موسسه آموزش عالی صدرالمتالهین (صدرا)
دانشکده عمران
پایان‌نامه کارشناسی‌ارشد
عمران-زلزله
عنوان
بررسی رفتار مهاربندهای کمانش تاب ضربدری شکل
نگارش
سیما محمدی
استاد راهنما اول
جناب دکتر سعید صبوری
استاد راهنما دوم
جناب دکتر حمیدرضا اشرفی
ماه و سال
شهریور۹۳
صفحه فرم ارزیابی یا تصویب پایان نامه- اعضاء کمیته دفاع
اینجانب سیما محمدی متعهد می‌شوم که مطالب مندرج در این پایان نامه حاصل کار پژوهشی اینجانب تحت نظارت و راهنمایی اساتید موسسه آموزش عالی صدرالمتالهین بوده و به دستاوردهای دیگران که در این پژوهش از آنها استفاده شده است مطابق مقررات و روال متعارف ارجاع و در فهرست منابع و مآخذ ذکر گردیده است. این پایان نامه قبلاً برای احراز هیچ مدرک هم‌سطح یا بالاتر ارائه نگردیده است.
( اینجا فقط تکه ای از متن فایل پایان نامه درج شده است. برای خرید متن کامل پایان نامه با فرمت ورد می توانید به سایت feko.ir مراجعه نمایید و کلمه کلیدی مورد نظرتان را جستجو نمایید. )
در صورت اثبات تخلف در هر زمان، مدرک تحصیلی صادر شده توسط موسسه از درجه اعتبار ساقط بوده و موسسه حق پیگیری قانونی خواهد داشت.
کلیه نتایج و حقوق حاصل از این پایان نامه متعلق به موسسه آموزش عالی صدرالمتالهین می‌باشد. هرگونه استفاده از نتایج علمی و عملی، واگذاری اطلاعات به دیگران یا چاپ و تکثیر، نسخه‌برداری، ترجمه و اقتباس از این پایان نامه بدون موافقت کتبی موسسه آموزش عالی صدرالمتالهین ممنوع است.
نقل مطالب با ذکر مآخذ بلامانع است.
امضا
تقدیم به مقدسترین واژه‌ها در لغت‌نامه دلم
مادر مهربانم، که زندگیم را مدیون مهر و عطوفت آن می‌دانم
پدرم، مهربانی مشفق، بردبار و حامی
برادرانم، پشتوانه‌های زندگیم
دوست عزیزم، همراه همیشگی‌ام
با تقدیر وتشکر شایسته از استادان فرهیخته و فرزانه، جناب آقای دکتر سعید صبوری و جناب آقای دکتر حمیدرضا اشرفی که با نکته‌های دلاویز و گفته‌های بلند، همواره راهنما و راهگشای اینجانب در اتمام و کمال پایان‌نامه بوده‌اند.
چکیده
استفاده از مهاربندها به عنوان سیستم مقاوم جانبی در سازه‌های فولادی یکی از متداولترین روش‌ها برای تحمل نیروهای ناشی از زلزله می‌باشد. یکی از نقاط ضعف این سیستم مقاومت فشاری عضو مهاربندی و کمانش آن در نتیجه کاهش باربری عضو می‌باشد. امروزه با پیشرفت تکنولوژی و ظهور مهاربند مقاوم در برابر کمانش این مشکل حل شده‌است. این قابها نوع جدیدی از سیستمهای مهاربندی همگرا(CBF) هستند و بیشتر به صورت قطری و شورون(۷و۸) کاربرد دارد و عملا به صورت ضربدری استفاده نمی‌شود. به همین دلیل در این تحقیق ایدهای برای استفاده از این سیستم به صورت ضربدری و مقایسه آن با سیستم مهاربندی تک قطری در دو قاب یک دهنه با ابعاد یکسان تیر و ستون در نرم‌افزار اجزای محدود آباکوس (ABAQUS) برای هر دو شکل مهاربند مدلسازی و برای صحت‌سنجی نرم‌افزار یک نمونه آزمایشگاهی شبیه‌سازی شده‌است. نتایج نشان میدهد که استفاده از سیستم ضربدری طول مهاربند فشاری را کوتاه می‌کند. در نتیجه ابعاد غلاف نسبت به تک قطری کوچکتر می‌شود و تحت بارگذاری چرخه‌ای دارای جذب انرژی بیشتری نسبت به تک قطری می‌باشد.
واژه‌های کلیدی:
مهاربند کمانش‌ناپذیر ضربدری، مهاربند همگرا، سیستم مقاوم جانبی، بارگذاری چرخه‌ای، جذب انرژی
| فهرست عناوین | صفحه |
۱ فصل اول مقدمه ۱
۱.۱ سیستم دیوارهای برشی بتنی ۲
۱.۲ سیستم دیوارهای برشی فولادی ۳
۱.۳ سیستم قابهای خمشی ۳
۱.۴ سیستم مهاربندی فولادی ۴
۱.۴.۱ انواع مهاربندیها ۵
۱.۵ اجزای مهاربند کمانش‌ناپذیر متداول ۶
۱.۶ اهداف و دامنه پژوهش ۷
۲ فصل دوم پیشینه و مرور تحقیقات انجام شده ۸
۲.۱ بررسی عملکرد لرزه‌ای قابهای مهاربندی شده در برابر کمانش ۱۱
۲.۱.۱ معرفی مدلهای مورد مطالعه ۱۱
۲.۱.۲ طراحی قاب ۱۲
۲.۱.۳ اهداف عملکردی ۱۳
۲.۱.۴ معیارهای پذیرش ۱۳
۲.۲ استفاده ازBRB به عنوان میراگر هیسترسیس ۱۵
۲.۲.۱ ارائه نتایج تحلیل ۱۷
۲.۳ میراگر BRB 18
۲.۳.۱ تعیین سختی میراگر ۱۸
۲.۴ مقایسه رفتار مهاربندی های مقاوم در برابر کمانش با مهاربندهای متداول ۲۰
۲.۴.۱ رفتار غیرالاستیک مهاربندها ۲۰
۲.۴.۱.۱ مشخصات مدل های مورد مطالعه و بارگذاری آنها ۲۱
۲.۴.۱.۲ نتایج تحلیل بار فزاینده ۲۱
۲.۵ بررسی ورقهای اتصال در مهاربندهای کمانش‌ناپذیر ۲۳
۲.۵.۱ کمانش ورق و محل حداکثر تنش روی آن ۲۴
۲.۵.۲ مدل سازی قاب فولادی با مهاربند کمانش ناپذیر ۲۶
۲.۶ مزایا و معایب مهاربند کمانش ناپذیز ۲۷
۳ فصل سوم صحت سنجی ۲۹
۳.۱ مشخصات مدل آزمایشگاهی ۳۰
۳.۲ مشخصات نمونه شبیه‌سازی شده ۳۲
۳.۳ مقایسه نمودارها ۳۵
۴ فصل چهارم مدل سازی و طراحی مهاربند کمانش ناپذیر ۳۷
۴.۱ تحلیل پایداری مهاربندهای شکل پذیر ۳۸
۴.۱.۱ تحلیل بر اساس تئوری‌های پایداری ۳۸
۴.۲ معرفی مدل ۴۰
۴.۲.۱ محاسبه طول غلاف ۴۱
۴.۲.۲ مدل المان محدودی در آباکوس ABAQUS 42
۴.۲.۲.۱ تیر و ستون ۴۳
۴.۲.۲.۲ طراحی گاست پلیت ۴۴
۴.۲.۲.۳ هسته مهاربند ۴۷
۴.۲.۲.۴ غلاف ۴۷
۴.۲.۲.۵ صفحه مرکزی در اتصال X شکل ۴۸
۵ فصل پنجم نتایج و بحث و بررسی ۵۰
۵.۱ نمودارهای پوش‌اور نمونه‌های اصلاح شده ۵۶
۵.۲ بارگذاری چرخه‌ای ۶۱
۶ فصل ششم نتیجه‌گیری و پیشنهادها ۶۶
منابع و مراجع ۷۰
۷۳………………………………………………………………………….ABSTRAC
| فهرست اشکال | صفحه |
شکل ۱.۱ رفتارکلی مهاربندمعمولی و مهاربندBRB تحت بارگذاری چرخه‌ای ۵
شکل ۱.۲ اجزای سازندهBRBF 6
شکل ۲.۱ نمودار برش پایه – تغییر مکان بام سازه دارای مهاربندی ضربدری: الف- چهار طبقه ب- شش طبقه ۲۲
شکل ۲.۲ ناحیه ویتمور و تورنتن ۲۴
شکل ۳.۱ مشخصات هندسی مدل ۳۰
شکل ۳.۲ پروتکل بارگذاری مدل ۳۱
شکل ۳.۳ المان پوسته‌ای S4R 32
شکل ۳.۴ پروتکل بارگذاری در آباکوس ۳۴
شکل ۳.۵ مدل شبیه سازی شده ۳۴
شکل ۳.۶ مدل مش بندی ۳۵
شکل ۳.۷ مقایسه نمودارها ۳۶
شکل ۴.۱ رفتار شماتیک عضو مهاربندی ۳۸
شکل ۴.۲ المان مش‌بندی شده تیر ۴۳
شکل ۴.۳ ناحیه ویتمور و تورنتون ۴۴
شکل ۴.۴ المان مش بندی شده صفحه اتصال اولیه ۴۶
شکل ۴.۵ المان مش بندی شده صفحه اتصال ثانویه ۴۶
شکل ۴.۶ المان مش بندی شده هسته ۴۷
شکل ۴.۷ المان مش بندی شده غلاف ۴۸
شکل ۴.۸ المان مش بندی شده صفحه مرکزی اولیه ۴۸
شکل ۴.۹ المان مش بندی شده صفحه مرکزی ثانویه ۴۹
شکل ۵.۱ مدل اولیه تک قطری ۵۲
شکل ۵.۲ مدل اولیه X شکل ۵۲
شکل ۵.۳ نحوه اتصال با صفحه مرکزی ۵۴
شکل ۵.۴ نحوه اتصال با صفحه مرکزی ۵۴
شکل ۵.۵ مدل ضربدری اصلاح شده ۵۵
شکل ۵.۶ مدل تک قطری اصلاح شده ۵۵
شکل ۵.۷ پوش اور مدل تک قطری اصلاح شده ۵۶
شکل ۵.۸ پوش اور مدل X شکل اصلاح شده ۵۶
شکل ۵.۹ کمانش عضو فشاری ۵۷
شکل ۵.۱۰ کمانش در مودهای بالاتر در هسته فولادی ۵۸
شکل ۵.۱۱ اعمال جابهجایی به هسته عضو فشاری ۵۹
شکل ۵.۱۲ اعمال جابهجایی به هسته عضو مهاربندی ۶۰
شکل ۵.۱۳ نمودار پوش اور مدل ضربدری همراه با کمانش هسته در مدهای بالا ۶۰
شکل ۵.۱۴ کمانش هسته در مدهای بالا ۶۱
شکل ۵.۱۵ کمانش هسته در مدهای بالا تحت بارگذاری چرخه‌ای ۶۲
شکل ۵.۱۶ الگوی بارگذاری ATC-24 62
شکل ۵.۱۷ الگوی بارگذاری در آباکوس ۶۳
شکل ۵.۱۸ نمودار هیسترزیس تک قطری ۶۳
شکل ۵.۱۹ نمودار هیسترزیس ضربدری شکل ۶۴
شکل ۵.۲۰ مقایسه نمودار هیسترزیس و پوش اور تک قطری ۶۵
شکل ۵.۲۱ مقایسه نمودار هیسترزیس و پوش اور ضربدری شکل ۶۵
| فهرست جداول | صفحه |
جدول ۳.۱ نتایج آزمایش کشش ۳۱
جدول ۳.۲ مشخصات تنش-کرنش فولاد مصرفی ۳۳
جدول ۴.۱ مشخصات مصالح ۴۲
فهرست علائم
Py مقاومت جاری شدن
Pe مقاومت کمانشی الاستیک
Ω فاکتور اضافه مقاومت
Υ ضریب تنش مجاز
Maxμ شکل پذیری نهایی مهاربند
Cμ شکل‌پذیری تجمعی
σ انحراف معیار
Pbr نیروی مهاربند
Abr سطح مقطع ناحیه تسلیم شونده
α نسبت مقاومت نهایی به حداکثر بار
Kbr سختی محوری مهاربند
Lbr طول هسته مرکزی
E مدول الاستیسیته
brδ کرنش ناحیه تسلیم
εbr تغییر مکان نسبی
R ضریب رفتار
βeef ضریب میرایی
Keff سختی موثر
Δ جابهجایی
be عرض ناحیه ویتمور
فصل اول
مقدمهمقدمه
برای مقابله با نیروی جانبی ناشی از زلزله می‌توان از سیستمهای مختلفی استفاده کرد. تعدادی از آنها که در ساختمانهای معمولی کاربرد دارند عبارت است از:
دیوارهای برشی بتن آرمه[۱]
دیوارهای برشی فولادی[۲]
قابهای خمشی) بتنی و فولادی)[۳]
سیستم مهاربندی[۴]
سیستم دیوارهای برشی بتنی
چنانچه تیر و ستونهای سازه بتنی قابلیت تحمل بارهای ثقلی را داشته اما تحت بارهای لرزه‌ای آسیب‌پذیر باشد، اضافه نمودن دیوار برشی باعث جذب نیروی جانبی لرزه‌ای توسط این دیوارها شده و از اعمال نیروها و تغییر شکلهای لرزه‌ای به تیرها و ستونها جلوگیری می کند. در نتیجه اضافه نمودن تنها دو یا چهار دیوار برشی باعث کاهش آسیب‌پذیری تمامی تیرها و ستونها می‌گردد. البته باید توجه داشت که بعلت سختی زیاد دیوارهای برشی، معمولا نیروهای زیادی در فونداسیون زیر آنها ایجاد می‌گردد که مقابله با آنها مستلزم تقویت شدید فونداسیون موجود و یا اضافه نمودن شمع در پای دیوارهای برشی می‌باشد.
اتصال دیوار برشی به سازه باید به نحوی باشد که بتواند نیروی طبقه را به دیوار منتقل نماید تا دیوار بتواند نیروی زلزله را به خود جذب کند و با سختی خود تغییر شکلهای جانبی ساختمان را کاهش دهد. برای این منظور در تراز سقف‌ها باید اتصالات مناسبی توسط کاشت بولت بین دیوار برشی و دال برقرار گردد. همچنین می‌توان با بهره گرفتن از کاشت بولت در تیر و ستون و پوشاندن این المان‌ها در بتن دیوار برشی انسجام خوبی بین دیوار و سازه موجود برقرار نمود.
سیستم دیوارهای برشی فولادی
این نوع از سیستم مقاوم در برابر بارهای جانبی که بویژه در سه دهه اخیر رواج یافته، برای ساخت سازه‌ها و مقاوم‌سازی و تقویت ساختمانهای قدیمی به کار می‌رود. نکتۀ مثبت این سیستم در تقویت ساختمانهای قدیمی، امکان سرویس دهی ساختمان به دلیل نصب سریع و راحت آن است. از مزایای آن صرفه‌جویی در مصرف فولاد تا حتی %۵۰ ، سادگی اجرا، سرعت نصب و هزینۀ کمتر را می‌توان نام برد. از این سیستم می‌توان هم در سازه‌های فولادی و هم در سازه‌های بتنی استفاده کرد. سختی برشی آن از سایر سیستمهای مقاوم جانبی مثل سیستم مهاربندی و دیوار برشی بتنی، بیشتر بوده و جذب انرژی آن بهتر است.
رفتار آن در برابر کمانش و پس‌کمانش مناسب و بطور کلی از پایداری خوبی برخوردار است. دیوارهای برشی نه تنها برای مقابله با خطراتی مثل انفجار و طوفان مناسب است. بلکه برای مقاومت در برابر نیروهای ناشی از شدیدترین زلزله‌ها هم بهترین سیستم محسوب می‌شود. از بزرگترین و مهمترین خاصیتهای استفاده از این سیستم، صرفه‌جویی قابل ملاحظه در فضا به دلیل کاهش ضخامتها است. بررسی اقتصادی سیستم نشان میدهد که استفاده از آن خصوصاً به جای قابهای خمشی صرفه‌جویی قابل ملاحظه‌ای در مصرف فولاد، به دنبال دارد.
سیستم قابهای خمشی
این اصطلاح زمانی به یک قاب اطلاق می‌شود که در گره‌های موجود در قاب اتصالات مفصلی نداشته و به جای آن، گره‌ها کاملا صلب بوده و در برابر چرخش مقاومت کنند. معمولاً از لحاظ استاتیکی نامعین هستند. اعضای قابهای خمشی رفتاری مثل تیرستونها دارند. البته چرخش کل یک گره با حفظ حالت و زوایای اعضای متصل به آن صورت می‌پذیرد، که مقدار چرخش و پخش لنگر در بین اعضا به سختی اعضای متصل بستگی دارد. گیرداری ستونها، طول مؤثر آنها را کاهش و اجازه میدهد ستونها لاغرتر باشند. به خاطر صلب بودن اتصالات، لنگرها و چرخشهای تیرها هم کاهش می‌یابد. قابهای خمشی به نشست بسیار حساس می‌باشند، زیرا کرنشهای موجود در قاب را تشدید کرده و توزیع تنش در آنها را تغییر میدهد.
اتصالات در قابهای خمشی فولادی به این صورت است که بال اعضاء به طور کامل به بال اعضای دیگر متصل می‌شوند. این کار را می‌توان با جوشکاری یا صحفات پیچ و مهره‌دار انجام داد. و در قاب خمشی بتنی اتصالات بطور یکپارچه با آرماتورهای خمشی پیوسته، اجرا می‌شوند. برش را با بهره گرفتن از قیود لازم کنترل می‌کنند.
سیستم مهاربندی فولادی
قابهای خمشی فولادی در اثر حرکات شدید زمین، تغییرمکانهای زیادی را تجربه می‌کنند و سه مسأله مهم یعنی آسیب‌دیدگی اعضای غیرسازه‌ای، تشدید اثر Ρ-Δ و همینطور ترک‌خوردگی و شکست اتصال تیر به ستون در ساختمانها را به دنبال دارند. به همین دلیل مهندسین به استفاده بیشتر از قابهای مهاربندی شده روی آورده‌اند. مهاربندی به شکل تکی معمولا ظرفیت شکل‌پذیری کمی دارد. رفتار هیسترتیک مهاربندی در کشش و فشار متقارن نیست و در هنگام بارگذاری یک طرفه معمولا مقاومت زیادی از دست میدهند. به خاطر همین رفتار پیچیده، توزیع واقعی نیروهای داخلی و تغییرشکلها با آنچه روش های مرسوم طراحی پیش‌بینی می‌کنند، مغایرت دارد. ساده سازیهای طراحی و ملاحظات اجرایی معمولا موجب می‌شوند که مهاربندیهای بعضی از طبقات بسیار قوی‌تر از آنچه مورد نیاز است و در بعضی طبقات نتایجی نزدیک به اهداف طراحی داشته باشند.
همۀ مسائل گفته شده به اضافه درنظرگرفتن از دست رفتن مقاومت مهاربندی پس از کمانش موجب می‌شوند در یک ساختمان با بعضی از طبقات ضعیف روبرو باشیم که خرابیهای ناشی از زلزله وسایر بارهای جانبی در آنها متمرکز می‌شود که اگر منجر به خرابی کلی نشود، خرابی اعضای غیرسازه‌ای را به دنبال خواهد‌داشت. به همین خاطر از سال ۱۹۹۰ ضوابط طراحی مهاربندها تغییر کرد و البته تحقیقات زیادی برای بهبود وضعیت فوق به خصوص در مورد مهاربندیهای همگرا صورت گرفت. در واقع سیستم مهاربندی متشکل از تیرها و ستون‌هایی است که با اعضایی فولادی و با اتصالاتی مفصلی به هم متصل شده‌اند تا در در برابر نیروهای جانبی مقاومت کنند.
انواع مهاربندیها
به طور کلی مهاربندها را می‌توان به مهاربندیهای هم‌محور که در آنها فقط اعضای مهاربند به کشش یا فشار می‌افتند و مهاربندهای برون‌محور که در آنها قسمتهایی از سازه هم به برش یا خمش افتاده و در باربری دخیل می‌شوند، تقسیم کرد. و اما از اشکال مختلف آن که متداول هستند می توان به مهاربندیهای زانویی یا شورون، ضربدری، قطری تقسیم کرد.
قابهای مقاوم در برابر کمانش [۵](BRBF) نوع جدیدی از سیستمهای مهاربندی هستند. با توجه به جلوگیری از کمانش مهاربند، همان طور که در شکل ۱-۱ نشان داده دارای چرخه‌ی متقارن انرژی می‌باشند.
شکل ۱.۱ رفتارکلی مهاربندمعمولی و مهاربندBRB تحت بارگذاری چرخه‌ای
ضوابط طراحی (BRBF)هنوز در هیچ یک از آیین نامه‌های معتبر دنیا به‌طور کامل پوشش داده نشده است. با این وجود پیشنهادهایی دردستور العملFEMA-450 و نیز بخش لرزه‌ای آیین نامه AISC برای طراحی این قابها مطرح شده‌است.
اجزای مهاربند کمانش‌ناپذیر متداول
شکل ۱.۲ اجزای سازندهBRBF [۱]
- قطعه جاری شونده‌ی محصور شده: این قطعه میتواند مستطیلی، صلیبی و … باشد. به دلیل اینکه این قطعه برای جاری شدن تحت بار سیکلیک طراحی می‌شود، فولاد نرمه که شکل پذیری بیشتری را از خود نشان میدهد کاربرد بیشتر دارد.
- قطعه الاستیک محصور شده: این قطعه معمولا دارای مساحت بزرگتری نسبت به هسته مرکزی می‌باشد تا از پاسخ الاستیک آن اطمینان حاصل شود. این امر میتواند با عریض کردن هسته فولادی میسر گردد. همچنین برای افزایش مساحت استفاده از سخت‌کننده جوش شده به هسته فولادی بلامانع است. این قسمت در بعضی از مهاربندهای کمانش‌ناپذیر وجود ندارد.
- قطعه الاستیک محصور نشده: این قطعه ادامه قطعه الاستیک محصور شده می‌باشد که مهاربند را به اتصال صفحه اتصال ( گاست پلیت) وصل می‌کند. در طراحی این قطعه باید به کمانش موضعی آن و تسهیل نصب و جدا کردن این مهاربند توجه شود.
- مصالح جداکننده و انبساطی: مصالح لغزنده‌ای که به طور موثری انتقال برش بین هسته فولادی و ملات را حذف کنند و یا به حداقل برسانند. موادی مثل لاستیک، پلی اتیلن، روغن سیلیکون، نوار ماستیک و …… از جمله این مواردند.
اهداف و دامنه پژوهش
بررسی و مرور مقالات و گزارش ها نشان میدهد، مهاربندهای کمانش‌ناپذیر عمدتا به شکلهای قطری و شورون مورد استفاده قرار می‌گیرند. در نتیجه مطالعات بسیار وسیعی روی آنها شده‌است. در فصل دوم بخشی از این مطالعات بیان می‌شود. در پژوهش حاظر ایدهای برای طراحی مهاربند کمانش‌ناپذیر به شکل ضربدری با بهره گرفتن از صحفه صلب در وسط اتصال اجزای مهاربند و مقایسه رفتار مهاربند قطری با آن بیان می‌گردد. برای مدلسازی از نرم افزار اجزای محدود آباکوس (ABAQUS) استفاده شده. در فصل سوم مدل آزمایشگاهی مطالعه شده برای صحت‌سنجی نرم‌افزار، در فصل چهارم طراحی مدل ضربدری و قطری، فصل پنجم بحث و بررسی و فصل ششم نتیجه‌گیری و پیشنهادها مطرح می‌گردد.
فصل دوم
پیشینه و مرور تحقیقات انجام شدهپیشینه و مرور تحقیقات انجام شده
هرچند که در طول سال‌های متمادی، روش‌های ساخت و طراحی سازه‌ها گسترش یافته‌است. اما همچنان اثر زلزله از مهمترین مشکلات طراحی ساختمانها در مناطق لرزه‌خیز می‌باشد. مهاربندهای معمولی در مقابل بارهای جانبی زمین‌لرزه یا نیروی باد دچار تغییرشکلهای جانبی زیادی می‌شوند. در صورتی که این تغییرشکلها از حد معینی زیادتر شود، موجب بروز خرابی سازه‌ای و غیر سازه‌ای شده ایمنی و یکپارچگی سازه به خطر می‌افتد. خرابی تحت اثر P-Δ تشدید شده و تغییر شکلهای مخرب افزون‌تر می‌گردد. برای مقابله با چنین تغییرشکل‌هایی انواع مختلف المان‌ها و سیستم‌ها در قابهای فولادی به کار برده می‌شوند.
المانهای قطری در مهاربندهای هم‌مرکز معمولی علی‌رغم اینکه سختی و مقاومت سازه را افزایش میدهند، اما استهلاک انرژی قابل توجهی را در حین زلزله نشان نمی‌دهند. رفتار پس‌کمانشی ضعیف، زوال سختی و مقاومت و خستگی سیکل کم مشکل عمده و اساسی در عملکرد اعضای فشاری است. وقتی کمانش اتفاق می‌افتد سختی جانبی به شدت افت کرده و پایداری قاب کاهش یافته، باعث خرابی شدید در اعضای سازه‌ای و غیرسازه‌ای شده و در پاره‌ای موارد باعث فرو ریختن سازه می‌گردد.
بدین ترتیب مهاربندهای معمولی دارای ظرفیت شکل‌پذیری محدود و چرخه‌ای نامتقارن انرژی هستند.[۲] برای غلبه بر مشکلات ذکر شده، انواع جدیدی از مهاربندها از حدود سه دهه پیش و برای اولین بار در ژاپن توسط Yashino و همکاران[۳] گسترش یافته‌است. و تکنولوژی این سیستم در سال ۱۹۸۸ به آمریکا منتقل شد، و اولین بار Tremblayو همکاران در سال ۱۹۹۹ آزمایشات تئوری و عملی بر روی مهاربند کمانش‌ناپذیر به منظور استفاده در یک سازه ۴ طبقه در شهر Quebec در کانادا انجام دادند.[۴]
نخستین استفاده از این سیستم در آمریکا در ژانویه سال ۲۰۰۰ یک ساختمان در محوطه دانشگاه کالیفرنیا توسط Clark و همکاران بود.[۵] سپس Sabelli و همکاران در سال ۲۰۰۱ جامعترین مطالعه عددی را بر روی آن انجام دادند[۶]. پس از آن، مطالعات فراوانی بر روی این سیستم انجام شد. از آن جمله می‌توان به آزمایشات Lopez و همکاران در سال۲۰۰۲[۷] Huang , Tsai [8] Merritt و همکاران[۹] اشاره نمود.
این مهاربندها طوری طراحی می‌شوند که در برابر کمانش مقاوم بوده، بنابراین دارای منحنی‌های متقارن تحت بارگذاری‌های چرخه‌ای کششی و فشاری حاصل از تاثیر نیروهای زلزله باشند.[۱۰]
همچنین رفتار سازه را از لحاظ پایداری و قابلیت جذب انرژی بهبود می‌بخشند. تحقیقات تئوری و آزمایشگاهی گسترده‌ای که نشانگر رفتار BRB باشد، طی سال‌های اخیر به قدری رشد نموده و بهینه شده که مستقیما در طراحی ساختمانهای جدید مورد استفاده قرار گرفته. یکی از کاربردهای مهم این نوع مهاربندها، استفاده در پروژه‌های مقاوم‌سازی سازه‌های موجود می‌باشد.
نو بودن مسأله مهاربندهای مقید در برابر کمانش باعث شده‌است، تا ضوابطی برای طراحی آنها در دست نباشد و هنوز اشاره‌ای به آنها در آیین نامه‌های مطرح کمتر یافت می‌شود. در سرزمین ما نیز این کاستی به چشم می‌آید.
وقتی این نوع مهاربندها به صورت مناسب طراحی و جزییات‌بندی شوند، غلاف فولادی نباید هیچگونه نیروی محوری را تحمل کند. برای جلوگیری از کمانش BRBF غلاف فلزی باید برای سختی خمشی روابط صفحه بعد طراحی شوند :[۱۱] و[۱۲]
(۲.۱) Pe /Py >1
(۲.۲) φPe/1.3Py
(۲.۳) Pe/Py >1.5
که در آن Py مقاومت جاری شدن قسمت جاری شونده محصور شده و Pe مقاومت کمانشی الاستیک غلاف فلزی می‌باشد.
بررسی عملکرد لرزه‌ای قابهای مهاربندی شده در برابر کمانش
آفایان منصور قلعه‌نوی، سیدمصطفی شارع، ناصرشابختی[۱۳] درزمینه عملکرد لرزه‌ای این نوع مهاربند در ادامه کارهای انجام شده توسط sabeli [14] تحفیفاتی انجام داده‌اند. در این تحفیفات تعدادی قاب فولادی(BRBF) در طبقات مختلف انتخاب شده و سپس مطابق با آیین‌نامهAISC-2005 تحلیل و طراحی شده‌اند.
در مرحله بعد با انتخاب شتاب نگاشت‌های مناسب و به کمک تحلیل دینامیکی غیرخطی و با توجه به ضوابط دستورالعمل بهسازی به بررسی عملکرد لرزه‌ای قابها در سطوح خطر مورد نظر پرداخته شده. در بخش عملکرد لرزه‌ای چند نمونه مهاربند کمانش‌ناپذیر(BRBF) با اتصالات صلب و ساده تیر به ستون، به کمک تحلیل دینامیکی غیر خطی بررسی شده‌است.
معرفی مدلهای مورد مطالعه
به منظور بررسی عملکرد لرزه‌ای تعداد ۸ قاب ۵ دهانه در طبقات ۶،۹,۱۲ و ۱۵ و با دو نوع اتصال ساده و صلب تیر به ستون انتخاب شده‌است. ارتفاع طبقات ۲.۳ متر و طول دهانه ۴ متر می‌باشد. اتصالات پای‌ستون گیردار فرض شده‌است. در هر قاب ۲ دهانه با آرایش قطری مهاربندی می‌شود. بارگذاری مطابق با مبحث ۶ آیین نامه ایران انجام شده‌است.[۱۵] در تیرها و ستونها از فولاد ۳۷ST با حداقل تنش تسلیم۲۴۰۰= Fy استفاده شده‌است. حد بالای تنش مجاز نیز مطابق با دستورالعمل بهسازی ساختمانهای موجود برابر با ۲۶۴۰ Fy=فرض شده‌است. سازه‌ها با اهمیت متوسط در منطقه‌ای با خطر نسبی بسیار زیاد و خاک نوع۳ مطابق با استاندارد ۲۸۰۰ایران انتخاب شده اند. [۱۶]
طراحی قاب
تحلیل لرزه‌ای قابها به روش استاتیکی معادل و با بهره گرفتن از طیف بازتاب استاندارد ۲۸۰۰ ایران انجام شده‌است. از آنجا که ضوابط و پارامترهای لرزه‌ای طراحی این قابها در آیین نامه‌های داخلی موجود نیست، لذا از ضوابط پیشنهادی بخش لرزه‌ای آیین‌نامه فولاد آمریکاAISC -2005 [17] ونیز دستورالعمل۴۵۰-FEMA [18] استفاده شده‌است. مطابق با این آیین‌نامه ضریب رفتارBRBF با اتصال ساده تیر به ستون۷=R ضریب تشدید تغییرمکان ۵.۵=dC و فاکتور اضافه مقاومت ۲=Ω توصیه گردیده است. درحالت اتصال صلب تیر به ستون نیز این مقادیر بترتیب ۸=R، ۵Cd= و ۵.۲=Ω ارائه شده‌است. مقادیر ضریب رفتار و همچنین ضریب تشدید تغییرمکان بدون در نظر گرفتن ضریب تنش مجاز Υ و برای طراحی در حالت حدی بیان شده‌است. همچنین قابهای صلب مورد مطالعه مطابق با ۲۰۰۵-AISC در دسته قابهای دوگانه قرار نمی‌گیرد. و نیازی به اعمال ضوابط طراحی این قاب ها برای مدلهای مورد بررسی وجود ندارد. در طراحی مهاربندها طول هسته جاری شونده ۷.۰ طول کل آنها -بین دو نقطه عملکرد مهاربند-و سختی موثر مهاربند۴.۱برابر سختی محاسبه شده با لحاظ هسته مهاربندی به تنهایی فرض شده‌است.
این دو فرض در بسیاری از کاربردهای عملی صادق است. [۲۰و۱۹] تیرها و ستونها در دهانه مهاربندی شده به روش حدی و با توجه به بیشترین نیرویی که از طرف مهاربند به آنها وارد می‌شود طرح می‌گردند. تیرها و ستونهای خارج از دهانه‌های مهاربندی شده نیز برای ترکیب بارهای معمول آیین نامه و نیز ترکیب بارهای ویژه طراحی می‌شوند. در طراحی تیرها از مقاطع IPE استفاده شده‌است.
اهداف عملکردی
ارزیابی عملکرد لرزه‌ای قابها با توجه به دستورالعمل بهسازی در سطح خطر ۱ انجام شده‌است. سطح خطر ۱ بر اساس احتمال رویداد ۱۰ درصد در ۵۰ سال تعیین می‌شود. این سطح خطر با عنوان زلزله طراحی(DBE) معادل با سطح خطر استاندارد ۲۸۰۰ ایران می‌باشد. مطابق با دستورالعمل بهسازی اگر سازه در سطح خطر یک، عملکرد ایمنی جانی را برآورده سازد هدف بهسازی مبنا تامین می‌شود.[۲۱]
معیارهای پذیرش
معیارهای پذیرش تیرها و ستونها با توجه به ضوابط دستورالعمل بهسازی بررسی می‌شود. اما معیارهای پذیرش مهاربندها ونیز تغییر مکانهای نسبی مجاز طبقات بدلیل عدم وجود ضوابط آیین‌نامه‌ای، با توجه به مطالعات آزمایشگاهی انجام شده توسط فانستوک و همکاران مورد[۲۲] ارزیابی قرار می‌گیرد.
maxµ تقاضای شکل‌پذیری نهایی مهاربند است. که با تقسیم تغییرشکل نهایی مهاربند در نقطه عملکرد سازه بر تغییرشکل تسلیم آن به دست می‌آید.
Cµ تقاضای شکل‌پذیری تجمعی BRB که با تقسیم مجموع تغییر شکل پلاستیک بر تغییر شکل تسلیم مهاربند به دست می‌آید.
نتایج به دست آمده از تحقیق انجام شده به شرح زیر می‌باشد:
۱-به منظور تخمین دقیقتر تغییرمکان نهایی سازه، استفاده از ضریب Cd=R برای تشدید تغییر مکانهای الاستیک سیستم پیشنهاد می‌شود.
۲- بررسی مدلها در سطح خطر ۱ نشان دهنده تجاوز مقادیر تغییرمکان نسبی طبقات و نیز شکل‌پذیری بیشینه مهاربندها نسبت به مقادیر مجاز پیشنهاد شده بالاخص در تراز ارزیابی میانگین بعلاوه انحراف معیار پاسخ ها µ+σ است. به نظر می‌رسد، برای کنترل تغیرمکان‌های نسبی طبقات و بالا بردن سختی جانبی قابها نیاز به ضوابط سخت‌گیرانه‌تری باشد.
۳- بررسی‌ها نشان دهنده تجاوز مقادیر ضریب اضافه مقاومت از مقادیر ذکر شده در آیین‌نامه است. البته با توجه به اینکه اجزای قاب در دهانه مهاربندی برای بیشینه نیروی وارد از طرف سیستم طراحی می‌شود مطابق با AISC 2005 نیازی به اعمال ترکیب بارهای ویژه برای این اجزا نیست.
۴- بررسی معیارهای پذیرش دستورالعمل بهسازی در سطح خطر۱(در سطح ارزیابی متوسط پاسخ ها) بر روی مدلها، نشان دهنده عملکرد مناسب تیرها، مهاربندها و ستونهای کنترل شونده توسط تغییر شکل و برآوردن سطح عملکرد ایمنی جانی توسط آنها می‌باشد. با این وجود درصد قابل توجهی از ستونهای کنترل شونده توسط نیرو، روابط مربوط به این نوع ستونها را ارضا نمی‌کنند و در نتیجه این قابها در برقراری هدف بهسازی مبنا، یعنی ارضای عملکرد ایمنی جانی در سطح خطر۱، دچار مشکل هستند. البته ستونهای قابهای ساده عملکرد بسیار مناسبتری در مقایسه با قابهای صلب از خود نشان میدهند و با کمی اغماض، برخی از آنها عملکرد ایمنی جانی در سطح خطر ۱را برآورده می‌نمایند.
۵-بررسی‌ها نشان دهنده دقت مناسب تحلیل ظرفیتی انجام شده در برآورد نیروی محوری ستونها است. با این وجود یکی از دلایل عملکرد نامناسب ستونهای کنترل شونده توسط نیرو بالاخص در قابهای صلب، عدم دقت تحلیل الاستیک انجام شده در برآورد لنگر خمشی ستونها می‌باشد.
استفاده ازBRB به عنوان میراگر هیسترسیس
مبانی اصلی عملکرد این میراگر، جلوگیری از وقوع کمانش هسته فولادی به منظور امکان وقوع پدیده تسلیم فشاری در آن و در نتیجه امکان جذب انرژی در این عضو از سازه می‌باشد. هدف از این امر آن است که نیروی مهاریندی فقط توسط هسته فولادی تحمل شود[۲۳].
رفتار قابهای دارای مهاربندهای کمانش‌ناپذیر به رغم مشابهت ظاهری، تفاوت زیادی با قابهای مهاربندی متداول هم‌محور دارد. با بهره گرفتن از مهاربندهای کمانش‌ناپذیر شکل‌پذیری بالا می‌رود، مود شکننده موجود در سیستم مهاربندی هم‌محور به مود شکل‌پذیر تبدیل می‌شود. مقدار نیروی طراحی حاصل از روش استاتیک معادل در سیستم هم‌محور متعادل به میزان قابل توجهی بیش از سیستم مهاربندی کمانش‌ناپذیر می‌باشد[۲۴].
این امر باعث غیراقتصادی بودن آن در مقایسه با سیستم مهاربند کمانش‌ناپذیر می‌گردد. در مقایسه با سیستم مهاربندهای ۷ و ۸ نیز باید گفت نیروی نامتعادل وارد بر تیر در سیستم مهاربندهای ۷ و ۸ در سیستم کمانش ناپذیر وجود ندارد. از آنجا که اساس عملکرد میراگرهای هیسترزیس تغییر شکلهای ایجاد شده در فولاد می‌باشد، مبانی طراحی سازه‌های دارای سیستم مهاربندهای کمانش‌ناپذیر مشابه با مبانی طراحی قابهای دارای مهاربند خارج از محور می‌باشد[۲۵].
بنابراین از روش استاتیک معادل در برآورد نیروی طراحی قابهای دارای مهاربند خارج از محور که در استاندارد ۲۸۰۰ ارائه گردیده‌است، می‌توان در برآورد نیروی طراحی قابهای دارای این سیستم استفاده نمود. بعد از تعیین بارهای وارد بر سازه و تحلیل قاب تحت آنها، مقدار نیروی ایجاد شده در مهاربند(Pbr) مشخص می‌شود. بنابراین سطح مقطع مورد نیاز برای ناحیه تسلیم شونده مهاربند برابر است با[۲۶]:
(۲.۴) α Abr=
که α را بین یک و نسبت مقاومت نهایی به حداکثر بار ناشی از تحلیل در اعضایی که بار مهاربند به آنها منتقل می‌شود - مانند ستونها - می‌توان در نظر گرفت. مقادیر بزرگتر این ضریب، سختی و قابلیت جذب انرژی سیستم را بالا می‌برد. Fy برابر با مقاومت تسلیم هسته فولادی مهاربندی می‌باشد. ضریب۱.۲۵ به علت در نظر گرفتن پدیده سخت شوندگی کرنشی در فولاد می‌باشد. به عبارت دیگر سایر اجزای قاب باید به گونه‌ای طراحی شوند، که در حالت نهایی نیز در محدوده الاستیک باقی بمانند. زیرا به سبب افزایش نیروی مهاربندهای کمانش‌ناپذیر در اثر پدیده سخت شوندگی کرنشی فولاد، مقدار نیروی ایجاد شده در مهاربندها در حالت نهایی بیش از مقاومت تسلیم آنها خواهد بود.
بنابراین با در نظر گرفتن این ضریب از عدم تسلیم سایر اجزا قاب تا پایان رخداد زلزله اطمینان خاطر کسب می‌گردد. چون سطح مقطع هسته مرکزی به میزان قابل توجهی از سطح مقطع ناحیه انتهایی اتصال کوچکتر است، اکثر تغییر مکانهای الاستیک و همچنین پلاستیک در این ناحیه رخ میدهد با توجه به این امر سختی محوری هر مهاربند کمانش‌ناپذیر برابر است با:
(۲.۵) Kbr=
Lbr طول هسته مرکزی و Eمدول الاستیسیته مصالح فولادی هسته می‌باشد. همچنین کرنش محوری ناحیه تسلیم شونده برابر است با رابطه ۲-۶ که در آن δbr تغییر شکل محوری مهاربند می‌باشد.
(۲.۶) ɛbr=
می‌توان با کاهش Lbr بر مقدار سختی مهاربند افزود و در نتیجه از مقدار تغییرمکان نسبی طبقه کاست. همانطورکه رابطه بالا نشان میدهد، این امر مستقل از مقاومت مهاربند صورت می‌گیرد. این خصوصیت از این نظر که به طراح آزادی عمل زیادی میدهد، بسیار قابل توجه می‌باشد. همچنین امکان انتخاب مقاومت فولاد و سطح مقطع مهاربند نیز بر آزادی عمل طرح می‌افزاید.
ارائه نتایج تحلیل
در این طرح از آنالیز استاتیکی غیرخطی به همراه جزئیات آیین نامه ۳۵۶Fema برای مشخصات مفاصل پلاستیک استفاده شده‌است. یک قاب ۳ طبقه به ارتفاع طبقات ۳ متر و دهانه ۴ متر و بار ثقلی ۳تن بر متر بر روی دهانه تیرها به همراه سیستم باربر جانبی مهاربند BRB مفاصل پلاستیک اعضای ستون و مهاربندهای ساختمان مذکور در دو انتهای اعضا مدل شده‌است.
در طرحی اعضای این قاب از آیین نامه ۲۸۰۰ به همراه ضریب رفتار ٧=R که توسط محققین توصیه شده استفاده گردیده‌است. در طراحی سعی شده‌است، ابعاد و ضخامت مقاطعBRB در ارتفاع تغییر کند تا در ارتفاع جذب انرژی یکنواخت‌تری داشته باشیم.
مشخصات مفاصل پلاستیک مهاربندهایBRB در قسمت فشاری همانند قسمت کششی مهاربند می‌باشد.
نتایج به دست آمده از تحقیق انجام شده به شرح زیر می‌باشد:
مهاربندهای BRB در مقایسه به قابهای خمشی و سیستمهای استهلاک انرژی از درصد میرایی بالایی برخوردارند. و آنها را می‌توان به عنوان نوعی میراگر هیسترزیس تلقی کرد. ضمن اینکه علاوه بر درصد میرایی بالای این سیستم‌ها حدود ۲۲ الی ۲۴ درصد در کنترل جابهجایی نسبی ( (Driftنیز نقش بسیار قابل توجهی داشته و نقایص بسیاری از میراگرها و قابهای خمشی را پوشش میدهد.
میراگر BRB
طول هسته مرکزی در میرایی انرژی اعضا تاثیر به سزایی دارد. بنابراین BRB میتواند به عنوان یک میراگر برای زوال نیروی انرژی داخلی مخصوصا زمانی که به عنوان فیوز همراه با مهاربند در قاب مورد استفاده قرار می‌گیرد ساخته‌شود. اصلاح BRB به وسیله کوتاه کردن طون آن به دلیل این که همانند میراگرهای معمول که در طول اعضای مهاربند استفاده می‌شود عمل می‌کند، میراگر BRB نامیده می‌شود[۲۷].
تعیین سختی میراگر
میراگر BRB معادل با میراگر ویسکوزکه چوپرا[۲۸] تعیین کرده و ضریب میرایی آن را به دست آورده که این ضریب معادل با ضریب میرایی BRB و از رابطه زیر به دست می‌آید.
(۲.۷) βeff=
(۲.۸) Keff=
Keff سختی موثر در یک سیکل، صورت کسر بیشترین نیروها در کشش و فشار و مخرج کسر بیشترین جابهجایی در کشش و فشار هستند. باید یادآوری شود این شاخص دمپینگ برای میراگر BRB یک ایده و برای سیستم غیر خطی کاملا تقریبی می‌باشد.[۲۹]
دو پارامتر مهمی که در طراحی میراگر BRB باید مد نظر داشت، یکی طول کوتاه برای میرایی انرژی و دومی رویداد کاهش سیکل خستگی، که می‌بایست بین این دو تعادل باشد. این میراگرها باید طوری طراحی شوند که ساختشان آسان باشد. طوری که از نظر اقتصادی مقرون به صرفه باشند. هم اینکه در هنگام وقوع زلزله عملکرد مناسب داشته باشند. قسمت‌های دیگر مهاربند باید صلب باشد به طوری که نباید انتظار تحمل کمانش و یا تسلیم را از آنها داشته باشیم.
اتصال مهاربند شامل میراگر BRBبه تیرو ستون باید از نوع مفصلی باشد، چون که اگر اتصال مفصلی نباشد در اثر نیرو یک خمش قابل توجه در مهاربند ایجاد می‌شود. بنابراین در اتصال صلب احتمال بالای ایجاد کمانش وجود دارد.
مساحت زیر نمودار هیسترسیس مقدار انرژی جذب شده (دفع شده) المان را نشان میدهد. میراگر BRB باید مکانیزم دفع انرژی با تغییر شکل پلاستیک را فراهم کند. سطح کل حلقه‌ها در منحنی هیسترزیس برای دست آوردن میزان جذب انرژی محاسبه می‌شود. اگر درطراحی مهاربند، دفع انرژی نسبت به فاکتورهای دیگر در الویت قرار گیرد ممکن است جواب نامتعادل پیش بینی نشده‌ای دهد که بسیار خطر‌ناک می‌باشد.
به این دلیل که اگر میراگر شکسته شود زوال نیرو به طور مؤثر درسازه انجام نمی‌شود و قابها که در اتصالات آسیب‌پذیر هستند ممکن است تحمل افزایش نیروی جانبی نداشته باشند.
مقایسه رفتار مهاربندی های مقاوم در برابر کمانش با مهاربندهای متداول
مقایسه‌ای بین رفتار سازه‌های دارای مهاربندی معمولی با در نظرگرفتن مقاومت پس‌کمانش و مهاربندیهای مقاوم در برابر کمانش توسط آقایان بهروز عسگریان[۶] و ناصر امیر حصاری[۷]مورد مطالعه قرار گرفته‌است. مقایسه رفتار مهاربند معمولی و مهاربند مقاوم در برابر کمانش با در نظرگرفتن یک هندسه مشخص و مهاربندیهای مختلف شامل مهاربندیX ، تک فشاری، سازه‌های ۴ تا ۱۲ طبقه در دو حالت مدل شده‌اند و تحلیل بار فزاینده برروی آنها انجام گرفته‌است. با توجه به تحلیل‌های صورت گرفته، منحنی برش پایه -تغییر مکان بام هر دو نوع مدل بایکدیگر مقایسه، مشخص گردید مهاربندهای مقاوم در برابرکمانش ظرفیت بیشتری نسبت به مهاربندهای معمولی دارا هستند.[۳۰]
رفتار غیرالاستیک مهاربندها
رفتار غیرالاستیک مهاربندها تا حد زیادی تابع لاغری آنها است، رفتار مهاربندهایی عادی در کشش و فشار متفاوت است و مقاومت آنها در فشار نسبت به کشش کمتر است. با بزرگتر شدن نسبت لاغری مقاومت فشاری محوری کاهش می‌یابد و منحنی‌های رفتار سیکلیک لاغرتر می‌شوند. بطور کلی اثرات نامطلوب کمانش مهاربندها را می‌توان به شرح زیر خلاصه کرد: [۳۰]
۱-هنگامی که عضو مهاربندهای تحت فشار به کمانش افتد، ناگهان درصد زیادی از بار محوری آن به عضو بادبندی کششی منتقل می‌شود. این امر میتواند سبب شود که تنش در این عضو بیشتر از حد مجاز شود.
۲-به علت تغییرمکان جانبی عضو تحت فشار، چرخش انتهائی اعضا زیاد شده و این امر میتواند باعث فروریختگی اتصال شود.[۳۱]
مشخصات مدل های مورد مطالعه و بارگذاری آنها
یک پلان مربع شکل، به طول ١۵ متر که در هر راستا دارای سه قاب می‌باشد انتخاب گردیده و سیستم مهاربندی در هر دو راستا در دهانه‌های کناری فرض شده‌است. ارتفاع هر طبق۲.۳ متر می‌باشد و دهانه باربر ۵ متر و فاصله قابها نیز ۵ متر لحاظ شده است. در این مدلها، مهاربند در دهانه میانی قرار داده شده‌است. مهاربندهای ضربدری، تک قطری در ساختمانهای۴ -۶- ۸- ۱۰- ۱۲ طبقه مورد استفاده قرار گرفته‌اند. محل احداث پروژه تهران و خاک زمین از نوع II فرض گردید. جهت بارگذاری ساختمانها از استاندارد۵۱۹[۳۲] و ویرایش دوم استاندارد۲۸۰۰ استفاده شده‌است. بار مرده طبقات با فرض سقف تیرچه بلوک و حائل‌های داخلی بصورت تیغهcm 10با آجر سفال برای طبقات ۶۵۰ کیلوگرم بر مترمربع می‌باشد. کاربری ساختمانها مسکونی در نظر گرفته و بارزنده ۲۰۰کیلوگرم بر مترمربع منظور شده. [۳۰]
نتایج تحلیل بار فزاینده
با بهره گرفتن از این روش مناسب و دقیق می‌توان اطلاعات ارزشمندی را بدست آورد که به کمک آنالیزهای استاتیکی یا دینامیکی نمی‌توان به آنها دست یافت. موارد زیر را به عنوان نمونه از مزایای این روش می‌توان برشمرد:
۱ تعیین قسمت‌های بحرانی، که در آنها انتظار می‌رود نیاز شکل‌پذیری زیاد بوده و باعث تمرکز نیرو بر روی اتصالات شود.
۲ بدست آوردن حد نهائی و نسبی شرایط المانهای سازه‌ای، شرایط اتصالات، سختی غیرسازه‌ای و شرایط پی[۳۳]
در این بخش یک نمونه از نمودار مربوط به برش پایه در برابر تغییر مکان بام آورده شده. منحنی آورده شده در دو قسمت یکی مربوط به مدلسازی مهاربندی معمولی و دیگری مربوط به مدل مهاربندی مقاوم در برابر کمانش می‌باشد. مدل رفتاری اعضاء برای مهاربندهای معمولی، مدل پس‌کمانشJain [34]می‌باشد.
بدین ترتیب که عضو پس از کمانش مقاومت و سختی خود را از دست میدهد. اما در مدل اعضاء مقاوم در برابر کمانش مقاومت عضو کاهش نمی‌یابد و سختی آن نیز با توجه به سخت شدگی کرنشی کاهش می‌یابد. در این منحنی خط ممتد که با علامت اختصاریOBF معرفی شده مربوط به مدلهای دارای مهاربندی معمولی است و خط چین که با علامت اختصاریBRBF معرفی شده مربوط به مهاربندهای مقاوم در برابر کمانش می‌باشد. [۳۰]
شکل ۲.۱ نمودار برش پایه – تغییر مکان بام سازه دارای مهاربندی ضربدری: الف- چهار طبقه ب- شش طبقه[۳۰]
نتایج به دست آمده از تحقیق انجام شده به شرح زیر می‌باشد:
۱ ظرفیت نهائی مهاربندهای مقاوم در برابر کمانش از مهاربندهای معمولی بیشتر است.
۲ شیب قسمت خطی و یا به عبارتی سختی طبقات منطبق است که این امر صحت مدلسازی انجام شده را بیان می‌کند.
۳ همچنین در بسیاری از حالات ظرفیت تغییر مکان حداکثر در حالت مهاربندی مقاوم در برابر کمانش نسبت به مهاربندی معمولی بیشتر است. البته نتایج بدست آمده با فرض رفتار پس‌کمانش اعضاء مهاربندی با مدل Jain می‌باشد.
بررسی ورقهای اتصال در مهاربندهای کمانش‌ناپذیر
این نوع مهاربندها هم در کشش و هم در فشار تسلیم می‌شوند. لیکن اتصالات آنها تحت فشار قبل از آنکه به حد تسلیم برسند، کمانش می‌کنند. برای جلوگیری از کمانش زودرس و افزایش ظرفیت اتصالات در برابر نیروی فشاری مهاربند به بررسی رفتار یک قاب یک دهانه - یک طبقه با مهاربند کمانش ناپذیر به روش المان محدود پرداخته شده‌است. در این بررسی آفایان chung-che chou و pei-jin chen [35]. در تایوان و در ادامه مطالعات آن ها آفایان جلال اکبری[۸] وعبدالرحیم حسنوند[۹] در ایران به بررسی عملکرد ورق اتصال مهاربند کمانش ناپذیر پرداخته‌اند[۳۶].
ابتدا نتایج عددی با داده‌های آزمایشگاهی اعتبار سنجی شده‌اند و سپس مطالعات پارامتری روی آن انجام گرفته‌است. برای اعتبار سنجی نتایج و مطالعات پارامتری، از نرم‌افزار المان محدود ABAQUS با در نظر گرفتن مصالح بکار رفته در قاب استفاده شده‌است. در ادامه با افزایش ضخامت ورق و هسته مهاربند و افزودن سخت‌کننده ها به لبه آزاد ورق و همچنین استفاده از جفت ورق بجای ورق تکی ظرفیت فشاری ورق تا حد قابل قبولی افزایش می‌یابد. تحلیل به کار رفته در مدل به صورت تحلیل بار افزون)Pushover) غیر خطی می‌باشد.
مهاربند BRB به عنوان سیستم مهاربندی که وظیفه تحمل بارهای جانبی ناشی از زلزله بر عهده دارد. هسته فولادی این مهاربند و بتن اطراف آن باعث می‌شود، که مهاربند هم در کشش و هم در فشار تسلیم شود، این رفتار مهاربندها سبب می‌شود که علاو ه بر تحمل بارهای رفت و برگشتی زیاد ناشی از زلزله، همچنین باعث ناچیز شدن نیرو نامتعادل در وسط دهانه قاب می‌شود.
تنها ایراد اساسی این مهاربندها اتصالات آنهاست، زیرا تحت نیروی فشاری مهاربند، قبل از رسیدن به حد تسلیم، کمانش می‌کنند و در واقع فلسفه کمانش‌ناپذیری زیر سؤال می‌رود. مطابق نتایج آزمایش‌های قبلی‌که بر روی نحوه اتصال مهاربند به ورق انجام شده است، مشاهده می‌شود، عملکرد سه نوع اتصال پیچ، پین و جوش برای افزایش ظرفیت باربری ورق و همچنین جلوگیری از کمانش خارج از صفحه آن تقریباً با هم‌یکسانند.[۳۷]
کمانش ورق و محل حداکثر تنش روی آن
ورقی که برای اتصال مهاربند به تیر و ستون بکار می‌رود، از نوع ورقهایی است، که در مهاربندهای معمولی بکار می‌رود. در این سیستم مهاربندی دو قسمت از ورق که تحت بیشترین تنشها ناشی از نیروی فشاری قرار دارند ناحیه ویتمور[۳۸ ] و ناحیه تورنتن[۳۹] می‌باشند. ناحیه ویتمور ناحیه‌ای با زاویه ۳۰ درجه بین اولین و آخرین پیچی است، که برای اتصال مهاربند به ورق بکار می‌رود. و تورنتن، ناحیه‌ای است که از انتهای ناحیه ویتمور تا محل اتصال ورق به تیر و ستون می‌باشد.
شکل ۲.۲ ناحیه ویتمور و تورنتن[۳۵]
براساس نظریه تورنتن این ناحیه از ورق همانند یک ستون لاغر است، که برای تعیین نیروی کششی و فشاری آن بترتیب دو رابطه (۹.۲) و (۱۰.۲) را پیشنهاد کرده‌است.
رابطه نیروی فشار ورق مطابق فرمول کمانش ستون می‌باشد.
(۲.۹) P y Gusset =Fy be t Py Brac
(۲.۱۰) Pcr Gusset= Pmax
(۲.۱۱) Lc= max{ L1, L2, L3 }
be عرض ناحیه ویتمور، t ضخامت ورق، Fy تنش تسلیم فولاد و k ضریب طول مؤثر ناحیه تورنتن است. در صورتیکه ورق کمانش خارج از صفحه داشته باشد، ۲=K و اگر از کمانش خارج از صفحه ورق جلوگیری شود،.۶۵ ۰=K در نظر گرفته می‌شود.
براساس تحقیقاتی که توسط آیکن، تسای و همکاران[۴۰و۴۱] بر روی اتصالات صورت گرفته‌است، نشان داده شده، که در اثر کمانش خارج از صفحه قاب، ورق قبل از آنکه به ظرفیت فشاری نهایی خود برسد در راستای قطر)محل انتهای اتصال مهاربند به ورق ( کمانش می‌کند. در نتیجه برای اطمینان از پایداری اتلاف انرژی عضو BRB لازم است که ظرفیت محوری ورق از مهاربند بیشتر باشد.
مدلسازی قاب فولادی با مهاربند کمانش‌ناپذیر
قاب یک دهانه – یک طبقه با تمام جزئیات در نرم افزار المان محدودABAQUS مدلسازی شده‌است. که در آن، ستون از نوع CFT(Concrete Filled Tube) و هسته مهاربند از دو سپری تشکیل شده که چهار قوطی اطراف آنرا احاطه کرده‌است.
ضخامت سخت‌کننده ها در لبه کناری ورق ۸ میلیمتر، ضخامت ورق ۱۳ میلیمتر و ضخامت هسته BRB 10 میلیمتر می‌باشد، که توسط ده پیچ به ورق مرکزی و کناری وصل شده. برای تمام مقاطع فولادی بکار رفته در مدل، از فولاد ST 37 بصورت دو خطی استفاده شده‌است. معیار تسلیم مناسب برای مصالح فولادی معیار فون میسز می‌باشد. این معیار مناسب‌ترین معیار برای مصالح شکل‌پذیر است.
با اعمال بار استاتیکی افزاینده به وسط بال فوقانی تیر و یک نقص اولیه ناچیز برای کمانش خارج از صفحه قاب، یک جابجایی افقی درقاب بوجود می‌آید، که باعث می‌شود یک مهاربند تحت کشش و دیگری تحت فشار قرار گیرد. در مهاربند تحت فشار، به علت سختی دورانی کم اتصالات، کمانش خارج از صفحه در ورق رخ میدهد، که این کمانش خاج از صفحه ورق تحت بار ۸۰۵ کیلو نیوتن می‌باشد. در نتیجه برای جلوگیری از کمانش ورق و همچنین افزایش نیروی فشاری تصمیم گرفته شد، که با افزایش ضخامت ورق و هسته مهاربند و افزودن سخت‌کننده ها به لبه آزاد ورق و همچنین استفاده از جفت ورق بجای ورق تکی ظرفیت فشاری ورق تا حد قابل قبولی افزایش داده‌شود. در ادامه تاثیر افزایش ضخامت ورق و هسته مهاربند، اضافه کردن سخت‌کننده‌ها و تاثیر استفاده از زوج ورق بر ظرفیت باربری ورق مورد بررسی قرار گرفته شده‌است.
نتایج به دست‌آمده از تحقیق انجام شده به شرح زیر می‌باشد:
۱- در صورتی که در اتصالات، ورق تکی استفاده شود، حداکثر ضخامتی که برای ورق می‌توان در نظر گرفت، باید برابر حداکثر ضخامت جان یا بال، تیر و ستون باشد.
۲- استفاده از سخت‌کننده‌ها در تمام طول لبه آزاد ورق، علاوه بر جلوگیری از کمانش خارج از صفحه ورق، موجب افزایش نیروی فشاری آن نیز می‌شود.
۳- استفاده از زوج ورق، موجب افزایش نیروی فشاری ورق می‌شود، لیکن اگر زوج ورق با ضخامت زیاد در نظر گرفته شود، تحت نیرو فشاری، سبب کمانش بال تیر می‌شود و همچنین اگر ضخامت زوج ورق کم باشد، زوج ورق دچار کمانش خارج از صفحه می‌شود.
مزایا و معایب مهاربند کمانش ناپذیر
در مقایسه مهاربندهای BRBF با قابهای خمشی و مهاربندهای هم‌محور، این نوع مهاربندها مزایای زیر را به همراه دارند[۱] :
سختی جانبی الاستیک بالای مهاربندهایBRB در تحریکات ضعیف زمین در مقایسه با قابهای خمشی، ارضاء محدودیت تغییرمکان نسبی ( Drift) آیین نامه ها را تسهیل می‌کند.
مهاربندهایBRB کمانش نامطلوب بادبنهای هم‌محور را حذف کرده و به همین سبب استهلاک انرژی بیشتر و پایدارتری را در زمین لرزه‌های قوی فراهم می‌کنند.
مهاربندهایBRB اگر به وسیله اتصالات پیچی به گاست پلیت متصل شوند از لحاظ اقتصادی قیمتهای مربوط به جوشکاری کارگاهی به همراه نظارت آنرا حذف می‌کنند.
مهاربندهای BRB مانند یک فیوز سازه‌ای قابل تعویض عمل می‌کنند که خرابی را در المانهای سازه‌ای دیگر کمینه کرده و قابلیت تعویض بعد از زلزله‌های بزرگ را دارا می‌باشد.
مهاربندهای BRB یک طراحی انعطاف‌پذیر را به سبب سهولت در تنظیم سختی و مقاومت پدید می‌آورند. علاوه بر این مدل کردن رفتار سیکلیک BRB در آنالیزهای غیرخطی به سادگی میسر است.
در طرف مقابل مهاربندهایBRB معایب زیر را به دنبال دارند :
مهاربندهای BRB در انحصار شرکتهای خصوصی قرار دارند.
اگر در ساختن هسته مرکزی از فولادهایی با بازه مقاومت جاری شدن وسیع استفاده شود، نیروهای اضافه‌ای به سازه اعمال می‌شود.
نصب کارگاهی این نوع مهاربندها از نصب مهاربندهای هم‌محور به دقت بیشتری نیاز دارد.
ممکن است تغییرشکلهای ماندگار بزرگ در مهاربندهای کمانش‌ناپذیر تحت زلزله‌های بزرگ اتفاق بیفتد. چون این سیستم از مکانیزم بازدارنندگی برخوردار نیست. نیاز به ارائه معیارهایی برای تشخیص خرابی و تعویض مهاربندهای کمانش‌ناپذیر است.
فصل سوم
صحت سنجی
برای صحت سنجی نرم‌افزار یک نمونه مهاربند که در آزمایشگاه مورد آزمایش قرار گرفته‌است، Component tests of buckling-restrained braces with unconstrained length[42]
توسط نرم‌افزار آباکوس شبیه‌سازی و نمودار هیسترزیس آنها با هم مقایسه شده‌است.
مشخصات مدل آزمایشگاهی
مهاربند BRB با هسته مرکزی H شکل و غلاف خارجی، برای کاهش هزینه ساخت در حد فاصل هسته و غلاف از ملات استفاده نشده‌است. سطح مقطع عرضی هسته در کل طول هسته ثابت می‌باشد. فولاد مصرفی SS400 با مقاومت تسلیم ۲۴۰ مگاپاسگال و ابعاد هسته H-100*100*6*8 به طول ۵.۲ متر شرایط تگیه‌گاهی انتهایی مهاربند مفصلی می‌باشد.
شکل های ۳-۱ و ۳-۲ مشخصات هندسی و بارگذاری مدل را نشان میدهند.
شکل ۳.۱ مشخصات هندسی مدل
شکل ۳.۲ پروتکل بارگذاری مدل
جدول ۳-۱ نتایج آزمایش کششی بر روی نمومه را نشان میدهد. برای مدلسازی از این تنشها استفاده شده‌است.
جدول ۳.۱ نتایج آزمایش کشش
| نسبت تنش تسلیم به نهاییMpa | مقاومت نهاییMpa | تنش تسلیمMpa | |
| ۰.۷۲ | ۴۶۵ | ۳۳۵ | غلاف |
| ۰.۷۳ | ۴۹۴ | ۳۶۰ | جان هسته |
| ۰.۷۰ | ۴۷۷ | ۳۳۵ | بال هسته |
مشخصات نمونه شبیه‌سازی شده
از نرم‌افزار اجزای محدود آباکوس( ABAQUS 6-13-4 ) برای شبیه‌سازی استفاده شده.
المان SHELL از نوع ( S4R (four-node shell element از میان المانهای موجود در برنامه آباکوس برای مدلسازی نمونه انتخاب شده‌است. S4R یک المان چهار گره‌ای با انحنای دو طرفه با انتگرال‌گیری کاهش یافته.[۴۳] در شکل ۳-۳ نشان داده شده‌است.
شکل ۳.۳ المان پوسته‌ای S4R
مصالح فولادی به کار رفته در مدلها به صورت ایزوتروپیک می‌باشند. مقدار مدول الاستیسیته برای تمام المان‌ها ۲۰۰ گیگا پاسگال، ضریب پواسون ۰.۳ و چگالی ۷۸۵۰ کیلوگرم بر متر مربع در نظر گرفته شده. مدل شامل ۳ قسمت : هسته، غلاف و صفحه‌های انتهایی (END PLATE) در دو طرف مدل می‌باشد.
مشخصات تنش-کرنش فولاد مصرفی هر قسمت در جدول۳-۲ آمده‌است:
جدول ۳.۲ مشخصات تنش-کرنش فولاد مصرفی
| تنش تسلیم | تنش نهایی | کرنش پلاستیک | |
| صفحه انتهایی(SM490) | ۳۵۱.۶۵۳ Mpa | ۵۲۰.۹۰۰ Mpa | ۰.۰۶۰۴۲۳ |
| غلاف(SS400) | ۳۳۵ Mpa | ۴۶۵ Mpa | ۰.۱ |
| جان هسته(SS400) | ۳۶۰ Mpa | ۴۹۴ Mpa | ۰.۱ |
| بال هسته(SS400) | ۳۳۵ Mpa | ۴۷۷ Mpa | ۰.۱ |
برای تحلیل دینامیکی غیر خطی از روش آنالیز صریح[۱۰] استفاده شده و اثرات غیر خطی هندسی نیز با فعال کردن Nlgeom در برنامه در نظر گرفته شده‌است. سطوح تماس بین هسته و غلاف با تعریف Interaction از نوع Contact و رفتار مکانیکی بدون اصطحکاک Frictionless شبیه‌سازی می‌شود. شرایط انتهایی دو سر مدل همانند دستگاه آزمایش دو سر مفصل دارای جابهجایی چرخه‌ای طبق پروتکل بارگذاری آزمایشگاه نشان داده‌شده در شکل۳-۴ در راستای محور Z می‌باشد. سایز مش‌ها برای همه المان‌ها ۰۶.۰ در نظر گرفته شده. شکل ۳-۵ و ۳-۶ مدل شبیه‌سازی و مش‌بندی توسط نرم‌افزار را نشان میدهد.
شکل ۳.۴ پروتکل بارگذاری در آباکوس
شکل ۳.۵ مدل شبیه سازی شده
شکل ۳.۶ مدل مش بندی
هرچقدر سایز مش‌ها ریزتر باشد آنالیز وقت گیرتر و در عوض دقیقتر انجام می‌شود.
مقایسه نمودارها
نمودار هیسترزیس نمومه آزمایشگاهی به صورت نقطه چین و نمودار نمومه شبیه سازی شده به صورت خطی در شکل ۳-۷ نشان داده شده‌اند.
شکل ۳.۷ مقایسه نمودارها
مشاهده می‌شود که تقریبا نمودار هیسترزیس نمومه آزمایشگاهی و مدل شبیه‌سازی شده با نرم‌افزار شبیه هم می‌باشند، این امر صحت مدلسازی را نشان میدهد. بنابراین با اطمینان از عملکرد نرم‌افزار مدلهای اصلی که مهاربند کمانش‌ناپذیر قطری و ضربدری شکل می‌باشد، مدلسازی شده و در فصل بعد به طور کامل شرح داده شده‌است.
فصل چهارم
مدل سازی و طراحی مهاربند کمانش ناپذیرطراحی مهاربند کمانش ناپذیر
طراحی و ساخت قابها با مهاربند شکل‌پذیر هم‌مرکز بر اساس جلوگیری از کمانش عضو مهاربندی، قبل از جاری شدن آن در فشار می‌باشد، یعنی با یک رفتار مشابه در کشش و فشار به جاری شدن برسند، در شکل ۴-۱ [۴۴] رفتار عضو مهاربندی قبل و بعد اصلاح نمایش داده شده‌است.
الف)قبل اصلاح ب)بعد اصلاح
شکل ۴.۱ رفتار شماتیک عضو مهاربندی
تحلیل پایداری مهاربندهای شکل پذیر
تحلیل بر اساس تئوری‌های پایداری
برای تحلیل کمانش اویلر، بار بحرانی برای یک عضو فشاری (هسته فولادی مهاربند) به قرار زیر می‌باشد:
(۴.۱) Pcr=
که در آن KL طول موثر هسته مهاربند، EIسختی خمشی حول محور ضعیف و nشماره مد کمانشی می‌باشد.
همان طور که از رابطه ۴-۱[۴۵] برمی‌آید، اگر به طریقی بتوان به مدهای کمانشی بالاتر دست یافت تحمل باربری مهاربند سریعا و به صورت مربعی افزایش می‌یابد. بر همین اساس اگر هسته فولادی فوق داخل یک لوله پوشش احاطه شود کمانش‌های مدهای بالاتر روی خواهد داد.
افزایش باربری و در نهایت افزایش بار بحرانی ستون را می‌توان مطابق روابط مقاومت مصالح به دست آورد و مطابق با روش حل معادله کمانش یک تیر-ستون بر بستر الاستیک تحت بار عرضی یکنواخت، به دست خواهد‌آمد.[۴۶]
چنانچه q(x)بارعرضی یکنواخت وارد بر عضو مهاری، EIcoreسختی هسته فولادی وEImantel سختی خمشی ملات و لوله پوشش نهاییی(غلاف) حول محور ضعیف باشد رابطه‌های زیر قابل استخراج می‌باشد:
(۴.۲) (EI)mantel==q(x)
(۴.۳) ۰=+ +-(EI)mantel=+ (EI)core
با حل معادله دیفرانسیل فوق بار بحرانی مهاربند شکل‌پذیر به صورت رابطه زیر است:
(۴.۴) Pcr-DB= [(EI)core+(EI)mantel]
از آنجا که کمانش حول محور ضعیف هسته فولادی مهاربند بسیار کمتر از غلاف پوششی می‌باشد، از سختی حول محور ضعیف مهاربند صرف نظر می‌شود، بنابراین بار بحرانی مهاربند(هسته فولادی+پوشش) وابسته به بار بحرانی پوشش نهایی غلاف می‌شود:
(۴.۵) Pcr-DB=
K=1)برای اتصال مفصلی،k=2برای اتصال صلب (در یک طراحی مناسب برای مهاربند شکل‌پذیر بار تسلیم هسته فولادی خیلی کمتر از بار بحرانی کل مهاربند در رابطه۴-۵ می‌باشد در نتیجه انتظار می‌رود هسته مهاربند در کشش و فشار به تسلیم برسد. بنابراین:
(۴.۶) (Py core)=(σyA)≤Pcr-DB
رابطه ۴-۵ نیروی بحرانی مهاربند مقاوم نیروی کمانشی اویلری غلاف را نشان میدهد. بر این اساس پایداری کلی مهاربند تضمین می‌شود که نیروی کمانشی اویلری غلاف بیش از نیروی تسلیم هسته مرکزی باشد. (رابطه ۴-۶ )
معرفی مدل
در این تحقیق دو نوع مهاربند کمانش‌ناپذیر قطری و ضربدری شکل در قابهای یکسان یک دهنه یک طبقه برای هر دو مدل با ستونهای ۵۰۰ IPE با طول۳ متر و تیر۴۰۰ IPEبه طول ۴ متر استفاده شده است.
فولاد مصرفی ST-37 با تنش تسلیم۲۴۰ و مدول یانگ ۱۰۵×۲ مگاپاسگال ابعاد و مشخصات مقطع هسته مهاربند برای هر دو مدل همان ابعاد مدل آزمایشگاهی معرفی شده در فصل ۳ در نظر گرفته شده. برای محاسبه طول غلاف با مشخص بودن نیروی محوری وارد بر مهاربند Py (σyAcore) با بهره گرفتن از رابطه ۴-۶ طول غلاف به دست می‌آید.
محاسبه طول غلاف
مدل تک قطری:
در این مدل ابعاد غلاف و هسته شبیه مدل آزمایشگاهی و طول غلاف از رابطه ۴-۶ به دست می‌آید.
هستهmm : H-100*100*6*8
غلاف: ۱۱۲*۱۱۲*۵mm □
Acore= 2.104×۱۰-۳ m2
Itube=×a ۳t = ۴.۶۸×۱۰-۶ m2
Pcr = و Py= 240×۱۰۶×۲.۱۰۴×۱۰-۳ = ۵۰۴۹۶۰ N
Pcr≥Py l≤۴.۲۸ فرض میکنیم l= 3.5
طول غلاف را ۵.۳ و طول هسته مهاربند را ۵.۴ متر در نظر میگیریم.
مدل ضربدری شکل:
برای مدل ضربدری(x) شکل با ثابت بودن نیروی وارده Py به قاب در نتیحه ثابت نگه‌داشتن ابعاد هسته، و نصف در نظر گرفتن طول غلاف ابعاد غلاف را به دست می‌آوریم.
L=3.5÷۲=۱.۷۵
Py=504960 N
Pcr = I ≥ .۷۸۴ ×۱۰-۶ m2
ضخامت تیوب را ۰۰۲/. و ابعاد آن را ۱۰۶/. متر در نظر می گیریم. بنابراین ممان اینرسی غلاف در مدل x شکل :
I=2 /3 ×(۰.۱۰۶)۳×۰.۰۰۲=۱.۵×۱۰-۶
مشاهده می‌شود در مدل ضربدری شکل با یکسان در نظر گرفتن نیروی وارده به مهاربند و نصف شدن طول غلاف نسبت به حالت قطری شکل ابعاد و ممان اینرسی غلاف کاهش می‌یابد.
مدل المان محدودی در آباکوس ABAQUS
برای مدلسازی از نرم‌افزار المان محدود ABAQUS 6-13-4 استفاده شده. برای مدل سازی تیر، ستون، هسته و غلاف المان پوسته‌ای (Shell) برای صفحه اتصال و صفحه مرکز اتصال در مدل X شکل المان مکعبی(Solid) به کار رفته‌‌است.
از منحنی تنش-کرنش فولاد ST-37 -در قسمت پلاستیک تنش تسلیم و کرنش پلاستیک به صورت ترکیبی از حالت ایزو تروپیک کینماتیک - استفاده شده. جدول ۴-۱ مشخصات مصالح مصرفی را نشان میدهد.
جدول ۴.۱ مشخصات مصالح
| ۷۸۵۰kg/m3 | چگالی مواد |
| ۰.۳ | ضریب پواسون |
| ۱۰۱۱ ×۲N/m2 | مدول یانگ |
| ۲۴۰Mpa | تنش تسلیم |
| ۳۷۵Mpa | تنش نهایی |
| ۰.۲۰۶۵۹۸Mpa | کرنش پلاستیک |
نوع تحلیل به صورت استاتیکیStatic General انتخاب شده.
سطوح تماس بین المانهای مختلف قاب به دلیل اینکه ترکیبی از المان پوسته‌ای و مکعبی می‌باشد. از نوع Tie تعریف شده یکی از سطوح به Master surface عنوان و سطح دیگر Slave surfacدر نظر گرفته می‌شود.
به عنوان مثال در اتصال بین صفحه اتصال و ستون سطح اصلی ستون(Master surface) و سطح چسبنده ( (Slave صفحه اتصال می‌باشد.
مش‌بندی در نرم افزار آباکوس برای المانهای پوسته‌ای از نوع S4R و برای المانهای مکعبی از نوع C3D8R انتخاب شده. هر چقدر سایز مش‌ها کوچکتر سرعت آنالیز کمتر و دقت آن بیشتر می‌باشد.
تیر و ستون:
ستونهای۵۰۰ IPE با طول ۳ متر و تیر ۴۰۰ IPEبه طول ۴ متر سایز مش‌ها، برای تیر و ستون۰.۰۶ در نظر گرفته شده.
شکل ۴.۲ المان مش‌بندی شده تیر
طراحی گاست پلیت:
به دلیل این که میخواهیم تمام نیرو توسط مهاربند تحمل شود، بنابراین عملکرد قاب باید مفصلی باشد و هیچ نیرویی را تیر و ستون تحمل نکند.
ورقی که برای اتصال مهاربند به تیر و ستون بکار می‌رود، از نوع ورقهایی است که در مهاربندهای معمولی استفاده می‌شود. در این سیستم مهاربندی دو قسمت از ورق که تحت بیشترین تنشها ناشی از نیروی فشاری قرار دارند، ناحیه ویتمور ناحیه‌ای با زاویه ۳۰ درجه بین اولین و آخرین پیچی است که برای اتصال مهاربند به ورق بکار می‌رود. و تورنتن، ناحیه‌ای است که از انتهای ناحیه ویتمور تا محل اتصال ورق به تیر و ستون می‌باشد.
۰.۴
شکل ۴.۳ ناحیه ویتمور و تورنتون[۳۵]
براساس نظریه تورنتن این ناحیه از ورق همانند یک ستون لاغر است، که برای تعیین نیروی کششی و فشاری آن بترتیب دو رابطه (۴-۷)و(۴-۸) را پیشنهاد کرده‌است. رابطه نیروی فشار ورق مطابق فرمول کمانش ستون می‌باشد.
(۴.۷) Py-Gusset =Fybet≥Py brace
(۴.۸) Pcr-Gusset= Ebet≥Pmax
(۴.۹) Lc= max{ L1, L2, L3 }
be عرض ناحیه ویتمور، t ضخامت ورق، Fy تنش تسلیم فولاد و k ضریب طول مؤثر ناحیه تورنتن است. درصورتیکه ورق کمانش خارج از صفحه داشته باشد،۲=K اگر از کمانش خارج از صفحه ورق جلوگیری شود،۰.۶۵ =K در نظر گرفته می شود.
عرض ناحیه ویتمور صفحه اتصال مدل با توجه به این که عرض هسته مهاربند ۰.۱ متر و قسمتی از هسته که به صفحه اتصال جوش شده ۰.۴متر می‌باشد(در شکل ۴-۳ مشخص شده). با به دست آوردن تانژانت زاویه ۳۰ درجه به دست می‌آید:
be=0.23+0.23+0.1 =0.56
Py Brace= 504960N
Fy= 240000000N/m2
۲۴۰۰۰۰۰۰۰× ۰.۵۶ × t ≥ ۵۰۴۹۶۰ t≥ ۳.۷۵ mm
با توجه به نتیجه به دست آمده در بخش ۲-۵-۲ - در صورتی که در اتصالات، ورق تکی استفاده شود، حداکثر ضخامتی که برای ورق می‌توان در نظر گرفت، باید برابر حداکثر ضخامت جان یا بال، تیر و ستون باشد- ضخامت حداکثر جان تیر و ستون ۱۴.۵میلیمتر می‌باشد بنابراین ضخامت صفحه اتصال را ۱۵ میلیمتر در نظر میگیریم.
صفحه اتصال را در نرم افزار با المان مکعبی و اندازه مش‌ها ۰.۰۳ به دو شکل مختلف با توجه به نتابج یه دست آمده که در فصل بعد به طور مفصل شرح داده می‌شود مدل شده.
شکل ۴.۴ المان مش بندی شده صفحه اتصال اولیه
شکل ۴.۵ المان مش بندی شده صفحه اتصال ثانویه
هسته مهاربند:
برای اتصال هسته به صفحه اتصال و صفحه مرکزی، شکافی در دو طرف هسته به عرض ضخامت صفحه اتصال ۱۵ میلیمتر روی جان هسته ایجاد شده. هسته با المان پوسته‌ای و اندازه مش بندی ۰۵.۰ لحاظ شده‌است.
شکل ۴.۶ المان مش بندی شده هسته
غلاف:
محاسبات به دست آوردن طول غلاف در بخش ۴-۱-۲-۱به طور مفصل شرح داده شد. المان غلاف پوسته‌ای و اندازه مش بندی۰.۰۶ در نظر گرفته شده.
شکل ۴.۷ المان مش بندی شده غلاف
صفحه مرکزی در اتصال X شکل:
این صفحه با المان مکعبی و برای آنکه رفتار صلب داشته باشد ضخامت آن را زیاد در نظر میگیریم و اندازه مش۰.۰۳در طی مدلسازی و سعی و خطاهای انجام شده یک سری تغییرات در شکل این صفحه لحاظ شده که در فصل بعد به طور مفصل توضیح داده می‌شود.
شکل ۴.۸ المان مش بندی شده صفحه مرکزی اولیه
شکل ۴.۹ المان مش بندی شده صفحه مرکزی ثانویه
در فصل بعدی به بررسی مدلها و نتایج حاصل شده در هر دو مدل با به دست آوردن نمودارهای پوش‌اور و هیسترزیس می‌پردازیم.
فصل پنجم
نتایج و بحث و بررسینتایج و بحث و بررسی
مدلسازی اولیه با در نظر گرفتن غلاف برای جلوگیری از کمانش کلی طبق ظوابط گفته‌شده در بخش ۴-۱-۲-۱(برای به‌دست‌آوردن طول غلاف)انجام شده‌است. سطح تماس غلاف و هسته برای شبیه‌سازی ماده مابین آنها با تعریف interaction با رفتار بدون اصطکاک تعریف شده.
در مدل تک‌قطری برای اینکه قاب عملکرد مفصلی داشته‌باشد، در اتصال تیر و ستون که عضو مهاری به آنها متصل نیست، بین تیر و ستون فاصله‌ای به اندازه دو سانتیمتر وجود دارد و از نبشی برای اتصال آنها استفاده شده. همچنین در هر دو مدل مرکز هندسی تیر و ستون و هسته هر سه از یک نقطه می‌گذرند.
پای ستونها تکیه‌گاه مفصلی برای هر دو نوع شکل مهاربند مدل شده، و دوران آزاد می‌باشد. مقطع هندسی هستهH شکل و در تمام طول هسته سطح مقطع آن ثابت می‌باشد.
در مدل X شکل صفحه مرکزی به صورت مربعی با ابعاد ۰.۵در ۰.۵متر تعریف و برای اتصال هسته‌ها و صفحه یک شکاف به اندازه ضخامت صفحه در جان هسته‌ها در نظر گرفته شده‌است. همچنین به دلیل وجود صفحه صلب در مرکز اتصالات هسته‌ها کمانش-که غلاف از آن ممانعت می‌کند- یک منحنی در مدل تک قطری به دو منحنی در مدل ضربدری تغییر می‌کند.
شکلهای ۵-۱ و ۵-۲ قابهای مهاربندی شده قطری و ضربدری شکل اولیه را نشان میدهند.
شکل ۵.۱ مدل اولیه تک قطری
شکل ۵.۲ مدل اولیه X شکل
مهاربند ضربدری بدلیل داشتن عضو فشاری وکششی بیشترین نیرویی که تحمل می‌کند می‌بایست، نزدیک به دو برابر مدل تک‌قطری باشد. بعد از آنالیز طبق خروجی نرم‌افزار و نتایج به دست‌آمده، غلاف و ماده مابین به خوبی مدل نشده. بنابراین یکی از راه حل‌ها حذف غلاف، با لحاظ کردن اثر آن- جلوگیری از کمانش مهاربند- می‌باشد.
برای لحاظ کردن اثر غلاف محورهای مختصات محلی برای هر هسته طوری تعریف شده که راستای جان هستهu1، طول هسته u2 و عمود بر این دو u3 باشد و تغییرمکان هسته‌ها در راستای عمود بر هسته) u3=0 ( صفر در نظر گرفته شده‌است.
همچنین طبق نمودارهای پوش‌اور، حداکثر نیروی قابل تحمل مدل ضربدری دو برابر مدل تک قطری نشده در حقیقت مدل ضربدری شکل عملا در فشار کار نکرده‌است. با سعی و خطاهای انجام شده مشخص شد که دلیل این مشکل ضعف در مدلسازی و اتصالات هسته‌ها به صفحه صلب مرکزی می‌باشد. همانطورکه در شکل ۵-۳ نشان داده‌شده ۴ هسته مهاربند در محل اتصال به صفحه مرکزی و اتصال به صفحات اتصال(gusset plate) به درستی متصل نشده و نیرو به طور کامل به هسته‌ها انتقال نمی‌یابد. همین مشکل در مدل تک قطری بین اتصال هسته و صفحه اتصال وجود دارد.
در نتیجه شکل هندسی صفحه مرکزی به صورت مربعی صحیح نمی‌باشد. شکل هندسی صفحه باید به صورتی باشد که راستای جان هسته و اضلاع صفحه با هم زاویه ۹۰ درجه درست کنند، تا این صفحه به خوبی نیرو را انتقال دهد.
شکل ۵.۳ نحوه اتصال با صفحه مرکزی
پس از امتحان کردن اشکال هندسی مختلف صفحه مرکزی این نتیجه حاصل شد، که بهترین شکل صفحه ۸ ضلعی نامنظم می‌باشد. طوری که جان هسته به طور کامل به صفحه چسبیده و راستای جان عمود بر اضلاع صفحه باشد، به این صورت نیرو به درستی منتقل می‌گردد. شکل ۵-۴ صفحه مرکزی اصلاح شده را نشان میدهد.
شکل ۵.۴ نحوه اتصال با صفحه مرکزی
صفحه اتصال نیز در مدل ضربدری برای انتقال بهتر نیرو مثلثی شکل در نظر گرفتیم. مدل نهایی تک قطری و ضربدری شکل در شکلهای ۵-۵ و ۵- ۶ نشان داده شده.
شکل ۵.۵ مدل ضربدری اصلاح شده
شکل ۵.۶ مدل تک قطری اصلاح شده
نمودار های پوش اور نمونه‌های اصلاح شده
برای به دست‌آوردن نمودار پوش‌اور دو روش کنترل نیرو Force contorol و یا کنترل جابهجایی Displacment contorol وجود دارد، که در این مدلسازی از روش کنترل جابهجایی با توجه به دریفت مجاز آیین‌نامه ۲% بیشترین جابهجایی برای مدلها به اندازه ۶ سانتیمتر در جهت مثبت محور طول(X) قاب به بالای دو ستون، وارد می‌شود و نمودار پوش‌اور به دست می‌آید.
شکل ۵.۷ پوش اور مدل تک قطری اصلاح شده
شکل ۵.۸ پوش اور مدل X شکل اصلاح شده
همانطور که از مقایسه نمودارها مشاهده می‌شود، ظرفیت باربری در مدل ضربدری شکل نزدیک دو برابر تک قطری می‌باشد، که نشان میدهد مدل ضربدری هم در فشار کار می‌کند هم در کشش و نیرو به خوبی انتقال می‌یابد. اما با توجه به نمودار پوش‌اور مدل ضربدری شکل و شکل ۵-۹ مهاربند کمانش الاستیک کلی (Fcr<FY) کرده‌است و تا جابهجایی تعریف شده ادامه پیدا نکرده‌است. بنابراین اثر غلاف به درستی اعمال نشده.
شکل ۵.۹ کمانش عضو فشاری
ایده ممانعت از کمانش مهاربند برای فراهم آوردن تسلیم فشاری آن، (بادبند های مقاوم در برابر کمانش) ابتدا توسط یک مهندس هندی به نام بنه سریدها برای جلوگیری از کمانش ستونها و افزایش باربری آنها در هندوستان مورد مطالعه قرار گرفته و با ارائه شکل ۵-۱۰ ثبت شده‌است. [۴۴]
شکل ۵.۱۰ کمانش در مودهای بالاتر در هسته فولادی [۴۷]
بنابراین هسته مهاربند در درون غلاف، کمانش‌های ریزی در مدهای بالای کمانشی دارد.
با توجه به اینکه محور ضعیف طوری قرار گرفته‌است، که کمانش داخل صفحه ایجاد شود، بنابراین کمانش واقعی هسته درون غلاف، را که در مدهای بالاتر ایجاد می‌شود، خودمان دیکته و کمانش خارج از صفحه را بسته‌ایم.
به این صورت که در شکل ۵-۱۱ نشان داده شده است. در مهاربند ضربدری شکل برای هر هسته یک محور مختصات مجزا تعریف کرده و تغییر شکل خارج از صفحه(محورZ) صفرU3=0 در نظر گرفته‌ایم. در مهاربندهای فشاری علاوه بر صفر در نظر گرفتن جابهجایی محور Z برای ایجاد تغییر شکل سینوسی یک سری تکیه‌گاهای جانبی روی هسته تعریف و در وسط این تکیه‌گاه ها تغییر شکلهای مثبت و منفی پشت سر هم در راستای عمود بر طول هسته اعمال میکنیم. این جابهجایی فقط بر مهاربند فشاری اعمال می‌شود و مقدار آن با توجه به فاصله ما بین غلاف و هسته -که در مدلسازی مهاربند با غلاف ۲ سانتیمتر است- ۱ سانتیمتر می‌باشد. در عضو مهاری کششی تنها جابهجایی خارج از صفحه را می‌بندیم.
شکل ۵.۱۱ اعمال جابهجایی به هسته عضو فشاری
همین تغییرات را برای مدل تک قطری اعمال کرده‌ایم. البته مدل تک قطری با توجه به جهت جابهجایی کلی وارده به قاب عضو مهاری در کشش قرار می‌گیرد، کمانه نمی‌کند. بنابراین تغییری در نمودار پوش‌اور آن به وجود نمی‌آید. مگر اینکه تحت بار چرخه‌ای قرار گیرد و عضو مهاری در کشش و فشار قرار گیرد. شکل ۵-۱۲ اعمال جابهجایی به مدل تک قطری را نشان میدهد.
شکل ۵.۱۲ اعمال جابهجایی به هسته عضو مهاربندی
جابهجایی وارد شده در این حالت کمی بیشتر در نظر میگیریم(۸ سانتیمتر) تا رفتار مهاربند به خوبی مشخص شود شکلهای ۵-۱۳و ۵-۱۴ نمودار پوش‌اور و کمانش هسته را نشان میدهد.
شکل ۵.۱۳ نمودار پوش اور مدل ضربدری همراه با کمانش هسته در مدهای بالا
شکل ۵.۱۴ کمانش هسته در مدهای بالا
همانطورکه از نمودار پوش‌اور مشخص می‌شود، مهاربند کمانش کلی داخل صفحه نداشته و علت کاهش یافتن نیروی نهایی،کمانش هسته در مدهای بالاتر(درست مانند آنچه که در واقعیت رخ میدهد)می‌باشد. با توجه به اینکه تنش ایجاد شده در قله موج شکلهای کمانشی(در شکل ۵.۱۴ مشخص شده) بین ۱۶۸ تا ۲۱۱ مگاپاسگال می‌باشد و کمتر از تنش تسلیم یعنی ۲۴۰ مگاپاسگال است بنابراین کمانش الاستیک رخ داده‌است. و اثر غلاف به درستی لحاظ شده‌است.
بارگذاری چرخه‌ای
برای به‌دست‌آوردن نمودار هیسترزیس به دلیل جابهجایی رفت و برگشتی در مدل ضربدری هر ۴ هسته تحت جابهجایی سینوسی قرار می‌گیرند مانند شکل ۵-۱۵. با توجه به الگوی بارگذاری ۲۴ATC- (شکل۵-۱۶) با تحلیل استاتیکی بر روی مدلها نمودار هیسترزیس را به دست‌آورده و با نمودار پوش‌اور مقایسه میکنیم. شکل ۵-۱۷ الگوی بارگذاری در نرم افزار آباکوس را نشان میدهد.
شکل ۵.۱۵ کمانش هسته در مدهای بالا تحت بارگذاری چرخه‌ای
شکل ۵.۱۶ الگوی بارگذاری ATC-24
شکل ۵.۱۷ الگوی بارگذاری در آباکوس
نمودار های هیسترزیس مدلها در شکل های ۵-۱۸ و ۵-۱۹ آورده شده است.
شکل ۵.۱۸ نمودار هیسترزیس تک قطری
شکل ۵.۱۹ نمودار هیسترزیس ضربدری شکل
با توجه به نمودار هیسترزیس مهاربند تک قطری، مشاهده می‌شود مهاربند در فشار دچار کمانش الاستیک (Fcr<Fy) شده و در کشش نیرو(FY) ثابت می‌ماند. طبیعتا به دلیل کمانش نیروی کششی بیشتر از نیروی فشاری می‌باشد. دقیقا همین رفتار از نمونه انتظار می‌رفت.
در مدل ضربدری شکل به دلیل وجود عضو مهاری در کشش و فشار تحت اثر بار سیکلیک مرتبا جای عضو کششی و فشاری تغییر کرده و در طول سیکل‌های مختلف نیروی کششی و فشاری با هم برابر می‌باشد، مهاربند همیشه در کشش کار می‌کند. بنابراین دارای منحنی هیسترزیس متقارن و جذب انرژی مناسب می‌باشد.
در شکلهای ۵-۲۰ و ۵-۲۱ نمودار پوش‌اور و هیسترزیس هر یک از مدلها در یک نمودار آورده شده‌است.
شکل ۵.۲۰ مقایسه نمودار هیسترزیس و پوش اور تک قطری
شکل ۵.۲۱ مقایسه نمودار هیسترزیس و پوش اور ضربدری شکل
از مقایسه نمودار ها مشاهده می‌شود، نمودار پوش اور و هیسترزیس تقریبا بر هم منطبق می‌باشند و اختلافی که وجود دارد ممکن است خطا مدلسازی در بارگذاری چرخه‌ای باشد.
فصل ششم
نتیجه‌گیری و پیشنهادها نتیجه‌گیری و پیشنهادها
۱ مهاربند تک قطری کمانش‌ناپذیر به دلیل کمانش در فشار تحت بارگذاری چرخه‌ای حتما می‌بایست به صورت شورون یا ضربدری به کار برده شود. بعضی مواقع به دلیل محدودیت فضا و مسائل معماری نمی‌توان آن را به صورت شورون در دو دهانه استفاده کرد، بنابراین بهترین راه حل استفاده از مهاربند کمانش‌ناپذیر به صورت ضربدری شکل در یک دهانه می‌باشد.
۲ برای مدلسازی مهاربند کمانش‌ناپذیر ضربدری شکل، ایده قراردادن یک صفحه کاملا صلب در مرکز(محل تقاطع اجزا) مهاربند به شکل چند ضلعی- برای آنکه شکل کمانش کلی مدل ضربدری شکل، که غلاف از آن جلوگیری می‌کند به صورت دو منحنی باشد- مطرح شده. این صفحه صلب انتقال دهنده نیرو، بین اجزای مهاربند می‌باشد، و هیچ نقشی در تحمل نیرو وارد بر مهاربند ندارد.
۳ برای اتصال هسته مهاربند کمانش‌ناپذیر و صفحه مرکزی با توجه به طرز قرار گیری هسته با سطح مقطع Hشکل، ایجاد یک شکاف با عرض مساوی با ضخامت صفحه مرکزی و به طول ۱۵سانتیمتر در جان هسته راه‌حل مناسبی می‌باشد.
۴ طراحی مهاربند بر این اساس است که غلاف به اندازه کافی محکم باشد، تا از کمانش کلی داخل صفحه چه به صورت یک منحنی در تک قطری، یا دو منحنی در ضربدری شکل جلوگیری کند. در مدل ضربدری شکل طبق نتایج به دست‌آمده با نصف شدن طول غلاف و ثابت ماندن نیروی وارده به هسته، ابعاد غلاف نسبت به حالت تک قطری کاهش یافته، بنابراین از لحاظ اقتصادی مرقون به صرفه می‌باشد.
۵ در مدلسازی اجزای محدود با سعی و خطاهای انجام شده طبق نتایج به دست آمده بهترین راه‌حل به دلیل به خوبی مدل نشدن غلاف و ماده بدون اصطکاک ما بین هسته وغلاف، حذف غلاف و لحاظ کردن اثر آن با دیکته کردن کمانش داخل صفحه هسته در مدهای کمانشی بالا و جلوگیری از کمانش کلی مهاربند است.
۶ با توجه به خروجی نرم‌افزار کمانش به صورت موج‌های متعدد سینوسی در حالت الاستیک می‌باشد.
۷ در مدل تک قطری که تنها در یک دهانه استفاده شده تحت بارگذاری چرخه‌ای بر اثر کمانش طول مهاری خیلی کاهش می‌یابد. به همین دلیل در منحنی هیسترزیس بار افت کرده و شکل منحنی نامتقارن می‌شود. نامتقارن بودن منحنی هیسترزیس نشان دهنده جذب انرژی کم مهاربند تک قطری می‌باشد.
۸ در مدل ضربدری شکل تحت بارگذاری چرخه‌ای به دلیل وجود عضو فشاری و کششی دارای منحنی هیسترزیس متقارن و جذب انرژی بالا می‌باشد. از اینرو استفاده از این نوع مهاربند از لحاظ اقتصادی، محدودیت‌های معماری و جذب انرژی مناسب می‌باشد.
پیشنهادها
می‌توان در پژوهش‌های بعدی:
۱ برای مدل‌کردن، علاوه بر اثر غلاف خود غلاف نیز مدل شود.
۲به مطالعه شکل‌پذیری مهاربند ضربدری پرداخته شود.
۳ سختی مهاربند کمانش‌ناپذیر ضربدری با مدل کردن آن به صورت جرم و فنر به دست آورده‌شود.
۴ صفحات اتصال (gusset plate) مهاربند ضربدری شکل و صفحه صلب مرکزی مورد بحث و بررسی قرار گیرد.
۵ ابعاد صفحه مرکزی تغییر کند،-همانند کار انجام شده توسط جناب دکتر صبوری و خانم پاینده‌جو [۴۸]- ابعاد مختلف با یکدیگر مقایسه شود تا تاثیر آن در نتایج مشخص گردد.
منابع و مراجع
| [۱] | Sabelli R, Mahin S, and Chang C, (2003) “Seismic demands on steel braced frame buildings with Buckling restrained Braces” Journal of Engineering Structures, ۲۵, ۶۵۵–۶۶۶ |
| [۲] | Qiang Xie, (2005) “State of The Art of Buckling- Restrained Braces in Asia” Journal of Constructional Steel Research no.61727-748 |
| [۳] | Yoshino T, Kari no Y, (1971) “Experimental study on shear wall with braces: Part 2″.Summaries of technical papers of annual meeting, Vol. 11. “Architectural Institute of Japan, Structural Engineering Section";p. 403–۴ . |
| [۴] | Tremblay, R., Degrange, G., Blouin, J. (June 1999). “Seismic rehabilitation of a four-storey building with a stiffened bracing system.” Proc., 8th Canadian Conference on Earthquake Engineering, Vancouver, B.C. Canadian Association of Earthquake Engineering, Vancouver, B.C. PP. 549-554 |
| [۵] | Clark, P. W., Aiken, I. D., Kasai, K., and Kimura, I. (2000). “Large-scale testing of steel unbonded braces for energy dissipation.”: Proc., structures congress on advanced technology in structural engineering, ASCE, Reston, Va |
| [۶] | Sabelli, R., et al. (2001). “Investigation of the Nonlinear Seismic Response of Special Concentric and Buckling Restrained Braced Frames and Implications for Design.” Report to EERI, FEMA/EERI Professional Fellowship Report. |
| [۷] | Lopez, W., Gwie, D., Saunders, M., and Lauck, T. (2002), “Lessons Learned from Large-Scale Tests of Unbonded Braced Frame Subassemblage.” Proc., SEAOC 71st Annual Convention. |
| [۸] | Tsai, K.C. and Huang, Y.C. (2002). “Experimental responses of large scale buckling restrained braced frames.” Center for Earthquake Engineering Research (CEER), National Taiwan University, Taipei, Taiwan. Report R 01-03 |
|
[۹] [۱۰] [۱۱] [۱۲] [۱۳] [۱۴] |
Merritt, S., Uang, C.-M., Benzoni, G. (2003). “Subassemblage testing of core brace buckling-restrained braces.” Report TR-2003/01, Structural Systems Research Projects, Department of Structural Engineering, University of California, San Diego, Calif. Kumar G.R, Kumar S.R, and Kalyanaraman V, (2009) “Behavior of frames with Non-Buckling bracings under earthquake loading”. Journal of constructional steel research, ۶۳, ۲۵۴-۲۶۲ Jinkoo Kim, Hyunhoon Choi, (2008) “Behavior and design of structures with buckling-restrainedbraces” Department of Architectural Engineering, Sungkyunkwan University, Chunchun-dong, Jangan-gu, 440-746 Suwon, South Korea Tsutomu Usami, Zhihao Lu and Hanbin Ge, (2008) “A seismic upgrading method for steel arch bridges using buckling-restrained braces” Department of Civil Engineering; Nagoya University; Chikusa-ku; Nagoya 464-8603; Japan منصور قلعه نوی، سیدمصطفی شارع، ناصر شابختی ”بررسی عملکرد لرزه ای قاب های مهاربندی شده مقاوم در برابر کمانش با بهره گرفتن از تحلیل دینامیکی غیر خطی“ Sabelli, R. Mahin, S. and Chang C. (٢٠٠٣)“Seismic demands on steel braced frame buildings with Buckling restrained Braces” Journal of Engineering Structures, ٢۵, ۶۵۵–۶۶۶. |
| [۱۵] | ”مقررات ملی سا ختمان- مبحث ششم- بارهای وارد بر ساختمان“/دفتر تدوین و ترویج مقررات ملی ساختمان،(۱۳۹۲) |
| [۱۶] | ”آیین نامه طراحی ساختمانها در برابر زلزله- استاندارد ۲۸۰۰ ، ویرایش سوم،“ مرکز تحقیقات مسکن،۱۳۸۴ |
| [۱۷] | AISC. ٢٠٠۵. Seismic provisions for structural steel buildings, Chicago. |
| [۱۸] | FEMA ۴۵٠ (٢٠٠۴). ٢٠٠٣ “NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulations for New Buildings and Other Structures” Part١: Provisions, prepared by the Building Seismic Safety Council for the Federal Emergency Management Agency, Washington, D.C. (FEMA Publication No. ۴۵٠) |
| [۱۹] | Sabelli, R. Mahin, S. and Chang C. (٢٠٠۶) “Seismic demands on steel braced frame buildings with Buckling restrained Braces”. Journal of Engineering Structures, ٢۵, ۶۵۵–۶۶۶. |
| [۲۰] | A. Lopez, W., Sabelli, R. (٢٠٠۴) “Seismic Design of Buckling-Restrained Braced Frame”, Steel Tips, Structural Steel Educational Council. |
| [۲۱] | ”دستورالعمل بهسازی لرزه‌ای ساختمانهای موجود“/دفتر امور فنی تدوین معیارها- سازمان مدیریت و برنامه ریزی کشور،۱۳۸۵ |
| [۲۲] | Fahnestock, L.A., Sause, R., and Ricles, J.M. (٢٠٠٧) “Seismic Response and Performance of Buckling- Restrained Braced Frames.” Journal of Structural Engineering |
| [۲۳] | Jinkoo Kim, Hyunhoon Choi,2010)“Behavior and design of structures with buckling-restrained braces” Department of Architectural Engineering, Sungkyunkwan University, Chunchun-dong, Jangan-gu, 440-746 Suwon, South Korea |
| [۲۴] | Tsutomu Usami, Zhihao Lu and Hanbin Ge, 2010 “A seismic upgrading method for steel arch bridges using buckling-restrained braces” Department of Civil Engineering; Nagoya University; Chikusa-ku; Nagoya 464-8603; Japan |
| [۲۵] | R. T. Ranf CEE 513: Advanced Steel Design Winter 2006“ Analysis and design comparison between unbounded and conventional bracing”, |
| [۲۶] | Min Lang Lin, Keh-Chyuan Tsai, Po-Chien Hsiao, and Cheng-Yu Tsai(2009) “Compressive behaviour of buckling-restraint brace gusset connection” |
| [۲۷] | s Masoud Mirtaheri, Ali Gheidi, Amir Peyman Zandi, Pejman Alanjari, Hamid Rahmani Samani (2012) “Experimental optimization studies on steel core lengths in buckling restrained brace” K.N.Toosi University of Technology, Department of Civil Engineering, Tehran, Iran |
| [۲۸] | Chopra AK(2001) “theory and applications to earthquake engineering. . Dynamics of structures” ۲nd ed. New Jersey: Prentice Hall |
| [۲۹] | Uriz P, 2005 “Towards earthquake resistant design of concentrically braced steel structures”. Doctoral dissertation. Berkeley: Structural Engineering, Mechanics and Materials, Department of Civil and Environmental Engineering, University of California; December |
| [۳۰] |
بهروزعسگریان، ناصر امیر حصاری” مقایسه رفتار مهاربندی های معمولی و مهاربندی های مقاوم در برابر کمانش تحت تحلیل بار فزاینده“ ، |
| [۳۱] | R Sebelli, S. Mahin, C. Chang, 2003 “Seismic demands on steel braced frame buildings with buckling-restrained braces” Engineering Structures, |
| [۳۲] | استاندارد۵۱۹ حداقل بارهای وارده بر ساختمانها و ابنیه فنی“ ” |
| [۳۳] | M. Bruneau, C. M. Uang, A. Whittaker,(1998) “Ductile Design of Steel Structures”, Mcgraw-Hill, |
| [۳۴] | Jain.Uang CM.9998 “Establishing R (or Rw) and Cd factor for building seismic provision”. Journal of Structure Engineering;117(1):19_28 |
| [۳۵] | Chung-Che Chou_, Pei-Jin Chen2010 “Compressive behavior of central gusset plate connections for a buckling-restrained braced frame” |
| [۳۶] | جلال اکبری ، عبدالرحیم حسنوند ۲۰۱۳ ”بررسی عددی رفتار ورقهای اتصال در مهاربندهای کمانش ناپذیر“ |
| [۳۷] | Fahnestock LA, Sause R, Ricles JM.,(2007) “Seismic response and performance of BRBFs”.Journal of Structural Engineering. |
| [۳۸] | Whitmore, R.E. (1952). “Experimental Investigation of Stresses in Gusset Plates”, Bulletin No.16,EngineeringExperiment Station, University of Tennessee. |
| [۳۹] | Thornton WA, Kane T(1999) “Design of connections for axial, moment, and shearforces”. In: Handbook of structural steel connection design and details. NewYork: McGraw-Hill . |
| [۴۰] | Tsai KC, Hsiao BC.(2010), “Pseudo-dynamic tests of a full scale CFT/BRB” framePart II: Seismic performance of buckling-restrained braces and connections.Earthquake Engineering and Structural Dynamics .- |
| [۴۱] | Aiken ID, Mahin SA, Uriz P,(2008). “Large-scale testing of BRBFs”. In: Proceedings ofJapan passive control symposium |
| [۴۲] | Young K. Ju a,1, Myeong-Han Kimb, Jinkoo Kimc, Sang-Dae Kima 2012 “Component tests of buckling-restrained braces with unconstrained length” |
| [۴۳] | Hibbitt, Karlsson and Sorensen, Inc., 2006 “ABAQUS User´s Manual,Version 6.6″, Pawtucket, RI,. |
| [۴۴] | محمد قاسم وتر، علیرضا رضائیان ۲۰۱۳ “رفتار لرز های، تحلیل و طراحی قابهای با مهاربندی هم مرکز شکل پذیر براساس نتایج آزمایشگاهی” |
| [۴۵] | S.P.Timoshenko &Gere, 1985″Theory of elastic stability"McGraw-Hill, |
| [۴۶] | Black C.,Makris N.,Aiken I.2004 ” Component testing, stability analysis and characterization of buckling restrained braces"PEER,sept |
|
[۴۷] [۴۸] |
Sridhara,B.N. 2000″Sleeved Column as a BasicCompression member” Intternational Conference on Steel Structures &Space Frames,Singapore SAEID SABOURI-GHOMI AND BARASH PAYANDEHJOO 2009 “Investigating the effect of stiffness and strength of each component on overall stiffness and strength of yielding damped braced core(YDBC) “ |
ABSTRACT
Braced frame are used as lateral resisting system most commonly in steel structures to withstand earthquake’s force. One of weak point bracing system is buckling of members in pressure bracing that result in capacity of load-bearing to be reduced. now a days with improvement of technology and using from buckling-restrained brace this problem has been solved. These frames are a new type of braces converge(CBF). practical usages buckling resistant frame are diagonal bracing and chevron admittedly, X-brace shape is not used so fundamentall, there is idea in this research to utilize from this system in shape of X-brace and compared to single diagonal bracing system in two frames and one that with equal size of beam and column for both of shapes have been modeled using the finite element computer program ABAQUS. laboratory sample’s modeled for software verification. It is concluded that the use of the cross X-brace system that makes the compression short tube size is smaller than the diameter of a single BRB and Absorb more energy during cyclic loading.
Keyword
X-buckling-restrained brace, Bracing converge, lateral resisting system, Cyclic loading, Energy absorption
SADRA INSTITUTE OF HIGHER EDUCATION
Title
The crossover behavior of buckling-resistant braces
By
Sima mohammadi
Supervisor
Dr Saeid sabouri
Supervisor
Dr Hamidreza ashrafi
Reinforced Concrete Shear walls ↑
Steel Shear walls ↑
Rigid Frames ↑
Bracing System ↑
کارشناس ارشد زلزله دانشکده عمران دانشگاه صنعتی خواجه نصیرالدین طوسی ↑
استادیار مهندسی عمران، دانشگاه ملایر، دانشکده مهندسی عمران و معماری ↑
کارشناسی ارشد عمران – سازه ↑
Dynamic,Explicit ↑
