به شکل زیر نیز نوشت
6324980530

ffyhr =µ n .nlN t ⎜⎝⎛ ddhb ⎟⎠⎞2 (۴)
در این محاسبات فرض شده است که تنش توسعه یافته در تمامآرماتورهای طولی مجاور سطح تـرک مـساوی اسـت و مقـدارضریب اصطکاک سطح شکست نیز ۴/۱ گرفته شده است.
در این مطالعه بـرای بررسـی اثـر لغـزش فـرض مـیشـود(همچنانکه در قسمت بعد راجع به آن بحـث شـده اسـت) کـهتغییرشکل ناشی از لغزش در طولی مساوی ls از المـان متمرکـزشده باشد . تغییرشکل در انتهـای آرمـاتور، ناشـی از کـرنش درآرماتور و لغزش آرماتور نسبت به بـتن مجـاور اسـت . در ایـنصورت کرنش در هر لحظه برابر خواهد بـود بـا حاصـل جمـعکرنـشهای الاسـتیک،εse و کـرنش لغزشـی،εss ؛ در نتیجـهεst ، کرنش کل، به صورت زیر محاسبه میشود
ε =ε +ε =stsessfs,max / Es + u / ls (۵)
مقدار لغزش متناظر تنش ماکزیمم یک میلیمتر فرض میشـودکه از روی آن و با داشتن طول وصله میتوان مقـدار کـرنشεs را تعیین کرد. کرنش اصطکاکی ،εr ، نیـز برابـر بـا کـرنشحاصل از لغزشی به اندازه فاصله بین دو آج متوالی، در نظـرگرفته می شود. با فرض آنکه فاصله دو آج متوالی ۱۰ میلیمترباشد، مقدار این کرنش مـساوی ۱۰ تقـسیم بـرls ( میلیمتـر) خواهد بود.
از طرفی به علت مـشاهده رفتـار نـرمشـونده کـه در آن بـاافزایش لغزش، تنش قابل انتقال در وصله کاهش مییابد، انتظارمیرود که نتایج آزمایشها تـابعی از ابعـاد نمونـههـا باشـد (اثـربعـدی۴). نتـایج شـنر و همکـاران، همچنـین نتـایج ایچینـوز و همکاران نیز مؤید همین امر است [۱۹و۲۰]. علی رغم این مسئله مدل پیشنهادی نظیر اغلب مدلهای موجود، فاقد اثر بعـد نمونـهاست. این امر تا حدی به کمی نتایج آزمایـشات موجـود بـراینمونههایی با ابعاد متفاوت برمیگردد. از طرف دیگر این مـسئلهنشانگر آن است که باید از مقایسه نتایج آزمایشات انجام شده باابعاد وا قعی و ابعاد کاهش یافته، بدون لحـاظ کـرد ن اثـر بعـدیخودداری کرد.

٣- مدلسازی ستون با وصله
در این مطالعـه بـرای تحلیـل اجـزای محـدود از نـرم افـزارOPENSEES استفاده شده است [۲۱]. این نرم افـزار عـلاوه بـرداشتن قابلیت پلاستیسته گسترده، کتابخانه مصالح بسیار کـاملینیز دا رد. برای مـدل کـردن سـتون از دو المـان سـری اسـتفادهمی شود. یکی از این المانها (المان وصله ) تغییر شکل در وصـله(برای مـدل کـردن تغییرشـکل خمـشی و تغییرشـکل ناشـی ازلغزش) و دومی (المان خمشی ) تغییـر شـکل خمـشی در بقیـهطول ستون را مدل میکنند. در نمونه هـای آزمایـشگاهی مـوردمطالعه نمونه ها بهصورت طره بوده و محل تغییرشکل غیرخطـیدر انتهای گیردار آن است، ولی در سازه احتمال غیرخطی شدنرفتار در دو انتهای المان نیز وجود دارد، که تغییرشکل غیرخطیانتهای فوقانی فقط ناشی از خمش است. با توجه به این امـر درمدلسازی از یک المان وصله تحتان ی و یک المان خمشی فوقانی استفاده می شود. المان مورد استفاده المان تیرستون غیرخطـی بـافرمولبندی مبتنی بر روش نرمی است که قادر به در نظر گـرفتناثر باربرداری در طول ستون، در صورت وقوع رفتار نرمشـوندهدر محل تغییرشکل پلاستیک (یا وصله ) است. رفتـار مقطـع بـهروش مقط ع فیبری مدل شده است که قادر بـه محاسـبه منحنـیممان-انحنای غیرخطی مقطع بوده و برای انتگرالگیری عـددیدر طول المان از روش گوس-لوباتو با دو نقطه در المان وصـلهو سه نقطه در المان الاستیک و بـرای حـل معـادلات تکـرار ازروش نیوتن -رافسون بـا شـیب اصـلاحشـده یـا اولیـه اسـتفادهمی شود. در ضمن تحلیلها با روش کنترل جابه جایی انجام شـدهاست. برای مدل کردن رفتار بـتن از مـادهconcrete01 اسـتفادهشده است . اثر محصور شدگی در بهبود رفتار بتن را میتـوان بـااصلاح منحنی این ماده در فشار اعمال کرد. بـرای مـدل کـردنرفتـار آرمـاتور در مقطـع از دو مـاده هیـستیریتیک و فـولاد 01 به ترتیب برای المان وصله و المان الاستیک استفاده شده اسـت.
در تحلیلها برای ماده فـولاد 01 یـک سـختشـوندگی کرنـشیمعادل ۰۳/۰ منظور شده است. در المان وصله رفتار آرماتور بـهدلیل وقوع لغزش نسبت بـه بـتن مجـاور، کاهنـدگی سـختی و مقاومت و لهیدگی را از خود نمایش میدهد که با توجه به ایـنامر برای مـدل کـردن رفتـار آرمـاتور در محـل وصـله از مـادههیستیریتیک استفاده شده است. فرمولبندی این مـاده مبتنـی بـرمعیار آسیب پارک-انگ اسـت [۲۲]. در ایـن فرمولبنـدی میـزانآسیب بهصورت ترکیبی خطی از جابـهجـایی و انـرژی در نظـرگرفتــه مــیشــود. در فرمولاســیون مــورد اســتفاده در برنامــهOPENSEES کاهندگی سختی و مقاومت بهصورت زیر تعیـینمیشود
sd = (1−δs)s0
δs = a1⎛⎜⎜ ddmax ⎞⎟⎟+ a2⎜⎛⎜

EEhys ⎟⎞⎟ (۶)
⎝f ⎠⎝ mon ⎠
ضرایبai در مدل فوق چنان انتخاب شدهاند که بهترین انطباق بانتایج آزمایشگاهی بهدست آید . این ماده در ضمن قادر به در نظـرگرفتن اثر لهیدگی در منحنی هیـسترزیس اسـت . بـرای بـه دسـتآوردن پارامترهای مناسب، پس از تعریف منحنی پوش سهخطـیبرای لغزش و انجـام تحلیلهـای متعـدد و مقایـسه آنهـا بـا نتـایجآزمایشگاهی، بهترین انطباق بین نتایج تحلیلی و آزمایـشها، بـرایمقادیر اندیس آسیب انرژی و جابه جـایی برابـر بـا 0.02 و 0.0 وپارامتر لهیدگی برای محورهای کرنش و تنش 0.8 و 0.3 بهدسـتآمد.
با توجه به وقوع رفتار نرمشونده نتایج تحلیل اجزای محدود تابع مـش (ابعـاد المانهـای) مـورد اسـتفاده در تحلیـل خواهـدبود [۲۳]. در این مطالعه برای حل این مشکل از روشی مبتنی بر محدود کردن حداقل بعد المان وصله (المان تحتانی سـتون) بـهارتفاع مقطع استفاده شده است کـه در اصـل مبتنـی بـر روشـیموسوم به باند ترک۵ است [۲۴ و ۲۵].

۴- مقایسه نتایج تحلیلی با نتایج آزمایشگاهی
در این مطالعه نتایج تحلیلی با استفاده از مدل پیشنهادی، بـانتایج آزمایشگاهی بهدست آمـده از کارهـای ملـک و والاس، وابوتاها و همکاران مقایسه میشود [۲۶ و ۲۷]. به این منظور پنجستون از کارهای ملک و والاس و سه ستون از کارهای ابوتاهـاو همکــاران انتخــاب شــده اســت. جــدول (۲) و شــکل (۴) مشخصات و جزییات مربوط به این ستونها را نمایش می دهنـد .
همچنانکه در شـکل مـشاهده مـیشـود، در مقایـسه بـا مقـادیرپیشنهادی آیین نامههای جدید، این نمونههـا دارای طـول وصـلهکوتاهی – بین ۲۰ تا ۲۴ برابر قطر آرماتور – در پـای سـتون انـد .
این ستونها در واقع امکان بررسی عملکرد وصله را در ستونهایساختمانهای قـدیمی کـه بـر اسـاس ضـوابط لـرزهای طراحـی نشده اند، فراهم میکنند. بررسی نتایج آزمایشها نشان میدهد کهدر تمام نمونههای مورد بررسی، شکست در اثـر از بـین رفـتنپیوستگی بـتن و آرمـاتور در طـول وصـله رخ داده اسـت و درضمن ترک خوردگی بسیار اندکی در قسمت فونداسیون مشاهدهمیشود. این امر نشان میدهد که نفوذ تسلیم ناشـی از تنیـدگیآرماتورها در فونداسیون که منجر به دوران صـلب پـای سـتونمیشود، عمده نبوده و از این رو در این مطالعه از آن صرفنظر
جدول۲- مشخصات نمونههای آزمایشگاهی

b : عرض مقطع ستون؛ : ارتفاع مقطع ستون؛ : طول ستون؛ : طول وصله؛ : تنش تسلیم آرماتورهای طولی؛ : تنش تسلیم آرماتورهای عرضی؛ ’fc : مقاومت فشاری بتن؛ Ag : سطح مقطع ناخالص ستون؛ 1in=25.4mm؛ 1ksi= 6.89MPa
fyhfylslh

UCLA ب) ستون UT-Austin الف) ستون
شکل۴- الف) ستونهای آزمایشگاهی Aboutaha ؛ ب) ستون آزمایشگاهی Melek
شده است.
کلیه ستونها تحت بارگذاری رفت و برگشتی بـا اسـتفاده ازتاریخچه تغییرمکانی مشابهی مورد آزمایش قرار گرفتـهانـد؛ بـهاین صورت که ابتدا، بارگذاری تا ورود بـه رفتـار غیرالاسـتیکانجام شده، آنگـاه بـا گامهـای متنـاظر بـا دریفـت نـیم درصـد،بارگذاری افزایش مییابد. بایـد بـه ایـن نکتـه اشـاره شـود کـهجابه جایی و دوران پی و اثـرات ∆P- در مـدلها در نظـر گرفتـه نشده است، زیرا نتایج آزمایشگاهی ستونهای حاضـر، بـرای درنظر گرفتن این اثرات اصلاح شدهاند.
پارامترهــای روابــط تــنش – کــرنش بــرای وصــله مــدلپیشنهادی در جدول (۳) ارایه شـده اسـت. شـکل (۵) نتـایجبررسیهای تحلیلی و مقایسه آن را با نتایج آزمایشگاهی نشانمیدهد، که بیانگر تطابق خوب بین مـدل پیـشنهادی و نتـایجآزمایـشگاهی اسـت. همچنـان کـه مـشاهده مـیشـود روش پیشنهادی قادر به مدل کردن مقاومت، شیب نـرمشـوندگی وهمچنین کاهندگی سختی، با دقت بـالا در سـیکلهای متـوالی بارگذاری است.
ش کل (۶) مقای سه عملک رد روش پی شنهادی و روش پیش استاندارد ارزیابی لرزهای سـازههـا بـرای ارزیـابی اثـروصــله روی رفتــار اســت. بــا توجــه بــه اینکــه روشپیش استاندارد ارزیابی لرزهای سازه ها برای بارگذاری یکنواقابل استفاده است، نتایج دو روش در شکل (۶) با اسـتفاده
جدول۳- پارامترهای مدل پیشنهادی برای نمونههای آزمایشگاهی

ارزیابی اثر وصله روی رفتار یک سازه نمونه
سـازه مـورد مطالعـه یـک سـازه ١طبقـه-١دهنـه بتنـی بـا مشخصات ارایه شده در جدول (۴) است که بـا ضـریب زلزلـه٢۴/٠ و با سطح شکل پذیری معمولی براسـا س آیـیننامـهACI طراحی شده است. اثر دال سقف نیز در سـختی تیرهـا در نظـرگرفته شده است. برای بررسی رفتار سازه مورد مطالعه از تحلیل استاتیکی غیرخطی و تاریخچه پاسـخ اسـتفاده شـده اسـت. در تحلیل تاریخچه پاسخ از شتابنگاشت زلزله السنترو در جهـتشمالی-جنوبی۶ با ضریب مقیاس ٣/١ و برای مدلـسازی رفتـاردینامیکی سازه، از میرایی رایلی٧ با نـسبت میرایـی ۵ درصـد در

در این سایت فقط تکه هایی از این مطلب با شماره بندی انتهای صفحه درج می شود که ممکن است هنگام انتقال از فایل ورد به داخل سایت کلمات به هم بریزد یا شکل ها درج نشود

شما می توانید تکه های دیگری از این مطلب را با جستجو در همین سایت بخوانید

ولی برای دانلود فایل اصلی با فرمت ورد حاوی تمامی قسمت ها با منابع کامل

اینجا کلیک کنید

ح دود پری ود نوس ان طبیع ی س ازه اس تفاده ش ده و ب رای انتگرالگیری عددی روی زمان از روش نی ومـارک٨ بـا ضـرایبگاما و بتای ۵/٠ و ٢۵/٠ بهرهگیری شده است.
شــکل (٧) منحنــی بــرش پایــه-تغییرمکــان جــانبی و ممان-انحنای پای ستون و همچنین تیـر را بـرای حـالات بـا و
از بارگذاری یکنوا با نتایج آزمایشگاهی مقایسه شده اسـت. بدون در نظر گرفتن لغزش حاصل از تحلیل استاتیکی غیرخطیهمانطور که در شکل مشاهده میشود، شیب نـرمشـوندگی نشان میدهـد . نـرمشـوندگی مـشاهده شـده در منحنـی بـرش و مقاومت حاصل از روش پیش اسـتاندارد ارزیـابی لـرزهای پایه – تغییر مکان جانبی، در حالت بدون لغزش به علت اثـراتسازهها محافظه کارانـه بـوده امـا در اکثـر مـوارد، مقاومـت ∆P- است، اما نرمشوندگی در حالت با لغزش که شـدیدتر هـمباقیمانده تعیین شده با این روش دقـت مناسـبی دارد. ایـن هست، عمدتﹰا به دلیل لغزش در وصلههـای پـای سـتون اسـت.
نتایج با نتـایج ارایـه شـده در چـو و پینچـرا نیـز مطابقـات همچنان که مشاهده میشود و منحنیهای ممان انحنـا نیـز بـر آن
دارد [۱۱]. دلالت دارد، در تغییر مکان مشابه طبقه برای حالـت بـا لغـزش،

S20MI ( الف

S30MI (

FC4 (

FC15 (د
شکل۵- مقایسه نتایج آزمایشگاهی با مدل پیشنهادی؛
الف) نمونه S20MI [۲۵]؛ ب) نمونه S30MI [۲۵]؛ ج) نمونه FC4 [۲۶]؛ د) نمونه FC15 [۲۶]

drift ratio(%)

drift ratio(%)

الف
(
FC4

ب
(
FC14

Lateral force (kips)

Lateral force (kips)

Proposed

FEMA 356

Proposed
FEMA 356


پاسخ دهید