مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) (ترجمه به صورت ناقص انجام شده است)

فشار یکنواخت p0 = 1MPa بر روی کل سطح هر پوسته‌ی بیضوی کاسینی اعمال شده است. در این مورد، مقدار اختصاصی حاصل از تجزیه و تحلیل انشعابی الاستیک خطی به طور مستقیم با بار کمانش خطی مطابقت دارد، در حالی که مقدار طول قوس حاصل از تجزیه و تحلیل غیر خطی الاستیک برابر بار بار کمانش غیرخطی است. سه نقطه فضایی برای هر یک از مدل‌ها برای جلوگیری از حرکات بدنه‌ی صلب، که همانند CCS2013 [28] به صورت زیر است: Uy = Uz = 0، Ux = Uy = 0، Uy = Uz = 0. این شرایط مرزی منجر به محدودیت بیش از حد به علت فشار یکنواخت اعمال شده، نشد.

علاوه بر این، برای تجزیه و تحلیل غیر خطی الاستیک، حالت‌ خاص به دست آمده از تجزیه و تحلیل الاستیک خطی انشعابی مربوط به مدل کامل، ارائه شده است، که به طور گسترده برای ارزیابی محافظه کارانه‌ی ظرفیت حمل بار از پوسته‌ی دورانی در مرحله طراحی اولیه مورد استفاده قرار گرفته است [ 27، 29]. نسبت عیوب به نسبت ضخامت دیوار، 0.4 بود. جدول 1 و شکل 2 و 3 نتایج حاصل از محاسبات عددی را ارائه می‌دهد.

3. نتایج و بحث
3.1 تجزیه و تحلیل انشعاب الاستیک خطی
رفتار کمانش الاستیک خطی پوسته‌های بیضوی کاسینی اساساً تحت تاثیر شاخص شکل، kc قرار می‌گیرد. همانطور که در جدول 1 و 2 نشان داده شده است، بار کمانش خطی، pLBA، برای اولین بار به صورت یکنواخت با افزایش شاخص شکل به علت کاهش انحنای اوجی (نصف النهاری) کاهش می‌یابد. این مشاهدات شبیه به مطالعات قبلی انجام شده در مورد کمانش پوسته‌های بیضوی کاسینی در محدوده 0.9kc ≤ ≤ 0.6 است [6]. به طور قابل توجهی پس از یک نقطه‌ی عطف (kc = 0.9)، افزایش قابل توجهی در بار کمانش دیده می‌شود، احتمالا به این دلیل است که رفتار کمانش پوسته‌های بیضوی کاسینی در این محدوده عمدتاً توسط دو پوسته کوچک متقارن تعیین می‌شود. انحنای مریدین این پوسته‌های کوچک به سرعت با شاخص شکل افزایش می‌یابد. با این وجود، برخی از نوسانات بار کمانش مشاهده شد، احتمالاً به دلیل انحنای گاوس منفی وسط ناحیه‌ی اتقال که دو پوسته کوچک را به هم متصل می‌کرد، بود. نوسانات مقایسه‌ا‌ی نیز در یک مطالعه‌ی قبلی یافت شد [6].

حالت کمانش خطی پوسته‌های بیضوی کاسینی در محدوده 0.9kc < ≤ 0 یکسان بود و شکل تعدادی از امواج پیرامونی (n) همراه با یک نیم موج طولی (m = 1) که برای پوسته‌ی مدور با انحنای گاوس مثبت معمول است [15،24]. حالت های خمشی خطی در محدوده kc ≤ 0.92 ≤ 0.9 در شکل دو موج پیرامونی و یک نیم موج طولی بود. پس از این محدوده، حالت‌های کمانش خطی پوسته‌های بیضی کاسینی، به حالت‌های خمشی خطی دو پوسته کوچک متقارن، هر کدام با انحنای مثبت گاوس، تبدیل می‌شوند. هرچقدر مقدار بار کمانش خطی بیشتر باشد، تعداد امواج پیرامونی بیشتر خواهد بود. هرچه انحنای اوجی (نصف النهاری) بیشتر باشد، تعداد امواج پیرامونی بیشتر خواهد بود.

3.2 تجزیه و تحلیل الاستیک غیر خطی به صورت هندسی با نواقصی که شامل می‌شود.
با توجه به تجزیه و تحلیل خطی الاستیک، شاخص شکل، kc، عیوب پوسته‌های بیضوی کاسینی عمدتاً تحت تاثیر رفتارهای انعطاف پذیری غیر خطی خود قرار می‌گیرند. همانطور که در جدول 1 و شکل 2 نشان داده شده است، رابطه‌ی بین بار کمانش بحرانی، pGNIA و شاخص شکل تقریبا مشابه با رابطه‌ی مربوط به پوسته‌های بیضی کاسینی، به جز مورد kc = 0.1 است. این استثنا بعدا در این قسمت شرح داده شده است. برای 0≤kc ≤ 0.8، نسبت بار بحرانی کمانش، pGNIA، به بار کمانش خطی، pLBA، به طور قابل توجهی با شاخص شکل افزایش یافت. این نشان می‌دهد که هرچه شاخص شكل بالاتر باشد، حساسیت نسبت به انحراف شکل بار کمانش بحرانی کمتر است. با این حال، برای kc> 0.8، هیچ ارتباط آشکاری میان بار کمانش بحرانی و شاخص شکل وجود ندارد، زیرا رفتار کمانش پوسته‌های بیضوی کاسینی در این محدوده به شدت تحت تاثیر هندسه مناطق میانی آنها همراه با نقایص پیچیده‌ای از حالت خاص است.

مسیرهای تعادل ناقص پوسته‌های بیضوی کاسینی که به عنوان بار اعمال شده، p و نسبت ضریب نفوذ به دیوار حداکثر umax / t، نشان می‌دهد که آیا ساختار پس از نقطه بحرانی پایدار است یا نه.
به طور مشخص، طبق جدول 1 و شکل 2، بار کمانش بحرانی پوسته‌ی تقریباً کروی با (kc = 0.1) تقریبا 5.5٪ بالاتر از پوسته کروی با (kc = 0) بود، با آنکه بارگذاری بار کمانش خطی آن نسبت به پوسته کروی کمی کمتر بود. این ممکن است به دلیل این واقعیت باشد که پوسته‌ی تقریباً کروی با یک هندسه کمی نامتقارن نسبت به پوسته کروی با هندسه کاملا متقارن به عیوب شکلی، کمتر حساس است. علاوه بر این، همانطور که در شکل 4 نشان داده شده، شعاع اوجی (نصف النهاری) در منطقه میانی (استوا) پوسته‌ی تقریبا کروی (kc = 0.1) کمی بیشتر از شعاع پوسته کروی بود (180 میلی متر)، در حالی که شعاع اوجی (نصف النهاری) در منطقه‌ی باقی مانده، و همچنین شعاع پیرامونی در تمام محدوده، کمتر از 180 میلی متر بود. برای تایید این پدیده‌ی قابل توجه، چهار ضخامت نسبتاً ضخیم برای اندازه ضخامت دیواره، یعنی 0.1، 0.2، 0.3 و 0.4، برای کمانش پوسته‌های تقریبا کروی و کروی مورد بررسی قرار گرفت. نسبت محور اصلی، a به محور کوچک، b، با افزایش ابعاد عیوب نسبت به ضخامت دیواره (مقدار ضمنی در ستون 6 جدول 2) افزایش می‌یابد، که نشان می‌دهد که یک پوسته کروی تقریباً کامل با اندازه‌ی عیوب کوچک نسبت به ضخامت دیواره، تقریبا به شکل دایره‌ی محلی از هم گسیخته می‌شود. مقدار پرانتز در ستون آخر جدول 2 نشان می‌دهد که شعاع معادل پیش بینی شده یک دندانه محلی، ، تطابق خوبی با شعاع r به دست آمده از معادله تجربی دارد [32]:

جایی که R0 شعاع پوسته کروی، و H عمق دندانه‌ی محلی به دست آمده از نتایج عددی، a محور اصلی محور دندانه و b محور جزئی است.
به نظر می‌رسد که که یک پوسته‌ی بیضوی کاسینی با kc = 0.1 را می‌توان در شرایط مختلف مهندسی مانند تانک‌های زیر آب و پوسته‌های کم عمق زیردریایی و کپسول‌های مصنوعی تحت فشار خارجی استفاده کرد. در چنین شرایطی، پوسته‌های جدار نازک که به ناچار دارای نقایص کوچک هستند اغلب طراحی شده‌اند تا به همان اندازه که ممکن است مقاومت کنند؛ کمانش ممکن است عامل تأثیرگذار اصلی در چنین طرح‌هایی باشد. علاوه بر این ممکن است تصور شود که بسیاری از موجودات طبیعی کروی مانند سلول‌های زیستی [34،35]، دانه‌های گرده [36،37] و کپسول‌های ویروسی [2،38] ممکن است پیکربندی تقریبا کروی داشته باشند؛ پوسته‌ی بیضوی کاسینی با شاخص‌های بسیار کوچک شکل است که می‌تواند بارهای زیاد و قابل ملاحظه‌ای و گسیختگی در محدوده‌ی الاستیک را پشتیبانی کند. این فرض نیاز به اعتبار بیشتری دارد.

3.3 آزمایش
برای اینکه اثربخشی kc = 0.1 پوسته‌ی بیضوی کاسینی به صورت آزمایشی بررسی شود، شش مقیاس مدل آزمایشگاهی به طور آزمایشی در این بخش ساخته، اندازه گیری و آزمایش شده بود. سه تای آنها به طور اسمی دارای kc = 0.1 پوسته بیضوی کاسینی یکسان بودند، دیگران به طور اسمی دارای kc = 0 پوسته‌های بیضوی کاسینی (پوسته‌های کروی) یکسان بودند. اندازه اسمی آنها در سه ردیف اول جدول 1 ذکر شده است.
پوسته‌ها در راستای محور دوران از طریق نمایش لایتوگرافی استریو (SLA) ساخته شده بود که بر اساس مدل‌های سه بعدی CAD با هندسه‌ی کامل بود. همه آنها در سازه‌ی مشابه ساخته شده بودند. برای اطمینان از پایان سطح بهتر، یک نقطه پشتیبانی خوب استفاده شد. به منظور رهایی از از تکیه گاه درون پوسته‌ها پس از ساخت، خلاص شدن از دو سوراخ دایره‌ای (2α = 8°) با شعاع 6.75 میلی متر در دو قطب برای هر مدل طراحی شده است، نمونه‌ای از پوسته‌ی بیضوی کاسینی در شکل 6 (a) نشان داده شده است. رزین حساس به نور برای ساخت پوسته استفاده شده است که دارای مدول یانگ E = 2510MPa، نسبت پواسون μ1 = 0.41، استحکام کششی 33 مگاپاسکال و چگالی جرمی 1130 کیلوگرم در متر مکعب است.

پس از اندازه گیری، هر سوراخ با استفاده از کلاهک کامپوزیت تقویت شده با فیبر کربن به شدت تحت پوشش قرار گرفت و تقویت شد. این نوع ماده کامپوزیت بسیار قوی تر از رزین حساس به نور بود. ضخامت دیواره‌ی کلاهک‌ها حدود 2 میلیمتر است و زاویه قوس 2β = 37 درجه، نمونه‌ای از kc = 0 پوسته‌ی بیضوی کاسینی در شکل 6 (b) نشان داده شده است. در این حالت، آب نمی‌تواند داخل پوسته‌ها شود و اثر سوراخ‌ها روی کمانش پوسته در طی آزمایش، به حداقل رسیده است. پس از هر آزمایش، هر پوسته‌ی گسیخته شده از مخزن تحت فشار بیرون آورده می‌شود. سپس، پوسته‌ها به آرامی در یک مخزن تحت فشار قرار گرفتند. این مخزن دارای قطر داخلی 200 میلی متر، طول کل 1000 میلیمتر، فشار حداکثر 20 مگاپاسکال و از آب به عنوان عامل فشار استفاده شده بود. فشار داخل مخزن با استفاده از یک مبدل فشار ثبت شده و توسط یک پمپ دستی کنترل می‌شود. تمام پوسته‌ها به طور ناگهانی با یک کاهش ناگهانی فشار، از هم گسیخته شدند. ضخامت دیواره هر پوسته با گیج میکرومتر اندازه گیری شد. نتایج آزمایش و اندازه گیری در جدول 3 و 8 نشان داده شده است، که تکرارپذیری قابل قبول آزمایشات را نشان می‌دهد.

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) 

هدف اصلی از تحقیق پیش رو، ارائه مدل و برنامه ای است که رفتار عرشه یک پل بتنی را که در معرض چره بار ترافیکی سنگین است پیش‌بینی نماید. در این تخقیق، این کار توسط یک برنامه المان محدود پیشرفته مطلب موسوم به «ریزویت دات ام » انجام می شود. این برنامه اثر خطای تخمینی و بی قطعیتی را بر عملکرد و سطح سرویس پل ارزیابی می‌نماید.
شاخصهای اطمینان‌پذیری برای حالت های حدی سرویس دهی عرشه در شرایط زمانی مختلف مورد محاسبه قرار گرفته‌اند. در مقررات استاندارد یوروکد، نتایج آنالیز اطمینان‌پذیری به عنوان اساس ارزیابی بحرانی مورد استفاده قرار می‌گیرد و سپس این استاندارد در این راستا اصلاحات و توصیه‌هایی را پیشنهاد داده است.

2. مصالح و روش ها
2.1. تخمین پارامترهای اطمینان‌پذیری عرشه پل
المان بار در پل ها بزرگراهی را می توان به چندین گروه تقسیم نمود از جمله بار مرده، بار زنده، (استاتیک و دینامیک)، بارهای محیطی (دما، باد، زمین لرزه، فشار هوا، یخ) و بارهای دیگر (خوردگی، بار ناشی از ترمزگیری). المان های بار، متغیرهای تضادفی محسوب می شوند و تغییرات آنها توسط تابع توزیع تجمعی (CDF) توصیف می‌شود یعنی یک مقدار میانگین و یک ضریب پراکندگی [8]. ابتدایی‌ترین ترکیب بار برای پل های بزرگراهی در مطالعه پیش رو به صورت ترکیب بار مرده، بار زنده و بار دینامیک (بارهایHA و HB) در نظر گرفته شده است.

2.2. مدل پل
مطالعه موردی استفاده شده یک عرشه پل ساده است که از دو دهانه مساوی 15 متری ساخته شده و هر کدام طول 30 متر را پوشش موثر می دهد و موقعیت آن در یک فضای باز است. این پل دارای یک سطح مقطع باز با 7 عدد تیر بتون آرمه طولی از نوع پیش‌ساخته است که با فاصله مساوی 1.7 متر از یکدیگر قرار داده شده‌اند. لبه های بالایی تیرهای طولی پیش ساخته به قطعه دالعرشه به عمق 0.2 متر سوار است که خود به یک شمش تخت پیش ساخته با ضخامت 0.05 متر متصل است. قسمت روی سازه از صفحات تکیه گاه به قسمت تحتانی سازه متصل شده است. فونداسیون پل متشکل است از شمع‌های بتون آرمه با دال های بتنی (سرشمع). عرض کل پل 11 متر است. راه ماشین‌رو 7.3 عرض و پیاده راه آن در هر سمت به عرض 1.5 متر است.

2.3. مصالح ساختمانی
مصالحی که انتخاب شده مطابق با استاندارد اروپایی یوروکد2، بخش 2، بتن کلاس C40/C50 ، و تقویت آن از نوع فولاد S500 است.
وزن مخصوص بتن γ=25.0KN/m3 است، وزن وخصوص بتن آسفالت برابر با 23.5KN/m3 است. وزن دیوار جان‌پناه ‌0.5KN/m است.

2.4. ارزیابی حالت حدی
مقررات طراحی سازه های بتن آرمه در استاندارد یوروکد 2، تابع فاکتورهای ایمنی در راستای برطرف‌سازی عدم قطعیت است. هرچند، موثرترین راه برای برطرف کردن این ابهامات و بی‌قطعیتی‌ها در تحلیل سازه، استفاده از روش اطمینان‌پذیری است [12].

تکنیک آنالیز مبتنی بر اطمینان‌پذیری یک فرایند احتمالات محور است و برای جایی استفاده می‌شود که بارها و استقامت مصالح ساختمانی و سطح مقطع‌ها همگی توسط توزیع های شناخته شده و بدیهی و بر حسب نوع توزیع و انحراف متوسط و انحراف معیار آنها نمایش داده می شود [11]. در این مقاله از آنالیز اطمینان‌پذیریبرای آزمون تاثیر عدم‌قطعیت‌ها در طراحی سازه ها به کار برده می شود.
در این مقاله، افت میزان ظرفیت یک قطعه در بتن آرمه سازه که ناشی از برش و خمش باشد، لحاظ و توابع حالت حدی نیز ارائه شده است. توابع حالت حدی زیر با استفاده از روشاطمینان‌پذیری درجه اول مورد ارزیابی قرار گرفته است
فرایند آنالیز کامپیوتری
برنامه مطلب ریزویت ام. با استفاده از الگوریتم اطمینان‌پذیری درجه اول برای عرشه پل RC پشتیبانی شده برنامه نویسی شده است (که قابل مشاهده در شکل های 4 و 5 است). این برنامه برای ارزیابی توابع حالت حدی (معادلات 7، 11 و 20) و احتمالات شکست و بررسی شاخص های ایمنی تحت مودهای شکست ناشی از خستگی استفاده شده است. در این مودها خمش و برش مطابق با مشخصه های استاندارد یوروکد و تحت تاثیر شرایط مختلف زیر ثبت شده اند:
1. عمق های مختلف دال عرشه (بتن و آسفالت) (200 تا 300 میلی متر)
2. ضریب تغییرات بر حسب عدم قطعیت مدل بار ترافیکی تحت شرایط خمش دال (5% تا 20%)
3. تغییر در عمق تیر بر حسب برش (1 تا 1.2 متر)
4. شریب تغییرات بر حسب برش تیر در استقامت بتن (5% تا 20%)
5. ضریب تغییرات بر حسب عدم قطعیت مدل استقامت تحت شرایط خمش تیر (5% تا 20%)

مقاله انگلیسی رایگان

ترجمه فارسی رایگان 

بخشی از ترجمه فارسی مقاله:

1. مقدمه
پلیمر تقویت شده فیبری (FRP) یک ماده تقویتی برای اعضای بتن مسلح می باشد و دلیل استفاده از آن به خاطر وجود مزایای مختلف این ماده از قبیل وزن سبک، سهولت کاربرد، مقاومت و سختی بالا می باشد. طراحی نادرست، بارهای غیر منتظره، تغییر در نوع استفاده، خطاهای ساخت و ساز، بعضی از دلایلی هستند که منجر به تقویت نمودن سازه های موجود می شود. رفتاراعضای بتن مسلح (RC)تقویت شده با FRP پیچیده تر از اعضای RC تقویت نشده است بنابراین، درک روشنی از رفتار آنها تحت انواع مختلف بارگذاری مهم می باشد. در گذشته، مطالعات فراوانی برای درک رفتار تیرهایRCتقویت شده با FRP تحت خمش و برش [1-2] انجام شده است. با این حال، با توجه به وقوع مکرر این نوع نیروها در بسیاری از ساختارهای مهم مهندسی، اما به رفتارهای پیچشی توجه جدی نشده است. اگرچه در اکثر موارد پیچش به عنوان یک اثر ثانویه در نظر گرفته می شود در اینچه این نیرو در مواردی مانند اتصال تیرها، خم شدن بیرونی و ستونهای پل، بحرانی می باشد. بنابراین، می بایست رفتار اعضای RC را تحت جزئیات بارگذاری پیچشی درک کنیم. علاوه بر این، اثربخشی تقویت FRP از لحاظ بهبود قدرت و سختی در بارگیری پیچشی به خوبی قابل درک نیست و این فقدان به علت ماهیت پیچیده اثر اندرکنشFRP برروی نرم شدن و تثبیت بتن و افزایش مقاومت کششی بتن است. این مطالعه تلاش می کند تا شکاف دانش موجود در این منطقه حیاتی تحقیق را با انجام مطالعات تحلیلی و FE مورد بررسی قرار دهد. رفتار تیر RC تقویت شده با FRP را می توان از مونتاژ المان های غشایی با شرایط تعادل اضافی و سازگاری درک نمود. شکل 1 جریان برشی موجود در یک تیر RC تقویت شده با FRP را نشان می دهد که یک گشتاور پیچشی خارجی T دارد. عنصر غشایی ‘E’ تحت جریان برشی ‘q’ نیز در شکل 1 نشان داده شده است.

2. مروری بر ادبیات
تعداد کمی از محققان در گذشته به طور آزمایشی رفتاراعضای RC تقویت شده با FRP تحت بارگذاری پیچشی را مورد بررسی قرار داده اند. Ghobarah [3] به طور تجربی اثر CFRP (پلیمر تقویت شده با فیبر کربنی) و GFRP (پلیمر تقویت شده با فیبر شیشه ای) را بر روی رفتارهای پیچشی RC بررسی کرد. در این مطالعه، پیکربندی های مختلفی مورد استفاده قرار گرفت و نویسندگان به این نتیجه رسیدند که جهت گیری 45 درجه از فیبر موثر تر از تنظیمات محوری 0 و 90 درجه از لحاظ افزایش قدرت پیچشی است. Zhang و همکاران [4] رفتار پیچشی تیرهای RC را با استفاده از ورق های CFRP که به عنوان تقویت خارجی مورد استفاده قرار گرفتند، بررسی نمودند. Pan-chacharam و Belarbi [5] نیز یک مطالعه تجربی از رفتار پیچشی تیرهای RC تقویت شده با کامپوزیتهای FRP انجام دادند. پارامترهای مطالعه تعداد سلول ها، جهت گیری فیبر و تعداد وجوه تقویت شده تیر بود. نویسندگان نتیجه گرفتند که تقویت با ورق های GFRP به طور قابل توجهی قدرت نهایی و پیچش مربوطه را افزایش می دهد. آنها همچنین خاطر نشان کردند که فیبرهایی که در محدوده 90 درجه به سمت محور می چرخند، موثرترین محصورکنندگی را ارائه می دهند. Ronagh و Dux [6]؛ و Hii و Al-Mahiadi [7] همچنین اثر FRP را بر رفتار چرخشی اعضای RC بررسی کردند. آنها نتیجه گرفتند که CFRP خارجی نسبت به نمونه های شاهد منجر به افزایش مقاومت در برابر ترک خوردگی و مقاومت نهایی به ترتیب تا 40٪ و 78٪ شده است. Jing و Grunberg [8] رفتارهای تیرهای باکسی بتونی تقویت شده با ورق های CFRP را تحت عمل ترکیبی خمش، برش و پیچشی مورد بررسی قرار دادند و یک مدل ریاضی بر اساس نظریه میدانی فشاری قطری پیشنهاد کردند. این مدل اساسا برای تیرهای جعبه ای(باکسی) که تحت نسبت گشتاور پیچشی کم و نسبت گشتاور برشی کم قرار گرفته است، طراحی شده است. Ameli و همکاران [9] اثر CFRP و GFRP را بر رفتار پیچشی تیرهایRC بررسی کردند. این نویسندگان همچنین یک مطالعه عددی با استفاده از نرم افزار المان محدود ANSYS را انجام دادند و نتیجه گرفتند که این مدل المان محدود توانسته است گشتاور پیچشی نهایی را جذب کند و هم چنین اختلاف موجود نسبت به مشاهدات تجربی کمتر از 13 درصد است، اما رفتار پس ترک دقت کمتری داشت. He و همکاران [10] اثر CFRP را بر روی رفتار ستون های RC پل آسیب دیده که در آن میلگردهای طولی شکسته شده اند را مورد مطالعه قرار دادند. این ستون ها به صورت خارجی در هر دو جهت های طولی و عرضی تقویت شده اند. این نویسندگان دریافتند که ستون های تقویت شده در بازسازی قدرت ستون های بدون میلگردهای شکست خورده موفق بوده اند. He و همکاران [11] رفتار پیچشی ستون آسیب دیده RC تقویت شده با نوارهای CFRP را در هر دو جهت طولی و عرضی مورد بررسی قرار دادند. آنها دریافتند که تقویت CFRP قادر به بازگرداندن قدرت و سختی ستون های آسیب دیده است. تحقیقات مشابهی نیز توسط Yang و همکاران انجام شده است. [12]. این نویسندگان به طور تجربی به بررسی رفتار ستون های RC تقویت شده با FRP که در آن از قبل میلگردهای طولی دچار کمانش شده اند، پرداختند. این ستون های تقویت شده تحت بار محوری ثابت و بار جانبی سیکلی مورد آزمایش قرار گرفتند که منجر به عملکرد ترکیبی خمش، برش و پیچشی شد.
این نویسندگان نتیجه گرفتند که این ستونها توانایی خود را از لحاظ مقاومت جانبی و انعطاف پذیری در برابر بارگذاری سیکلی بهبود می بخشند. Chalioris [13] یک مدل تحلیلی گسترده ای را برای میلگردهای RC تقویت شده با FRP مورد استفاده قرار داده است که برای آن مدل خرپای کلاسیک نرم شده، مبنای کار می باشد. در این مدل از منحنی فشار محصورشدگی FRP و نرم شدگی برای بتن استفاده شده است. این نویسنده نتیجه گرفت که این مدل پيشنهادی در پيشبينی سختی پس از ترک خوردگی رضايت بخش است. Moslehy و همکاران [14] تاثیر FRP را بر روابط سازنده عناصر بتنی تقویت شده بررسی کردند. این محققان ضریب همبستگی را اصلاح کردند تا اثر FRP را در نظر بگیرند. Ganganagoudar و همکاران [15] رفتار پیچشی ستون های دایروی RC را تحت بارگذاری پیچشی مورد بررسی قرار داد. این نویسندگان یک SMMT را برای ستون های دایره ای ارائه دادند که در آن به تغییرات کرنش و روابط سخت شدن کشش اصلاح شده توجه ویژای شده است. این مطالعه از بهبود مدل های تحلیلی موجود با استفاده از روابط سازنده بهتر بتن در فشار و کشش استفاده می شود. در این مطالعه، داده های تجربی به دست آمده از ادبیات موجود برای مقایسه استفاده می شود تا اعتبار نتایج حاصل از مدل های المان محدود و تحلیلی ارائه شده را بررسی کنند.

بخشی از مقاله انگلیسی:

1. Introduction

Fiber reinforced polymer (FRP) is a widely used strengthening material for reinforced concrete members owing to its various advantages such as light weight, ease of application, high strength and stiffness. Faulty design, unexpected loads, change in usage type, construction errors are few of the reasons which necessitate the strengthening of existing structures. The behavior of FRP strengthened reinforced concrete (RC) members is more complex than the unstrengthened RC members and therefore, a clear understanding of their behavior under different types of loading is important. A plethora of studies has been conducted in the past to understand the behavior of FRP strengthened RC beams under flexure and shear [1–2]. However, torsional behavior has not been given significant attention despite its frequent occurrence in many important engineering structures. Though torsion is considered as a secondary effect for most general cases, it becomes critical in cases such as connecting beams, outrigger bent, and bridge columns. Therefore, it is important to understand the behavior of RC members under torsional loading in detail. Moreover, the efficiency of FRP strengthening in terms of strength and stiffness improvement under torsional loading is relatively not very well understood. This is due to the complex nature of interaction effects of FRP on the softening and confinement of concrete and increased tension stiffening behavior of concrete. This study tries to fill the knowledge gap existing in this vital area of research by carrying out analytical and FE studies. Behavior of FRP strengthened RC beam can be understood from the assembly of membrane elements with additional equilibrium and compatibility conditions. Fig. 1 describes the shear flow in an FRP strengthened RC beam subjected an external torque ‘T’. Membrane element ‘E’ subjected to shear flow ‘q’ is also shown in Fig. 1.

2. Review of literature

Few researchers in the past have experimentally investigated the behavior of FRP strengthened RC members under torsional loading. Ghobarah [3] experimentally studied the effect of CFRP (Carbon fiber reinforced polymer) and GFRP (Glass fiber reinforced polymer) strengthening on torsional behavior RC beams. Different wrapping configurations were used in this study and the authors concluded that 45 degree orientation of the fiber is more effective than 0 and 90 degree oriented configurations in increasing the torsional strength. Zhang et al. [4] investigated the torsional behavior of RC beams using CFRP sheets as external reinforcement. Panchacharam and Belarbi [5] conducted an experimental study of the torsional behavior of RC beams strengthened with FRP composites. Number of plies, fiber orientation, and number of beam faces strengthened were the study parameters. Authors concluded that strengthening with GFRP sheets significantly increases ultimate strength and corresponding twist. They also noted that fibers oriented at 90 degrees to the beam axis provided the most effective confinement. Ronagh and Dux [6]; and Hii and Al-Mahiadi [7] also investigated the effect of FRP on the torsional behavior of RC members. They concluded that externally bonded CFRP increased cracking and ultimate strength by 40% and 78% respectively compared to control specimens. Jing and Grunberg [8] investigated the behavior of reinforced concrete box beams strengthened with CFRP sheets under combined action of bending, shear and torsion and proposed a mathematical model based on diagonal compression field theory. This model was basically developed for box beams subjected to low bending torque ratios and shear torque ratios. Ameli et al. [9] studied the effect of CFRP and GFRP on the torsional behavior of RC beams. The authors also performed a numerical study using ANSYS finite element software and concluded that the finite element model was able to capture the ultimate torque and discrepancy from the experimental observations are found to be less than 13% but post crack behavior is less accurately captured. He et al. [10] studied the effect of CFRP on behavior of damaged RC bridge columns that had fractured longitudinal bars. These columns were externally strengthened in both longitudinal and transverse directions. The authors found that strengthened columns were successful in regaining the strength of columns without fractured bars. He et al. [11] investigated the torsional behavior of RC damaged column strengthened with CFRP strips in both longitudinal and transverse directions. They found that CFRP strengthening was able to restore the strength and stiffness of damaged columns. Similar research was carried by Yang et al. [12]. The authors experimentally investigated the behavior of FRP strengthened RC bridge columns which had buckled longitudinal bars before strengthening. These strengthened columns were tested under constant axial load and cyclic lateral load that results the combined action of bending, shear, and torsion. The authors concluded that columns recovered their ability to perform against cyclic loading in terms of lateral strength and ductility. Chalioris [13] proposed an extended analytical model for FRP strengthened RC beams subjected to torsion for which classical softened truss model forms the basis. This model utilizes softened and FRP confined compression curve for concrete. Author concluded that the proposed model is found satisfactory in predicting the post crack stiffness. Moslehy et al. [14] studied the influence of FRP on the constitutive relationships of reinforced concrete elements. Researchers modified conventional softening coefficient to take the effect of FRP into account. Ganganagoudar et al. [15] investigated the torsional behavior of circular RC bridge columns under torsional loading. Authors proposed an improved SMMT for circular columns which considering the strain gradient effect and modified tension stiffening relationships. The present study is motivated from improving the existing analytical models by implementing better constitutive relationships of concrete in compression and tension. Experimental data available from the literature is used for comparison to check the validation of the results of proposed analytical and finite element models.

مقاله انگلیسی رایگان

ترجمه فارسی رایگان 

بخشی از مقاله انگلیسی:

Abstract

Fixed offshore platforms supported by pile foundations are required to resist lateral load due to wave and current forces. The response to environmental loads is strongly affected by the soil structure (pile) interaction. The forces exerted by waves are most dominant among the lateral environmental forces which governing the jacket structures design especially the foundation piles. The present investigation is to perform a static wave analysis on a typical fixed offshore platform for extreme environmental conditions, and to study the effects of the combined lateral and vertical loads on pile group foundation. The three dimensional modeling and analysis of the offshore platform are done using finite difference method. The present analysis was done under static condition considering the structural and the environmental loads at extreme environmental conditions, by reaching the state of static equilibrium. A parametric study has been done by varying the seabed slope to examine the variation in soilstructure interaction behaviour of piles. It has been found that the lateral displacement at the pile top and at the seabed level increases as the seabed slope increases. It is also noticed that the depth at which the maximum shear force and bending moment occurs from the pile top increases as the slope of the seabed increases.

1 Introduction

Piles are also subjected to significant amount of lateral loads and overturning moments besides axial load. Lateral loads are in the order of 10–15 % of the vertical loads in the case of onshore structures, and in the case of coastal and offshore structures these lateral loads can exceed 30 % of the vertical loads (Narasimha Rao et al. 1998). Hence, the foundation piles have a significant effect on the response of fixed offshore structures due to lateral loading. Among all the environmental forces, wave forces and forces due to ocean currents associated with the waves contribute the most to the total lateral forces experienced by the offshore structures. Therefore, proper attention has to be given in designing such pile structures of fixed offshore platforms under lateral loads. Piles are commonly selected as a cost effective option for the support of raised structures, highway infrastructures, and offshore platforms. These structural members are often subjected to considerable lateral forces such as wind loads in hurricane prone areas, earthquake loads in areas of seismic activity, and wave loads in offshore environments. Soilstructure interaction is the mechanism that governs the pile response behaviour and the ultimate capacity of the structure for the applied loads. A common approach to the analysis of laterally loaded piles is the load-transfer approach, which involves treating the soil as a series of springs down the length of the pile. Upon defining the deformational characteristics of the soil medium, the flexural behaviour of the foundation and the condition at the interface, the soil-foundation interaction problem is basically reduced to the determination of the contact stress distribution at the interface. Once the contact stresses are determined, it is possible to evaluate the deflections, flexural moments and shear forces in the foundation and the corresponding stresses and displacements in the soil medium.

ارزیابی خستگی اتصالات مفصلی در تیر های بتن ارمه

Reinforced-concrete beam hinge joint fatigue assessment

Abstract

A major highway underbridge has been subjected to a complex fatigue assessment to determine its present and future serviceability. Similar to approximately 100 other structures within Great Britain, reinforced-concrete deck hinge joints are positioned within longitudinal beams providing rotational flexibility. Concerns were raised as to the fatigue condition of the hinge joints considering repetitive rotations applied by traffic loading and pitting corrosion found on reinforcement bars. This paper describes the assessment work and associated research relating to this structure including finite-element analysis, laboratory models and space frame modelling of the structure. Comments are made on the applicability of current codes of practice for fatigue assessment of reinforced-concrete deck hinge joints.

1 Introduction

1.1 Background

A major highway underbridge was subjected to a complex assessment and category 3 check (by an independent company) to determine its present and future serviceability, regarding the fatigue condition of the reinforced-concrete hinge joints. The author was involved on behalf of the checking organisation and managed the laboratory testing regime. The initial assessment check followed the philosophy outlined in the draft Assessment Approval in Principle document, including plane stress finite-element analysis (FEA) but differing by using Abaqus software. Similar results to that of the principal assessor were established, confirming concerns over the fatigue condition of hinge joints. For a period of four years, the author performed progressively more detailed non-linear finite-element modelling and conducted laboratory research, which verified the quality thereof. This paper briefly describes the work conducted by the author on behalf of the checking organisation, Atkins, throughout the project.

1.2 The structure

The in situ reinforced-concrete five-span twin-deck structure totals 135 m in length. Each deck is supported by four beams connected at the pier crossheads. Figure 1 shows general arrangement details of the underbridge. Each beam length includes reinforced-concrete beam hinge joints at the two points of contra-flexure in the central span and at the outer points of contra-flexure in the intermediate spans. The hinge joints transfer shear force and restrain longitudinal movement, but provide rotational flexibility at discrete points along the length of each beam. Thus, at the time of design, these points of contra-flexure were known and the structure would have been analysed as statically determinate, as shown in Figure 2. At hinge joints the beam decreases in depth to 432 mm (17 in), which is one third of that elsewhere, for a length of approximately 38 mm (1 1/2 in). Six triplets of bars cross through the joint, each including one horizontal dowel bar flanked by opposing ‘scissor’ bars inclined at 45° to the horizontal all of which have a diameter of 31·75 mm (1 1/4 in). Scissor bars are referred to as ‘tension’ and ‘compression’ barswith respect to the predominant forces experienced in each under shear load. Shear bars, of diameter 22·22 mm (7/8 in), referred to as ‘C-bars’, are positioned either side of the hinge throat, resisting cracking. Hinge details are shown in Figure 3. Such beam hinge details are also referred to as ‘thrust hinges’, and are similar to slab decks known as ‘deck hinges’.

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) 

2.4 اندازه گیری های مکانیکی و مشخه یابی ریزساختار
نمونه های سینتر شده با استفاده از ورق های سیلیکون کاربید و سوسپانسیون الماس به ضخامت 0.5 میکرومتر جلا داده شدند. چگالی حجم نمونه با استفاده از روش ارشمیدس با اتانول به عنوان محیط غوطه وری اندازه گیری شد. چگالی Al2O3 و GPL بکار رفته، 3.97 و 2.1 گرم در مترمکعب بود. چگالی نسبی با تقسیم چگالی توده به چگالی نظری مخلوط پودر محاسبه شد. آزمایشات سختی ویکرز تحت فشار 1 کیلوگرم انجام شد. استحکام خمشی و چقرمگی شکست نمونه های سینتر شده با استفاده از تست های خمش چهار نقطه ای روی Instron 6025 بدست آمد. در آزمون های استحکام خمشی، نمونه ها در اندازه ی 13 × 2 1.5 2/1 میلیمتر ماشینکاری شدند. طول دهانه و سرعت باز شدن فک ها برای تست های استحکام 10 میلیمتر و 0.05 میلیمتر در 1 دقیقه بود. برای جلوگیری از تمرکز تنش، تمام لبه ها و گوشه های نمونه ها با استفاده از کاغذهای سنگ زنی SiC محفوظ شدند. از روش پرتو V-notch تک لبه برای تعیین چقرمگی شکست نمونه های سینتر شده در دمای اتاق استفاده شد. نمونه های 15× 3× 2 میلیمتر برای اندازه گیری چقرمگی، ماشینکاری شدند. شکاف در مرکز نمونه های آزمایش توسط یک چرخ الماس برش خورده و با استفاده از تیغ به کمک خمیر الماس تا 1 میکرون تیزتر می شود. نسبت بین عمق شکاف و ضخامت نمونه تقریباً 0.25 بود. دهانه های داخلی و خارجی از 6 و 10 میلیمتر و همچنین یک سرعت متقاطع 0.05 میلیمتر در دقیقه در تست های چقرمگی استفاده شد. برای هر ماده 5 نمونه آزمایش شد. از SEM برای بررسی سطوح شکست سرامیک ها و نمونه های صیقلی اچ شده حرارتی استفاده شد. اندازه دانه به کمک نرم افزار (UTSHCSA ، ایالات متحده) اندازه گیری شد. حداقل 200 داده برای اندازه گیری اندازه دانه هر ماده انجام شد. میکروسکوپ رامان (Renishaw InVia Reflex و Witec Alpha 300R) برای توصیف GPL ها در مخلوط های پودری و نمونه های سینتر شده با طول موج لیزر 532 نانومتر استفاده شد. برای بررسی محتویات GPL در نمونه های مصنوعی، آنالیز گرماسنجی حرارتی (TGA ، NETZSCH (STA 449C) انجام شد. نمونه های سینتر شده با استفاده از یک مش 140 برای خرد کردن مخلوط پودر برای روش TGA ، آسیاب و الک شدند. در هر آزمایش، یک مخلوط پودر 100 میلی گرمی در یک بوته Al2O3 قرار داده شد و در محدوده دمایی بین 200 تا 800 درجه سانتیگراد در هوا بررسی شد. 800 درجه سانتیگراد به عنوان حد بالا در آزمایشات TGA با توجه به اکسایش GPLها مطابق با منابع 24-26 در این دما مورد استفاده قرار گرفت.

2.5 آزمایش زیست سازگاری آزمایشگاهی
نمونه ها به شکل دیسک با قطر 18 میلیمتر و ضخامت 2 میلیمتر برای ارزیابی زیست سازگاری ماشینکاری شدند. تمام کامپوزیت های GPL / Al2O3 و گروه کنترل (سرامیک خالص Al2O3) به طور جداگانه در آب یون زدائی شده و با استون به مدت 15 دقیقه به طور جداگانه تمیز شدند تا هر گروه شیمیایی سطحی یا آلودگی سطحی در طی مراحل ساخت و آزمایش مکانیکی، از بین بروند. سپس تمام نمونه ها با قرار گرفتن در معرض نور ماوراء بنفش یک شبانه روز قبل از آزمایش های بیولوژیکی استریل شدند.
تمام معرف های زیستی از سیگما آلدریچ (Poole UK) به دست آمد، مگر اینکه خلاف این تصریح شود. سنجش MTT به منظور بررسی زنده ماندن خط سلولی قبل از استئوبلاستیک (MC3T3) در نمونه های سینتر شده انجام شد. سلول های MC3T3 از منبع نیتروژن مایع (در گذر) ذوب، کشت در حداقل ماده ضروری Dulbecco (DMEM) (سیگما D6546 ، با 10٪ سرم جنین گاوی ، 2٪ L- گلوتامین ، 2-4٪ 2- [4- (2-هیدروکسی اتیل) – 1-piperazinyl] اتانسولفونیک اسید (HEPES) بافر و 1٪ پنی سیلین-استرپتومایسین) و در 37 درجه سانتیگراد جو رطوبت دار با 5٪ CO2 القاح می شوند. پس از رسیدن به 80٪ تفکیک سلولی ، نمونه ها سانتریفیوژ و دوباره معلق شدند. سپس سلول ها بر روی نمونه های آماده شده در تراکم 50000 سلول در سانتی-متر مربع قرار داده شدند، برای یک دوره زمانی طراحی شده کشت داده شدند و سپس به راحتی با نمک بافر فسفات (PBS) شسته شدند تا از سلول های شناور قبل از آزمایش MTT خلاص شوند.
10٪ وزنی به حجم محلول MTT (5 میلی گرم در میلی لیتر پودر MTT در PBS) با هر روش اضافه شد. پس از لقاح به مدت 4 ساعت در دمای 37 درجه سانتیگراد، 1 میلی لیتر حلال (0.1 میلی لیتر در اسید هیدروکلریک در 2-پروپانول) اضافه شد و به مدت 2 دقیقه مخلوط شد تا بلورهای فرمازان تشکیل شوند. محلول فرمازان درون یک صفحه 96 قرار داده شد. داده های جذب با استفاده از اسپکتروفتومتر میکروپلیت (Glowmax Multi ، Promega Southampton ، UK) در طول موج 560 نانومتر بدست آمد.
مجموعه دیگری از آزمایش های چسبندگی سلول با استفاده از سلول های بنیادی مغز استخوان (BMSCs) انجام شد. سلول های اولیه از استخوان درشت نی استخراج و سپس در آلفا MEM کشت داده شدند (با 10٪ سرم جنین گاوی ، 2٪ L- گلوتامین ، 1٪ پنی سیلین-استرپتومایسین و 2.4 HE HEPES بافر) و در 37 درجه سانتیگراد در جو رطوبت دار با 5٪ CO2 لقاح می شوند. BMSC از کشت سلولی جدا شد و سپس بر روی نمونه های آماده کشت گذاشته شد. در همین حال، بسترهای پلی اتیلن و پلی آمی متیل سیلوکسان (PDMS) به ترتیب به عنوان منابع مثبت و منفی مورد استفاده قرار گرفت. سلول ها در انکوباتور در 37 درجه سانتیگراد با آلفا MEM مکمل کشت داده شدند. پس از 3 روز کشت سلولی، سلول ها با 1ug / ml Calcein و 1ug / ml Propidium Iodide رنگ آمیزی و در میکروسکوپ های فلورسانس بررسی شدند.

3. نتایج و بحث
3.1 تأثیر محتوای GPL بر ریزساختارها و خواص مکانیکی کامپوزیت های GPL / Al2O3
3.1.1 محتوای GPL در کامپوزیت های سینتر شده
نتایج آزمایشات TGA در شکل S2 نشان داده شده است. مشخص شده که کامپوزیت های سینتر شده GPL / Al2O3 به ترتیب 0.4 ، 0.69 و 0.79 درصد وزنی٪ GPL دارند و درصد حجم مربوط به GPLها در کامپوزیت های سینتر شده 0.75 ، 1.3 و 1.48 درصد حجمی که پایین تر از مقدار اسمی GPLs در کامپوزیت ها هستند را نشان می دهد. بخشی از GPLها در طی فرآیند پخت درجه حرارت بالا مصرف می شوند.

3.1.2 ریزساختار نمونه های از پیش تهیه شده
سطوح شکست نمونه های سینتر شده در شکل 2 نشان داده شده است. می توان مشاهده کرد که زمینه خالص Al2O3 یک حالت شکست بین دانه ای را نشان می دهد در حالی که کامپوزیت های Al2O3 تقویت شده با GPL در حال حاضر هر دو حالت شکست بین دنده ای و درون دانه ای دارند. حالت شکست توسط استحکام زمینه سرامیکی و مرزدانه بین آنها تعیین می شود. برای Al2O3 خالص، مقاومت مرزهای دانه ضعیف تر از دانه Al2O3 است، که باعث می شود در امتداد مرزهای دانه شکاف ایجاد شود. در حالی که برای کامپوزیت های Al2O3 تقویت شده با GPL ، حالت شکست مشاهده شده حاکی از مرز دانه های تقویت شده و بهبود متوسط چقرمگی شکست است]27[. علاوه بر این، اندازه دانه زمینه Al2O3 با افزایش درصد GPLها کاهش می یابد، که این امر به اثر گیرافتادن GPLها در مرزهای دانه نسبت داده می شود. برای به دست آوردن اندازه متوسط دانه زمینه Al2O3 ، سطوح نمونه های سینتر شده حرارتی و صیقلی اچ شده با استفاده از SEM مشخصه یابی شدند. همانطور که در شکل 3 نشان داده شده است، با افزودن GPLها کاهش قابل توجهی در تعداد دانه مشاهده می شود. با افزایش درصد GPLها، زمینه های Al2O3 یک ریزساختار یکنواخت تر و ریزتر را نشان می دهند. اندازه دانه های زمینه های Al2O3 در شکل S3 ترسیم شده است. مشاهده می شود که با افزایش غلظت GPLها از 0 تا 1.48 درصد حجمی، اندازه دانه ها از 4.31 به 2.87 میکرومتر کاهش می یابد. انتظار می رود، پالایش قابل توجه در ریزساختار زمینه به افزایش سختی و استحکام خمشی کمک کند. ریزساختارهای بدست آمده در مطالعه حاضر با استفاده از ذرات Al2O3 خام با اندازه nm 150 با گزارش های قبلی که در آن اندازه ذرات Al2O3 خام بین nm 140-150 بود، مقایسه شد [28, 29]. در کار سانتاناچ ، Al2O3 یکپارچه با اندازه دانه µm 7.5 با استفاده از SPS در دمای 1500 درجه سانتیگراد تولید شد [28]؛ در حالی که در این کار Al2O3 خالص تهیه شده در دمای 1650 درجه سانتیگراد با استفاده از سینترینگ (تفجوشی) با فشار کمتر، اندازه دانه بسیار کوچک تری دارد. این نتیجه دلالت بر این دارد که نرخ انتقال جرم و رشد دانه در Al2O3 یکپارچه در سینترینگ با فشار کم در مقایسه با فرآیند سینترینگ به کمک فشار، آهسته تر است. با این حال، اندازه دانه (µm 2.87) به دست آمده برای کامپوزیت GPL / Al2O3 ، 1.4 درصد حجمی در مطالعه حاضر بزرگتر از اندازه دانه (زیر µm 1) برای کامپوزیت GPL / Al2O3 0.59 درصد حجمی در دمای پایین تر (1500 درجه سانتیگراد) با استفاده از SPS است [29]. این واقعیت نشان می دهد که رشد دانه Al2O3 نسبت به محتوای GPLها به دمای سینترینگ حساس تر است و نرخ رشد دانه در کامپوزیت های GPL / Al2O3 می تواند در سینترینگ با فشار کم به دلیل دمای سینترینگ نسبتا بالاتر از سینترینگ فشاری، بیشتر باشد.

3.1.3. طیف های رامان از GPL اولیه و GPLها پس از آسیاکاری گلوله ای و سینترینگ
طیف های رامان GPL اولیه و GPLها بعد از فرآیند آسیاکاری گلوله ای در شکل S4 نشان داده شده است. کاملا مشهود است که پیک های D در GPLها در مخلوط های پودری، شدت های کمتری نسبت به پیک های D در GPL اولیه نشان می دهند.
برای به دست آوردن فهم بیشتر در مورد ساختارهای GPLها، پارامترهای رامان در جدول 1 گردآوری شده است. ذکر شده است که GPLها در مخلوط های پودری نسبت های بسیار کم تری از شدت های پیک های D به G (ID/IG) در مقایسه با GPLهای اولیه نشان می دهند، که این امر نشان دهنده کاهش نواقص در GPLهاست [18]. این نتیجه را می توان با آگلومراسیون (انباشتگی) GPLها در حین آسیاکاری گلوله ای توضیح داد، که منجر به کاهش تعداد نواقص لبه ای می شود. از طرف دیگر، نسبت I2D/IG در GPLها در مخلوط های پودری کم تر از این نسبت در GPL اولیه است، که وقوع مجدد یک آگلومراسیون در GPLها را نشان می دهد. علاوه بر این، با افزایش درصد GPLها نسبت I2D/IG کاهش می یابد، که دلالت بر افزودن درصد بالایی از GPLها دارد که تمایل بیشتری به تشکیل آگلومره های GLP دارد [22]. این استدلال را می توان با افزایش پهنای کامل در نصف ارتفاع پیک بیشینه (FWHM) باندهای دو بعدی همراه با افزایش درصد GPLها پشتیبانی کرد.

طیف های رامان GPL اولیه و GPLها در نمونه های سینتر شده در شکل 4 مقایسه شده است. مشاهده می شود که GPLها در نمونه های سینتر شده، زمینه های طیفی بسیار بالاتری را در مقایسه با GPL اولیه نشان می دهند. زمینه های طیفی افزایش یافته را می توان به فعل و انفعال GPLها با Al2O3 در طی فرآیند سینترینگ نسبت داد. در همین حال، بدیهی است که GPLها پس از سینترینگ، به طور قابل توجهی نواقص گرافیتی بیشتری را (ID / IG) نشان می دهند، و وجود حالت D + G در نمونه های سینتر شده مشاهده می شود. از طرف دیگر، همچنین ذکر شده است كه GPLها در نمونه های سینتر شده اثرات بسیار ضعیف تری از G و باندهای دو بعدی را در مقایسه با GPL اولیه نشان می دهند، که این امر دلالت بر ایجاد آسیب طی فرآیند سینترینگ دارد. نتایج مشابهی در کار مارک گزارش شد که در آن پیک های G و 2 بعدی کاهش یافته و بعد از آن ایجاد آسیب در GPLها توسط یک لیزر پالسی مشاهده شد [30]. نشان داده شده است که GPLها می توانند به آسانی مولکول-های اکسیژن را جذب کرده و دوپ کردن حفره در GPLها توسط مولکول های اکسیژن می تواند در دمای نسبتاً کم (300 درجه سانتیگراد) اتفاق بیفتد، که این امر یکپارچگی GPLها را تغییر داده و باعث تغییر مکان باند G می شود [31-33]. با این حال، در کار ما از دمای سینترینگ بسیار بالا (1650 درجه سانتیگراد) استفاده شده است و انتظار می رود علاوه بر دوپ کردن حفره، فعل و انفعال بین GPLها و اکسیژن در چنین دمای بالایی، به طور قابل توجهی افزایش یابد. در نتیجه، GPLها ممکن است قادر به واکنش با مولکول های اکسیژن برای تشکیل گاز دی اکسید کربن باشند، که این امر منجر به اتلاف GPLها می شود.

تجزیه و تحلیل مشخصه دینامیک دوک برای سیستم بازسازی ماشین محور

Dynamic Characteristic Analysis of the Spindle for the Oriented Machine Remanufacturing System

It was researched by a CNC spindle system after remanufacturing as the object, used the finite element analysis software ANSYS spindle system .Firstly, the urgency of the remanufacturing spindle and processing is analyzed; secondly it was established by the finite element model and being dynamic performance analysed, it was obtained by first five natural frequencies, vibration type and the largest integrated deformation on the specific conditions and different structural parameters of the spindle system; they are analyzed by the supporting stiffness, the supporting span and other structural parameters of the spindle system low natural vibration characteristics and its antivibration performance. For the spindle system dynamic design and similar components and residual stress VSR process provides a useful analysis of data and feasible method of analysis.

1 Introduction

The machine tool spindle is the important components for the precision machining of the machine. Because the spindle system dynamic performance plays a key role in affecting the machining accuracy, it is particularly important to research the remanufactured spindle components and analyze the function of the repaired spindle.

With the rapid development of China’s industries, the demand for CNC machine tools is increasing, the country has a large technical equipment control technology, design technology and assembly technology as a key development direction [1]. The nature of remanufacturing is the machine repair, is a high-tech restore, academician Binshi xu led research team is the pioneer remanufacturing technology, they has been successfully applied the surface of the repair technique to the machine remanufacturing recovery of mechanical precision [2]. The CNC machine tools is a key production line equipment, machines parts the specification, high precision, expensive features, does not allow waste, so large machine remanufacturing of machinery is high precision [3, 4]. Deformation caused by machine vibration source is complex, the processing errors are not easy to identify, the cause of the vibration generated by the machine movement has a significant impact on machining accuracy, especially straightness errors in the vertical plane, will directly affect the ultimate precision machine tools [5, 6, 7].The effect of vibration on the machine is one serious problem of large machine tools remanufacturing [8, 9].

This paper analyzes the spindle through the static and dynamic performance [10, 11], before the re-manufacturing to make reasonable arrangements for the parameters of the spindle, increase the accuracy level is too high to avoid causing parts remanufacturing costs [13].

مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) 

مودهای کوپلینگ خمشی پیچش عمودی
در مورد لایه چینی هایCAS1 و CAS2 قابل ذکر است که به خاطر انطباق با نوع نگارش پژوهش های پیشین، زاویه لایه θنسبت به محور z محاسبه می شود، اما برایCAS3 و CAS4 نسبت به محور “s” اندازه-گیری میشود. بنابراين لایه چینی هایCAS-1 و CAS-2 در صورتي كه θ=60و θ=45باشد با CAS4يكسان هستند.
نتایج صحت سنجی در جدول 4a در ترکیب با تحلیل اجزا محدود حاضر ارائه شده اند. در جدول 4b، یک مقایسه بین نتایج این تحقیق و نتایج تجربی یا تحلیل اجزای محدود به شکل جداگانه ارائه گشته است. همانطور که مشاهده شد، مقایسه نتایج با داده های تجربی یک روند منطقی را دنبال نمی کند. این مساله ممکن است بخاطر این حقیقت باشد که نتایج تجربی معمولا تحت تاثیر پارامترهای بسیاری، از جمله دقت پیاده سازی شرایط مرزی صحیح، اندازه گیری خطاها و بسیاری دیگر قرار می گیرند. از سوی دیگر، در مقایسه نتایج تئوری حاضر با نتایج حاصل ار روش اجزا محدود، یک ثبات رویه معقول کلی را می توان مشاهده نمود. بحث های بیشتر، در ارتباط با مقایسه نتایج، در قسمت بعدی مقاله هنگامی که نتایج مربوط به اثرات مجموعه های مختلف معادلات ساختاری ارائه شده، فراهم گردیده است.
شکل های 3 تا 9 هفت فرکانس طبیعی اول پیکربندی CAS3را نشان می دهند. مشاهده شده است که مجموعه اول فرضیات منجر به نتایجی می شوند که ارتباط نزدیکی با پیش بینی های روش اجزا محدود ندارند. مجموعه بعدی فرضیات به طور کلی فرکانس های طبیعی بالاتری در مقایسه با نتایج به دست آمده توسط ANSYS دارند. برای مثال، در مورد θ=50، در شکل 3 مشاهده شده است که یک اختلاف 37 درصدی بین مقادیر فرکانس طبیعی اول بدست آمده از مجموعه اول فرضیات یا با کد ANSYS مشاهده شد. همچنین دیده شد که فرکانس های پیش بینی شده توسط مجموعه دوم و سوم تا فرکانس هفتم ارتباط نزدیکی با نتایج اجزا محدود دارند. در مورد فرکانس هشتم یا نهم (شکل های 10 و 11) برای زوایای لایه بین 0 تا 50 درجه، نتایج تجربی بدست آمده توسط مجموعه های دوم و سوم در ارتباط بسیار نزدیک با نتایج اجزا محدود است. هرچند برای زوایای بین 50 تا 90 درجه، این انطباق راضی کننده نیست.
برای پیکربندی CAS4، فرکانس های پیش بینی شده در شکل های 12 تا 20 نمایش داده شده اند. همانطور که با ارجاع به پیکربندیCAS3 تجربه شده است، دیده می شود که در مورد پیکربندی CAS4، فرکانس های طبیعی بر اساس مجموعه اول پیش فرض ها به درستی پیش بینی نشده اند (شکل 12 تا 20). برای مثال، در مورد θ=50، درشکل 12 دیده می شود که تفاوتی در حدود 68 درصد بین اولین مقدار فرکانس طبیعی حاصل از مجموعه اول فرض ها با کد ANSYS وجود دارد.
در مقایسه با مجموعه اول، مجموعه دوم که توسط لیبرسکو و همکارانش در تحلیل های ارتعاش آزاد و ایروالاستیک مورد استفاده قرار گرفته است[23، 24]، به طور کلی نتایج را به میزان قابل توجهی نزدیک به نتایج روش اجزای محدود پیش بینی کرده است. اما مجموعه دوم نیزدر بعضی موارد خطاهای قابل توجهی را نشان داده است. به عنوان مثال، در مورد θ=70، اولین فرکانس طبیعی (شکل 12) با حدود 29٪ تفاوت بین آنچه که از مجموعه دوم حاصل شده و مقادیر حاصل از روش المان محدود پیش بینیشده است.تا آنجا که سومین مجموعه دخیل می باشد، مشاهده می شود که برای زاویه های0≤θ≤50 فرکانس طبیعی تا هفتمین فرکانس با دقت بسیار خوبی در مقایسه با نتایج روش اجزا محدود پیش بینی شده است. برای زوایای50≤θ≤80 در تعدادی از مودها، یعنی 1، 3، 5، 6، و هفتمین آن ها، این دقت شروع به کاهش اندک می کند، اما هنوز در محدوده قابل قبول است. از سوی دیگر، در مودهای بالاتر، یعنی فرکانس های طبیعی هشتم و نهم، نتایج تئوری در مقایسه با روش المان محدود حتی در مورد مجموعه سوم اصلا رضایت بخش نیست.
به نظر می رسد رفتار ارتعاش آزاد تیرهای کامپوزیتی جدار نازک با مقطع قوطی ذکر شده در بالابه دلیل پیش فرض های اولیه ای که در توسعه مدل تیر کامپوزیتی جدار نازک که فرض شده است سطح مقطع تیر در صفحه خود تغییر شکل نمی دهد و همچنین مقدار ضرایب سفتی، اتفاق افتاده است. این نتیجه می تواند با در نظر گرفتن شکل 21 تا 24 شکل بگیرد. در شکل 21 و 22، شکل مود سوم و نهم ANSYS برایCAS4 شکل در مورد θ=70 به ترتیب نشان داده شد اند. این در شکل 22 دیده می شود در ارتباط با مود نهم سطح مقطع به طور قابل توجهی در صفحه تغییر شکل یافته است (یعنی خم شدن پوسته اتفاق افتاده است)، بنابراین مدل تیر کامپوزیتی جدار نازک بسط داده شده قادر به دریافت اثرات تغییر شکل سطح مقطع نتوانسته است تحلیلANSYSرا دنبال کند، نیست.یک مسئله مشابه نیز توسط دانسیلا و همکاران مورد توجه قرار گرفته است [25] که پیشنهاد کردند که فرکانس های طبیعی بالاتر نمی توانند به طور دقیق پیش بینی شوند مگر اینکه تغییر شکل سطح مقطعی برای آن ها مجاز باشد.

شکل های 23 و 24تفاوت صلبیت خمشی عرضی (a_33) و ضریب کوپلینگ الاستیک خمشی پیچشی(a_37) با زاویه صفحه بر اساس مجموعه سوم فرض ها به ترتیب برای پیکربندی هایCAS4 و CAS3نشان می دهد.
در شکل 23 دیده می شود که برای لایه چینیCAS4، ضریب کوپلینگ الاستیک پیچشی اندازه قابل توجهی دارد که در مقایسه با صلبیت خمشی نمی تواند به راحتی نادیده گرفته شود و حداکثر مقدار آن برای زاویه های صفحه در بازه 50 تا 80 درجه می باشد. بنابراین، انتظار می رود سهم مودهای پیچش در فرکانس های طبیعی در محدوده زوایای صفحه ذکر شده در بالانسبتا قابل توجه باشد.این سهم در فرکانس های طبیعی بالاتر که تغییر شکل پیچشی در شکل های مودها بیشتر به چشم می آیند، بیشتر می شود(شکل 22). بنابراین، در مورد فرکانس های طبیعی پایین تر و برای زاویه های صفحه0 تا 50 درجه نتایج حاصل از کار حال حاضر در مقایسه با نتایج روش اجزای محدود انطباق بسیار خوبی دارند(شکل های 12-18 برای مجموعه سوم). از آنجایی که مدل حاضر نمی تواند مودهای پیچش را کامل ضبط کند (یعنی حالت های خمش پوسته در صفحه ضبط نمیشوند)، فرکانس های طبیعی پیش بینی شده شروع به از دست دادن دقت خود را در مقایسه با نتایج اجزای محدود در مورد فرکانس های طبیعی پایین تر و برای سطح زوایای50 تا 80 درجه،که درآن مودهای خمشی هنوز هم غالب هستند، اما مقدار کوپلینگ خمش پیچش قابل توجه است (شکل 12-18 برای مجموعه سوم) می کند.
بر اساس بحث فوق و این واقعیت که لایه چینیCAS1 مشابه با پیکربندیCAS4 با زاویه 60 درجه است،تفاوت بین فرکانس های طبیعی به دست آمده از نتایج تئوری حاضر و آنچه که توسط تحلیل روش اجزای محدود در مورد لایه چینیCAS1 حاصل شده است (جدولb4)توجیه می شود.
در مورد لایه چینیCAS3، همانطور که در شکل 24 دیده می شود، ضریب کوپلینگ خمشی پیچی نسبت به ضریب صلبیت خمشی قابل توجه نیست. بنابراین، برای تقریبا تمام زوایای بسته در مورد مودهای پایین تر (یعنی هفت فرکانس طبیعی اول) که در آن تغییر شکل خمشی و پیچشی در شکل مود متناظر هنوز غالب نیست، نتایج به دست آمده با
استفاده از مجموعه سوم انطباق نزدیکی با نتایج حاصل از تحلیل اجزای محدود دارد (شکل 3-9).

مقالات انگلیسی و ترجمه های فارسی رایگان با فرمت PDF آماده دانلود رایگان میباشند

همچنین ترجمه مقاله با فرمت ورد نیز قابل خریداری و دانلود میباشد

مقاله انگلیسی رایگان (PDF)

ترجمه فارسی رایگان (PDF)

خرید ترجمه با فرمت ورد

فهرست مقاله:

1-مقدمه
2- مرور منابع
3- مدل پیش بینی شکست خستگی
4آزمون شبیه سازی و آزمایشی
5-نتیجه گیری

بخشی از ترجمه فارسی مقاله:

1-مقدمه
خستگی، یکی از مکانیسم های شکست اصلی در سازه های مهندسی می باشد(1). بار های سیکلی متغیر از نظر زمانی منجر به شکست اجزا در مقادیر تنش و فشار کم تر از مقاومت خمشی یا نهایی ماده می شود. شکست خستگی اجزا با ظهور و انتشار یک ترک تا زمانی ناپایدار شدن و سپس تبدیل ترک ها به شکست ناگهانی رخ می دهد. عمر خستگی کل، مجموع عمر شروع ترک و عمر انتشار ترک میباشد. پیش بینی عمر خستگی به دلیل ماهیت پیچیده که تحت تاثیر عوامل مختلف، ماهیت آماری پدیده های خستگی و تست های خستگی زمان بر قرار دارند از اهمیت زیادی برخوردار است.
اگرچه بسیاری از مدل های خستگی برای حل مسائل خستگی استفاده شده اند، با این حال دامنه روایی( اعتبار) این مدل ها هنوز به خوبی تعریف نشده است. هیچ روشی قادر به پیش بینی عمر خستگی با مقدار آسیب از طریق تفکیک فاز های شروع ترک و انتشار ترک نمی باشد. روش های مورد استفاده برای پیش بینی عمر شروع ترک عمدتا تجربی هستند(2) و قادر به تعریف آسیب وارد شده به مواد نمی باشند. رویکرد های مبتنی بر کرنش و تنش آسیب وارده به ماده را تعیین نمی کنند زیرا آن ها عمدتا روش های برازش منحنی می باشند. محدودی این روش موجب شده است تا مدل های میکرومکانیک موسوم به رویکرد های محلی بر اساس مکانیک آسیب در محیط پیوسته ایجاد شوند(CDM). رویکرد های محلی بر اساس کاربرد مدل های میکرومکانیک گسیختگی می باشند که در آن تنش/کرنش و آسیب در نوک ترک مربوط به شرایط اساسی و بحرانی لازم برای گسیختگی است. این مدل ها از طریق پارامتر های خاص مواد واسنجی می شوند.
وقتی که این پارامتر ها برای یک ماده خاص تعیین شد، می توان گفت که آن ها مستقل از شکل هندسی و حالت بار گذاری هستند و می توان از آن ها برای ارزیابی جزء ساخته شده از یک ماده استفاده کرد.
برای برخی از ساختار های ( سازه های) سازگار، جا به جایی مطلوب به ندرت رخ می دهد و تئوری های ایستا یا استاتیک برای تجزیه تحلیل کافی می باشند. با این حال، با تعریف مکانیسم های سازگار، شکست و انحراف اعضای انعطاف پذیر برای حرکت و جا به جایی لازم است. معمولا، گفته می شود که مکانیسم باید قادر به باشد تا تحت جا به جایی برای چندین بار قرار گیرد و طراحی ممکن است نیاز به چند میلیون سیکل عمر نامحدود داشته باشد. بار گذاری مکرر منجر به تنش های نوسانی در اعضا و در نهایت شکست خستگی می شود. شکست می تواند در تنش هایی رخ دهد که به طور معنی داری کم تر از تنش هایی است که منجر به شکست استاتیک می شود(3). یک ترک کوچک برای آغاز یک شکست خستگی کافی است. ترک سریعا رشد و پیشرفت می کند زیرا اثر تمرکز تنش اطراف آن بزرگ تر می شود. در صورتی که اندازه سطح تحت تنش کوچک تر شود، بزرگی تنش افزایش می یابد و اگر مساحت باقی مانده باز هم کوچک تر شود، عضو می شکند. یک عضو شکسته شده به دلیل خستگی، دو ناحیه مجزا را نشان می دهد. ناحیه اول ناشی از توسعه پیشرونده ترک است، و ناحیه دوم ناشی از گسیختگی ناگهانی است. شکست غیر منتظره و زود هنگام یک ابزار می تواند منجر به یک طراحی غیر ایمن شود. هم چنین اعتماد مصرف کننده به محصولاتی که زودتر می شکنند کاهش می یابد. به همین دلایل، عمر خستگی مکانیسم سازگار باید تجزیه تحلیل شود.
اگرچه پیش بینی صحیح شکست خستگی سخت است، دانش و درک مناسب از پیش بینی شکست خستگی و پیشگیری در طراحی مکانیسم های سازگار اهمیت دارد. تئوری را می توان برای طراحی ابزار هایی که مقاوم به این تنش های نوسانی می باشند استفاده کرد.
چندین مدل برای پیش بینی شکست خستگی موجود است. مدل های عمر-کرنش وعمر-تنش غالبا در طراحی اجزای مکانیکی استفاده می شوند(3). این تئوری ها برای بخش های تحت تنش های نوسانی قابل پیش بینی و مداوم مناسب هستند. بسیاری از اجزای ماشینی با این تئوری ها هم خوانی دارند زیرا جا به جایی و بار های آن ها از طریق سینماتیک مکانیسم تعریف می شود.
سه سیکل تنش وجود دارد که از طریق آن بار ها به اجزای مورد نظر وارد می شوند. ساده ترین مورد، سیکل تنش معکوس است( شکل 1 الف). این یک موج سینوسی است که در آن تفاوت ماکزیمم تنش و مینیمم تنش، در یک علامت منفی است. مثالی از این نوع سیکل تنش در یک محور است که در هر نیم دور چرخش در موج سینوسی، تنش بر روی نقطه معکوس می شود. رایج ترین نوع سیکل در سازه های مهندسی، در جایی دیده می شود که تنش های ماکزیمم و مینیمم به صورت غیر متقارن هستند( منحنی، یک موج سینوسی است) نه برابر.( شکل 1 ب). این نوع از سیکل تنش موسوم به سیکل تنش مکرر است. نوع نهایی از حالت سیکل تنش، جایی است که در آن تنش و فرکانس به طور تصادفی تغییر می کنند.( شکل 1 ج). یک مثال از این می تواند شوک بدنه باشد که در آن بزرگی فرکانس امواج ایجاد تنش های ماکزیمم و مینیم متغیر می کنند.
پیش بینی عمر قطعات تحت تنش بالاتر از آستانه تحمل، در بهترین حالت یک روش تقریبی است. برای درصد بالایی از سیستم های سازگار مکانیکی و ساختاری در معرض شدت های متغیر سیکل های تنش( اجزای سازگار ساختار هواپیما و خودرو)، پیش بینی عمر خستگی کمی پیچیده تر است. مدل های عمر-کرنش و عمر-تنش نرمال را نمی توان در پیش بینی خستگی استفاده کرد. مدل هایی نظیر مکانیک آسیب در محیط پیوسته را می توان در این وضعیت استفاده کرد.
پلیمر ها غالبا در طراحی مکانیسم های سازگار(3) استفاده می شوند. استفاده از ویژگی های غیر خطی پلیمر ها برای تجزیه تحلیل عملکرد سیستم های سازگار لازم است. پلیمر های ترمو پلاستیک نظیر پلی پروپیلن یک پاسخ ماده ویسکو الاستیک را نشان می دهند(4). با قوانین ساختاری خاص نظیر قوانین پلاستیسیته ترکیبی و ویسکو الاستیسیته، مواد به شکلی تراکم ناپذیر رفتار می کنند(5). رفتار حجمی مواد هایپر الاستیک را می توان به دو دسته طبقه بندی کرد موادی نظیر پلیمر ها دارای تغییرات حجمی اندکی در طی تغییر شکل بوده و و موادی که تقریبا تراکم ناپذیر می باشند.(6). فوم ها یک مثال از مواد تراکم ناپذیر می باشند که تغییرات حجمی بسیار زیادی را طی تغییر شکل و دفورمه شدن تجربه می کنند. این نشان می دهد که بیشتر پلیمر ها تقریبا تراکم ناپذیر یا غیر قابل فشرده سازی هستند. به طور کلی، پاسخ پلیمر به شدت وابسته به دما(7) است. در دما های پایین، پلیمر ها همانند شیشه خمش الاستیک را تجربه می کنند: در دما های بالا، رفتار همانند مایعات ویسکوز است، و در دما های متوسط، رفتار همانند جامدات لاستیکی است. قانون مواد هایپر الاستیک این رفتار لاستیکی را اندازه گیری می کند. پلیمر ها قادر به تغییر شکل زیادی بوده و در معرض منحنی های کرنش-تنش کششی و تراکمی قرار می گیرند(8). ساده ترین توصیف برای این نوع ماده، هایپر الاستییسیته ایزوتروپیک(8) می باشد.
شکست خستگی پلیمر های ترمو پلاستیک به طور کلی در دو مرحله توسعه می یابد(9). اولا، مواد موجب انباشت آسیب خستگی می شوند( یعنی در فاز شروع) که در نهایت منجر به تشکیل شکاف های ملموس می شود. این شکاف ها بزرگ تر شده و تبدیل به ترک می شوند و تا زمان وقوع شکستگی نهایی منتاشر می شوند. به طور کلی، فرایند آسیب در پلیمر ها به صورت تشکیل و توسعه ریز شکاف ها و ترک ها در یک ماده کامل است. ماده به صورت یکسان و ثابت باقی می ماند، با این حال خواص ماکروسکوپی آن با هندسه ماکروسکوپی آن تغییر می کند(10). در پلیمر ها، تشکیل شکاف یکی از دلایل اصلی اسیب به ماده است که هم به صورت فرایند خمش موضعی و هم به صورت اولین مرحله گسیختگی در نظر گرفته می شود. شکاف ها معمولا تحت آسیب های سطحی و خراش ها یا منافذ کوچک ایجاد شده و نقش قابل توجهی در تغییر شکل های آتی و نیز رفتار های مکانیکی کلی پلیمر ها دارند(11). مدل های مکانیک آسیب در محیط پیوسته CDM برای اولین بار توسط کاچنوف معرفی شده و در چارچوب بحث های ترمودینامیک در حصوص اثرات ریز شکاف ها بر روی توسعه شکاف های بعدی و وضعیت تنش و کرنش در مواد توسعه یافت.
در این مقاله، معادله تکامل آسیب ایزوتروپیک برای ویژگی ویسکوالاستیسیته محدود CM های پلیمری پیشنهاد شده است که بر مبنای CDM است. یک مدل آسیب جدید برای ایجاد فرمول عمر خستگی برای این سیستم های سازگار توسعه یافته است. مدل سازگار به صورت یک ماده هایپر الاستیک ایزو تروپیک در نظر کرفته می شود. یک ماده پلیمری موسوم به پلی پروپیلن با چگالی پایین(LDP) برای بدست آوردن عمر خستگی به صورت تابعی از بزرگی تنش تست شد.

بخشی از مقاله انگلیسی:

1. Introduction

Fatigue is one of the major failure mechanisms in engineering structures [1]. Time-varying cyclic loads result in failure of components at stress values below the yield or ultimate strength of the material. Fatigue failure of components takes place by the initiation and propagation of a crack until it becomes unstable and then propagates to sudden failure. The total fatigue life is the sum of crack initiation life and crack propagation life. Fatigue life prediction has become important because of the complex nature of fatigue as it is influenced by several factors, statistical nature of fatigue phenomena and time-consuming fatigue tests. Though a lot of fatigue models have been developed and used to solve fatigue problems, the range of validity of these models is not well defined. No method would predict the fatigue life with the damage value by separating crack initiation and propagation phases. The methods used to predict crack initiation life are mainly empirical [2] and they fail to define the damage caused to the material. Stress- or strainbased approaches followed do not specify the damage caused to the material, as they are mainly curve fitting methods. The limitation of this approach motivated the development of micromechanics models termed as local approaches based on continuum damage mechanics (CDM). The local approaches are based on application of micromechanics models of fracture in which stress/strain and damage at the crack tip are related to the critical conditions required for fracture. These models are calibrated through material specific parameters. Once these parameters are derived for particular material, they can be assumed to be independent of geometry and loading mode and may be used to the assessment of a component fabricated from the same material. For some compliant structures, the desired motion may occur infrequently, and the static theories may be enough for the analysis [3]. However, by the definition of compliant mechanisms, deflection of flexible members is required for the motion. Usually, it is desired that the mechanism be capable of undergoing the motion many times, and design requirements may be many millions of cycle of infinite life. This repeated loading cause fluctuating stresses in the members and can result in fatigue failure. Failure can occur at stresses that are significantly lower than those that cause static failure [3]. A small crack is enough to initiate the fatigue failure. The crack progresses rapidly since the stress concentration effect becomes greater around it. If the stressed area decreases in size, the stress increases in magnitude, and if the remaining area is small, the member can fail. A member failed because of fatigue showing two distinct regions. The first one is due to the progressive development of the crack, while the other one is due to the sudden fracture. Premature or unexpected failure of a device can result in an unsafe design.The consumer confidence may be reduced in products that fail prematurely. For these and other reasons, it is critical that the fatigue life of compliant mechanism be analyzed. Although fatigue failure is difficult to predict accurately, an understanding of fatigue failure prediction and prevention is very helpful in the design of compliant mechanisms. The theory can be used to design devices that will withstand these fluctuating stresses. Several models are available for fatigue failure prediction. The stress-life and strain-life models are commonly used in the design of mechanical components [3]. These theories are appropriate for parts that undergo consistent and predictable fluctuating stresses. Many machine components fit into this category because their motion and loads are defined by kinematics of the mechanism. There are three stress cycles with which loads may be applied to the component under consideration. The simplest being the reversed stress cycle (Figure 1(a)). This is merely a sine wave where the maximum stress and minimum stress differ by a negative sign. An example of this type of stress cycle would be in an axle, in which every half turn or half period as in the case of the sine wave, the stress on a point would be reversed. The most common type of cycle found in engineering applications is where the maximum stress and minimum stress are asymmetric (the curve is a sine wave), not equal, and opposite (Figure 1(b)).

This type of stress cycle is called repeated stress cycle. A final type of cycle mode is where stress and frequency vary randomly (Figure 1(c)). An example of this would be hull shocks, where the frequency magnitude of the waves will produce varying minimum and maximum stresses. Predicting the life of parts stressed above the endurance limit is at best a rough procedure. For the large percentage of mechanical and structural compliant systems subjected to randomly varying stress cycle intensity (e.g., compliant automotive suspension and compliant aircraft structural components, etc.), the prediction of fatigue life is further complicated. The normal stress-life and strain-life models cannot be adopted in the fatigue prediction. Models such as continuum damage mechanics (CDM) can be used in dealing with this situation. Polymers are predominantly used in the design of compliant mechanisms [3]. It is important to use the nonlinear characteristics of polymers to analyse the performance of compliant systems. Thermoplastic polymers like polypropylene exhibit a viscoelastic material response [4]. It has been frequently noted that with certain constitutive laws, such as those of viscoelasticity and associative plasticity, the material behaves in a nearly incompressible manner [5]. The typical volumetric behavior of hyperelastic materials can be grouped into two classes. Materials such as polymers typically have small volumetric changes during deformation and those that are incompressible or nearly-incompressible materials [6]. An example of the second class of materials is foams, which can experience large volumetric changes during deformation, and these are compressible materials. This implies that most polymers are nearly incompressible. In general, the response of a typical polymer is strongly dependent on temperature [7]. At low temperatures, polymers deform elastically like glass; at high temperatures, the behaviour is viscous like liquids; at moderate temperatures, the behaviour is like a rubbery solid. Hyperelastic constitutive laws are intended to approximate this rubbery behaviour. Polymers are capable of large deformations and subject to tensile and compression stress-strain curves [8]. The simplest yet relatively precise description for this type of material is isotropic hyperelasticity [8]. The fatigue failure of thermoplastics polymers generally develops in two phases [9]. First, the material accumulates fatigue damage (i.e., in the initiation phase), which ultimately leads to the formation of visible crazes. The crazes further grow, form cracks and propagate (i.e., in the propagation phase) until the final failure occurs. In general, the damage process in polymers is regarded as the formation and development of microdefects and crazes within an initially perfect material. The material remains the same but its macroscopic properties change with its microscopic geometry [10]. In polymers, craze formation is generally believed to be one of the main causes of material damage, which is both a localized yielding process and the first stage of fracture. Crazes are usually initiated either at surface flaws and scratches or at internal voids and inclusions and affect significantly the subsequent deformation and bulk mechanical behaviors of polymers [11]. The continuum damage mechanics (CDM) first introduced by Kachanov and developed within the framework of thermodynamics discusses systematically the effects of microdefects on the subsequent development of microdefects and the states of stress and strain in materials. It has been applied to fatigue and fracture of different materials. In this paper, an isotropic damage evolution equation for finite viscoelasticity characteristic of polymeric CMs is proposed, which is based on the CDM. A new damage model is developed to establish the fatigue life formula for such compliant systems. The compliant material is idealized as an isotropic hyperelastic material. A commonly used polymeric material, low density polypropylene (LDP) was tested to obtain the fatigue life as a function of the strain amplitude.

مقاله انگلیسی رایگان (PDF)

ترجمه فارسی رایگان (PDF)

خرید ترجمه با فرمت ورد

بخشی از ترجمه فارسی مقاله:

1.مقررات طرح های موجود برای دیوارهای برشی فولادی
طی سال های 1980و1990 تحقیقات قابل توجهی به صورت تحلیلی وآزمایشگاهی روی رفتار پس از کمانش سیستم دیوار برشی فولادی بدون سخت کننده(SPSW) انجام شد. این تحقیقات در ابتدا در دانشگاه های کانادا و آمریکا انجام شد( برای مثال [2-6]) که منجر به ادغام مشخصات طراحی سیستم SPSW در آیین نامه ها و استانداردها شد. در سال 1994 در استاندارد طراحی فولادی آمریکا [7] مقررات طراحی برای SPSW تنها به عنوان ضمیمه آیین نامه طراحی اصلی بود. در استاندارد 2001 کانادا[8] بند اجباری برای طراحی دیوار برشی فولادی قرار داده شده است. این استاندارد برای دو حالت شکل پذیری کم و شکل پذیری زیاد دیوار برشی فولادی مقررات دارد. برای SPSW با شکل پذیری کم نیاز به اتصال ویژه تیر به ستون نیست و ضریب رفتار برای این حالت برابر 2 در نظر گرفته می شود. برای SPSW با شکل پذیری زیاد برای اتصال تیر به ستون از سیستم قاب خمشی استفاده می شود و ضریب رفتار برابر 5 در نظر گرفته می شود. بدین ترتیب این آیین نامه برای اطمینان از شکست شکل پذیر، روش طراحی ظرفیت غیر مستقیم را پیشنهاد می کند. در این روش ضریب B ( نسبت مقاومت برشی دیوار برشی فولادی با ضخامت مورد نظر به نیروی جانبی ضریبدار در پایه دیوار برشی فولادی ) برای بزرگنمایی نیروی محوری و لنگر خمشی ستون بدست آمده از تحلیل الاستیک استفاده می شود. این ضریب بزرگنمایی برای ستونی که نیرو و لنگر ان از تحلیل غیر خطی پوش آور بدست آمده استف لازم نیست.
تحقیقات بیشتر در مورد سیستم های SPSW در دهه گذشته، به ویژه تحلیل و طراحی روش های پلاستیکی برای SPSW [9] منجر به تدوین مقررات جدید در مقررات زلزله آیین نامه AISC و آیین نامه کانادا CAN/CSA S16 شد[8.12].
مشخصات SPSW در AISC در حالت حد فروپاشی براساس روش ضریب بار و مقاومت (LRFD) می باشد. مفهوم طراحی ظرفیت در این استاندارد گنجانیده شده است. برای مثال تمام گوشه ها و مرزالمان ها ( مرزهای افقی المان ها / HBE و مرزهای قائم المان ها / VBE ) برای ماکزیمم نیرویی که باعث تسلیم کامل ورق پر کننده می شود، طراحی می شود. این مقررات یک مکانیسم شکست ترجیحی مانند معیار تیر ضعیف – ستون قوی و این که مفاصل پلاستیک تنها در انتهای HBE تشکیل شوند، را نشان می دهد. اخیرا راهنمای AISC 20 برای SPSW [13] با مقررات زلزله AISC برای کامل کردن روش های طراحی توسعه یافت. که شامل مراحل گام به گام طراحی برای دو نوع دیوار برشی فولادی :
SPSW با شکل پذیری بالا (R=7) برای مناطق با لرزه خیزی بالا
SPSW با شکل پذیری کم (R=3) برای مناطق با لرزه خیزی کم
این راهنما مطابق با استاندارد ASCE-05 موجود برای تعیین مینیمم بار ساختمان ها [14]،
ANSI/AISC 360-05 برای سازه های فولادی [15] و مقررات زلزله AISC 2005 [10] توسعه یافت. اگرچه ظرفیت طراحی المان در استاندارد طراحی فولادی اخیر کانادا و آمریکا گنجانده شد وقتی از دیدگاه طراحی بر اساس عملکرد لرزه ای (PBSD) قرار می گیرند دارای محدودیت هایی است.
1. با این آیین نامه ظرفیت قابل توجه تغییر شکل غیر الاستیک سیستم SPSW به طور کامل استفاده نمی شود، به عنوان طراحی در درجه اول طراحی بر اساس نیرو- مقاومت الاستیک که برای رسیدن به رفتار غیر الاستیک از یک ضریب اصلاح پاسخ ،R، استفاده می شود.
2. این راهنما ها مختص یک مکانیسم مطلوب است ولی معادلات طراحی خاص برای رسیدن به این عملکرد مطلوب [16] را به خصوص در VBE و HBE درسیستم SPSW نمی دهد.
3. این استانداردها طراحی گزینه هایی برای انتخاب مکانیسم شکست سازه های SPSW را فراهم نمی کند.
در سالیان اخیر Berman و Bruneau [17] روش منطقی دقیق و نسبتا مؤثر در طراحی ظرفیت
ستون های SPSW (VBE) را پیشنهاد دادند. روش ها ترکیبی از مدل الاستیک SPSW و مفاهیم تحلیل پلاستیک بود. تحقیقات مقررات طراحی ظرفیت در تیرهای مرزی (HBE) در سیستم SPSW را فراهم کرد. این معادلات طراحی به ویژه برای تیرهای anchor ( تیرهای سقف و کف که فقط در یک سمت دارای پانل پرکننده هستند) که دارای مکانیسم خرابی در تیر هستند مفاصل پلاستیک در دو انتها و وسط دهانه ی HBE می باشد. Vian و همکاران [19] استفاده از مقطع کاهش یافته / RBS را برای تحقق مکانیسم شکست ترجیهی طبق ضوابط لرزه ای AISC توصیه کردند.
در طول دهه گذشته، فلسفه طراحی لرزه ای بر اساس عملکرد به عنوان یک طرح لرزه ای امیدوارکننده و کارآمد ظهور پیدا کرده است. PBSD صراحتا روی رفتار غیرالاستیک سیستم سازه ای در روند طراحی تاکید دارد. PBSD بر پایه مفاهیم تحلیل و طراحی پلاستیک، طراحی پلاستیک بر اساس عملکرد ( PBPD ) نامیده می شود. که اخیرا در سیستم های سازه ای مختلف از جمله قاب خمشی فولادی، قاب خمشی فولادی مهاربندی شده و . . . در دانشگاه میشیگان توسع یافته است [22,23]. در این روش طراحی مکانیسم شکست از پیش تعیین شده و تغییرمکان هدف (بر پایه رفتار غیر الاستیک) به عنوان اهداف عملکرد در نظر گرفته شد. تحلیل اعتبار سنجی این روش نشان داد که استفاده از این روش طراحی برای سازه ها در دستیابی به عملکرد از قبل انتخاب شده بسیار موثر بوده است. جزییات این روش و گام به گام روش های بعد از آن توسط Goel و Chao [24] تدوین شده بود. با توجه به تغییرات تدریجی در PBSD نسبت به روش طراحی لرزه ای بر اساس عملکرد معمولی Ghosh و همکاران [25] یک روش طراحی بر پایه تغییر مکان/ شکل پذیری برای سیستم دیوار برشی فولادی با تیرهای دارای مفصل در مرزها (مفصل در دو سر تیر) را پیشنهاد کردند. مشابه همین روش در دانشگاه میشیگان توسعه یافت که تغییر مکان شکل پذیر هدف و مکانیسم تسلیم از پیش تعیین شده معیار طراحی بود. از مفهوم تعادل انرژی غیرالاستیک در این روش طراحی استفاده شد. Ghosh و همکاران. این روش با طراحی SPSW 4 طبقه اتصال مفصلی تیرها تحت حرکات مختلف زمین برای نسبت های شکل پذیری مختلف اعتبار سنجی شد Gupta و همکاران [26]. Ghosh و همکاران با موفقیت روش بر پایه شکل پذیری تغییر مکان غیرالاستیک با استفاده از مقاطع گرم نورد شده موجود (برای المان های مرزی) در آمریکا [15]و هند [27] پیشنهاد دادند. اخیرا توزیع مناسب برش پایه در این روش گسترش یافت[28]. اعمال این روش برای SPSW با اتصال مفصلی تیرها در ارتفاعات مختلف موثر است.

بخشی از مقاله انگلیسی:

1. Existing design provisions for steel plate shear walls

During the 1980s and 1990s, a significant amount of research works, both ‘analytical’ and ‘experimental’, was conducted on the postbuckling behaviour of thin unstiffened steel plate shear wall (SPSW) systems [1]. These research works, conducted primarily in Canadian and U.S. universities (for example, [2–6]), resulted in the incorporation of design specifications for SPSW systems in design standards/codes. In 1994, the Canadian steel design standard [7] included design provisions for unstiffened thin SPSW, although only as an appendix to the main design code. The 2001 Canadian standard [8] incorporated mandatory clauses on the design of steel plate shear walls. This standard had provisions for both ‘limited ductility’ and ‘ductile’ steel plate shear walls. For the limited ductility SPSW, no special requirements were made for the beam-to-column connections and a response modification factor (R) of 2.0 was assigned for these systems. For the ductile SPSW, however, the beam-to-column connections had to be moment resisting and the response modification factor was higher (R = 5.0). In order to ensure a ductile failure mode for SPSW structures, this code recommended an indirect capacity design approach. In this approach, a factor B (ratio of the probable shear resistance at the base of the wall for a given plate thickness to the factored lateral force at the base of the wall, obtained from the calculated seismic load) was used to magnify the moments and axial forces in columns obtained from an elastic analysis. This magnification was not required if column forces and moments were obtained from a nonlinear pushover analysis. Further research on SPSW systems in the last decade, particularly the plastic analysis and design methods for SPSW [9], resulted in newer design provisions, for example, as in the AISC Seismic Provisions [10,11] and the Canadian standard CAN/CSA S16 [8,12]. The AISC SPSW specifications followed the load and resistance factor design (LRFD) format based on the limit state of collapse. The concept of capacity design was incorporated in this standard. For example, all edge/boundary elements (‘horizontal boundary elements/ HBE’ and ‘vertical boundary elements/VBE’) were designed to resist the maximum forces that could be generated by fully yielded steel ‘infill panels’. These provisions also indicated to a preferred mechanism of failure through specifications, such as that the boundary elements were required to be proportioned in order to meet the ‘strong-column-weak-beam’ criterion, and that in boundary elements plastic hinging was permitted only at HBE ends. The recently published AISC Design Guide 20 for SPSW [13] developed the 2005 AISC Seismic Provisions into a complete design methodology. It included step-by-step design procedures as well as design examples for two types of steel plate shear walls: high-ductility SPSW (with R = 7.0) for high-seismic regions and low-ductility SPSW (with R = 3.0) for low seismic regions. This design guide was developed in accordance with the then existing relevant standards ASCE7-05 for minimum design loads in buildings [14], ANSI/AISC 360-05 for structural steel [15], and 2005 AISC Seismic Provisions [10]. Although elements of capacity design concepts were incorporated in the latest Canadian and U.S. steel design standards, there are a few limitations when assessed from a performance-based seismic design (PBSD) perspective 1. Significant inelastic deformation capacity (ductility) of SPSW systems cannot be fully utilised by these codes, as the design is primarily based on an elastic force/strength-based approach where the inelastic behaviour is implicitly accounted for through a response modification factor, R. 2. These guides specify a desirable yield mechanism, however they do not provide specific design equations to attain this yield mechanism [16], especially for the VBE and HBE in the SPSW system. 3. These standards do not provide the designer any option to choose a specific yielding hierarchy or failure mechanism for the SPSW structure. In more recent times, Berman and Bruneau [17] proposed a reasonably accurate and relatively effective capacity design method for SPSW columns (VBE). Their procedure combined a linear elastic model of SPSW and plastic analysis concepts. Research works by [18–21] provided capacity design provisions for boundary beams (HBE) in SPSW systems. These design equations, especially those for ‘anchor beams’ (beams at roof and ground level with infill panels only at one side) were derived considering local collapse mechanism (‘beam mechanism’) with plastic hinges forming at the ends of the HBE and close to the mid-span of the HBE. Vian et al. [19] also recommended the use of ‘reduced beam section/RBS’ at the ends of the HBE to ensure the preferred failure mechanism of the AISC Seismic Provisions. Over the last decade, the performance-based seismic design philosophy has emerged as a promising and efficient seismic design approach. PBSD explicitly accounts for the inelastic behaviour of a structural system in the design process itself. PBSD approaches based on plastic analysis and design concepts called as performance-based plastic design (PBPD) methods were recently developed for different lateral load resisting systems (such as steel moment resisting frames, steel braced frames, etc.) in the University of Michigan [22,23]. In these design methods a pre-selected yield/ failure mechanism and a uniform target drift (based on inelastic behaviour) were considered as performance objectives. The analytical validation of these methods showed that structures designed using these methods were very effective in achieving the pre-selected performance objectives. Details of these methods and step-by-step procedures were later compiled in a book by Goel and Chao [24]. Considering a gradual shift towards PBSD for seismic design methods in general, Ghosh et al. [25] proposed a displacement/ductility-based design methodology for steel plate shear wall systems with pin-connected boundary beams. Similar to the methods developed in the University of Michigan, they also considered the target displacement ductility ratio and a preselected yield mechanism as the design criterion; and an inelastic energy balance concept was used in the formulation of the design method. Ghosh et al. validated this method by designing a four-storey SPSW with pin-connected beams subjected to various ground motion scenarios and for different target ductility ratios. Gupta et al. [26] successfully applied the inelastic displacement ductility-based method proposed by Ghosh et al. using standard hot rolled-sections (for boundary elements) available in the U.S. [15] and in India [27]. More recently, while investigating for a suitable (height-wise) distribution of the design base shear for this method, [28] applied this method effectively to SPSW with pinconnected beams of various heights.