مبتدی (مناسب برای درک مفهوم کلی مطلب) 

مخلوط بتن و قالب گیری
مخلوط بتن مورداستفاده برای گرید 34 Mpa در جدول 3 نشان داده‌شده است. مخلوط بتن مورداستفاده از سیمان پرتلند معمولی، ماسه طبیعی و سنگ دولومیت طبیعی شکسته شده با حداکثر اندازه اسمی 10 میلی‌متر تهیه شد. نمونه‌های آزمایش به‌صورت عمودی در قالب‌های چوبی که توسط مهارها برای حفظ فرم و شکل دادن به آن‌ها تثبیت‌شده‌اند ریخته شده است.

روش تست
نمونه‌ها در دستگاه تست بین سر جک و قاب فولادی قرار گرفتند. کرنش‌سنج‌ها، بارسنج‌ها و مبدل جابجایی ولتاژ خطی (LVDT) همه به سیستم جمع‌آوری داده‌ها که به کامپیوتر وصل بود، متصل می‌شدند. بار توسط یک بارسنج با ظرفیت kN 5000 تحت کنترل قرار گرفت و از طریق صفحات فولادی، برای تأمین سطوح اتکا یکنواخت، به ستون‌های بتن مسلح منتقل شد. شکل 3 یک نمای کلی از برپایی آزمایش را نشان می‌دهد. یک سیستم سنجش داده کنترل‌شده برای ثبت مداوم مقادیر بارسنج الکتریکی استفاده شد، دو عدد سنجشگر مدرج با دقت 0.01 میلی‌متر(LVDT) که تغییر شکل افقی ستون در دو جهت عمود، کرنش‌سنج‌های آرماتور و همچنین کرنش‌سنج‌های ژاکت فولادی را اندازه می‌گیرد.

برای اطمینان از اینکه شکست در بدنه نمونه و نه سر آن اتفاق خواهد افتاد، انتهای بالا و پایین نمونه‌ها با جعبه‌های فولادی ساخته‌شده از صفحات فولادی با ضخامت 10 میلی‌متر محصورشد. تمام رکوردهای تست‌ها به‌صورت اتوماتیک در فایل کامپیوتری برای به‌کارگیری اطلاعات بیشتر و ترسیم ذخیره می‌شد. تمام آزمایش‌ها در آزمایشگاه مواد مرکز تحقیقات ملی مسکن و ساختمان(HBRC) انجام گرفت.

کار تحلیلی با استفاده از مدل اجزاء محدود
برنامه اجزاء محدود ANSYS 12.0 [1] برای شبیه‌سازی تست آزمایشگاهی با معرفی مدل عددی مورداستفاده قرار گرفت. ستون‌های آزمایش‌شده در کار آزمایشگاهی برای تعیین بارها و کرنش‌های شکست در هر نمونه مدل‌سازی شدند. مقايسه ای بین نتايج آزمايش و F.E صورت گرفت.

تعریف خواص مواد
رابطه تنش-کرنش بتن
بتن تعریف‌کننده المان Solid 65 نیاز به خواص مواد ایزوتروپیک خطی و ایزوتروپیک چندخطی دارد تا بتن به‌درستی مدل شود [6, 7] مواد ایزوتروپیک چندخطی از معادلات زیر برای محاسبه منحنی تنش-کرنش ایزوتروپیک چندخطی استفاده می‌کنند.

پیاده‌سازی مدل ماده
پیاده‌سازی مدل مواد نیاز به تعریف ثابت‌های مختلف دارد. ضریب انتقال برشی استاندارد از 0.0 تا 1.0، با 0.0 نشان‌دهنده ترک‌خوردگی (از دست دادن کامل انتقال برش) و 1.0 نشان‌دهنده یک ترک عمیق (بدون از دست دادن انتقال برش) است. ضرایب انتقال برش برای ترک های باز و بسته به‌عنوان اساس توسط Kachlakev و همکاران [8] تعیین شد. مشکلات همگرایی درزمانی رخ می‌دهد که ضریب انتقال برش برای ترک باز به کمتر از 0.20 کاسته شد.[8] تنش ترک‌خوردگی غیرمحوری بر اساس مدول گسیختگی محاسبه شد. این مقدار با استفاده از معادله 4 تعیین می‌شود.

ساخت مدل
شکل 6-11 هندسه مدل ها را پس از ساخت مدل نشان می‌دهد. در هنگام ایجاد مدل نصف ارتفاع ستون در نظر گرفته می‌شود برای همه نمونه‌ها از تقارن ستون بهره گرفته می‌شود شبیه‌سازی صحیح شرایط مرزی و بارها لحاظ می‌شود.

شرایط مرزی و بارها
شرایط مرزی برای شبیه‌سازی شرایط آزمایش انتخاب شدند. انتقال افقی تمام مفاصل تکیه‌گاه در سه جهت محدود شد. شکل 12 و 13 شرایط مرزی و روش بارگذاری نمونه را به ترتیب نشان می‌دهند.

نتایج آزمایشگاهی
حالت‌های شکست و بارهای شکست
مودهای شکست و بارهای شکست بسته به تنظیمات ژاکت فولادی و همچنین آرایش آن متفاوت است.
ازآنجایی‌که المان های تقویت بیشتر بدنه نمونه را پوشش می‌داد، امکان مشاهده ترک‌های اولیه یا بار ترک‌خوردگی نمونه‌ها نبود؛ بنابراین فقط بار خرابی ثبت شد. بار شکست حداکثر بار ثبت‌شده در طول آزمایش در نظر گرفته می‌شود که در آن نمونه نمی‌تواند هیچ بار اضافی تحمل کند. جدول 6 بارهای شکست برای همه نمونه‌ها و درصد افزایش نسبت به نمونه مرجع (Col.00) را نشان می‌دهد درحالی‌که شکل 14 بر آسیب مشاهده‌شده در هر نمونه در شکست متمرکز است.

نمونه.Col.00 رفتار هر دو ستون مرجع مشابه بود. زمانی که بار افزایش افزایش یافت، ترک‌های مایل شروع به پدیدار شدن در قسمت بالای بخش سرستون کردند. با افزایش بار، تعداد این ترک‌ها افزایش یافت و عمیق‌تر شدند. در تقریباً 92 درصد بار شکست ستون (140 kN) پوشش بتنی خردشده و یک کمانش محسوس آرماتور طولی با خمیدگی خارجی یک طرف از آرماتور عرضی (خاموت) رخ داد بصورتی که در شکل 14a نشان داده شده است. هنگامی که بار به kN 1250 رسید، آسیب خرد شدن مشاهده شد و فروپاشی کلی نمونه رخ داد.
نمونه.Col.01.L.3P با افزایش بار، ترک های کوچک شروع به ظاهر شدن درست در زیر صفحه بارگیری کردند. افزایش بیشتر بار منجر به ترک های عمده در قسمت پایین ستون شد. سپس در تقریبا 98٪ بار شکست (1780 kN)، پوشش بتنی شروع به خرد کردن کرد و در هر دو آرماتور طولی و نبشی گوشه کمانش آشکار شد. در بار شکست (1821 kN)، جوش مهار پشتی پایینی به علت گسترش جانبی بتن همانطور که در شکل b14 نشان داده شده است باعث صدای انفجار شد.

نمونه.Col.02.L.6P این نمونه با ترک های جزئی زیر ورق بارگیری آغاز شده است. در قسمت پایین ستون، به علت گسترش جانبی بتن، ترکهای عمده ای تشکیل شدند. همانطور که بار افزایش یافته است، پوشش بتنی خرد می شود و جوش دو عدد مهار قرارگرفته در پایین شکافته می شود. این در تقریبا 1649 kN رخ داده است همانطور که در شکل 14c نشان داده شده است.
نمونه.Col.03.C.3P در قسمت بالای قسمت ستون در زیر صفحه بارگذاری ترک های مایل کوچکی ظاهر می شود. با افزایش بار تعداد این ترک ها افزایش یافت و عمیق تر شدند. در تقریبا 1480 kN، یک کمانش قابل توجه در یک بال و جان ژاکت ایجاد شد و به همراه ترک اصلی باعث خرد شدن پوشش بتنی شد. در نهایت، نمونه در حدود 1545 kN، همانطور که در شکل 14d نشان داده شده است گسیخته شد.

نمونه.Col.04.C.6P در قسمت بالای قسمت ستون در زیر صفحه بارگذاری ترک های مایل کوچکی ظاهر می شود. با افزایش بار ترک های عمده ای شروع به ظاهر شدن در قسمت پایین می کنند و گسترده تر می شوند که باعث می-شود پوشش بتنی خرد شود و آرماتورها آشکار شوند. در نهایت نمونه در تقریبا 1841 kN با یک کمانش کوچک در مهارهای پایین و بال ناودانی، همانطور که در شکل 14e نشان داده شده است گسیخته شد.
نمونه.Col.05.Pl این نمونه با استفاده از صفحات فولادی که تمام ستون را پوشش می داد و با صفحات عمودی که بهم متصل می شدند، تقویت شد؛ بنابراین، امکان مشاهده نه ترک های بتنی و نه رفتار آرماتور، وجود نداشت. در پایان آزمایش، یک کمانش قابل توجه در یک طرف نمونه در قسمت فوقانی رخ داد، در حالی که در سمت دیگر کمانش خفیفی رخ داد که موجب شد شکست بصورتی که در شکل 14f نشان داده شده است اتفاق بیفتد.

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

در این مقاله، اثر پارامترهای ورودی مختلف مدل پلاستیسیته آسیب بتن (CDPM) با رفتار یکنواخت ستون های بتنی محصور FRP مورد مطالعه قرار گرفته است. در نتیجه یک CDPM اصلاح شده پیشنهاد شده تا پاسخ های تنش محوری – کرنش محوری یکنواخت ستون های بتنی محصور FRP و محصور فعال و همچنین انبساط جانبی بتن محصور FRP را پیش بینی کند. رویکرد اتخاذ شده به کالیبره کردن زاویه انبساط و قانون سخت شدگی/ نرم شدگی اتکا دارد که به ترتیب انبساط جانبی نظری مقاطع دایره ای محصور FRP و منحنی های تنش – کرنش بتن محصور فعال را پیش بینی می کنند. بر این اساس، حالت های جدیدی از زاویه انبساطی بتن محصور FRP در مقاطع دایره ای و ورودی قانون سخت شدگی / نرم شدگی بتن محصور فعال ایجاد شده است. حالت زاویه انبساط برای حالتی که مقاطع غیردایره ای از روش یو و همکاران [25] استفاده می کنند، عمومی سازی شده است. همچنین برای اطلاعات سخت شدگی فشاری منحنی هایی که در بتن محصور – فعال کالیبره شده اند به عنوان تابع مشخصات مصالح ورودی فشار محصور برای بتن محصور FRP مورد استفاده قرار گرفته است. دقت مدل پیشنهادی در برابر نتایج آزمایشگاهی 15 فیبر پلیمری تقویت شده کربن (CFRP) نمونه های بتنی با مقاطع عرضی متفاوت (دایره ای، مستطیلی، و مربعی) اعتبارسنجی شده و به صورت آزمایشگاهی به وسیله همان گروه تحقیقاتی [9] و همچنین در برابر دیگر نتایج آزمایشگاهی موجود در سوابق پژوهش مورد آزمایش قرار گرفته است.

3. مدل سازی FE
برنامه اجزا محدود آباکوس [23] کلی مورد نظر برای اجرای تمامی شبیه سازی ها مورد استفاده قرار گرفته است.

3.1 شرایط مرزی و تعاملات
یو و همکاران [25] گزارش کردند که ستون های محصور FRP با طولی دو برابر قطرشان، اثر محدود کننده های انتهایی بر روی رفتار در ناحیه میانی ارتفاع ستون قابل چشم پوشی است. بر این اساس، یو و همکاران [25] تنها مدل سازی بخشی را به جای مدل سازی کل نمونه و استفاده از شرایط مرزی محور تقارن را برای مدل سازی مقاطع دایره ای پیشنهاد کردند. در مطالعه حاضر، منحنی تنش محوری – کرنش محوری نمونه کامل که به صورت کامل FRP در اطراف آن قرار گرفته و با فرض انتهاهای گیردار در آباکوس شبیه سازی شده است، و با آن یک قطعه که دارای یک انتهای گیردار در برابر انتقال عمودی است مقایسه شده و مورد دوم برای اعمال بار برای جابجایی عمومی توصیف شده مورد استفاده قرار گرفته است. مقایسه میان دو مورد تفاوت های جزئی را نشان می دهد، بنابراین، برای بهینه سازی محاسبات، تنها قطعه ای از نمونه مدلسازی خواهد شد. همچنین، با توجه به شرایط مرزی متقارن مسئله، تنها یک چهارم مقطع عرضی مدلسازی شده و شرایط مرزی متقارن مطابق با شکل های 1a و 2 در نظر گرفته شده اند. برای نمونه هایی که به صورت نسبی بسته شده اند به صورت برابر FRP را توزیع کرده ایم، به این دلیل که ساده سازی قطعه نمی تواند مورد استفاده قرار گیرد، و به دلیل بهینه سازی محاسباتی، تنها نیمی از ارتفاع نمونه، با این فرض که شرایط مرزی متقارن مطابق با شکل 1b باشد، مدلسازی شده است.
محدودیت (قید) برای مدلسازی میان صفحات FRP و بتن مورد استفاده قرار گرفته، به گونه ای که گره ها در هر دو سمت گیردار شده اند تا به صورت مشابه جابجایی انجام شود. این فرض مطابق با نتیجه گیری ایسا و همکاران [15] است که اتصال میان بتن و FRP به صورت قابل توجهی بر روی رفتار محصور شدگی تاثیر نمی گذارد.

3.2 نوع مولفه و مش بندی
صفحه FRP به عنوان مولفه پوسته ای مدلسازی شده در حالیکه هسته بتنی به عنوان مولفه ای جامد و سخت مدلسازی شده است. 4 مولفه پوسته ای گره ای با ادغام کاهش یافته (S4R)، و 8 مولفه آجری گره ای با سه درجه آزادی انتقالی در هر گره (C3D8R) به ترتیب برای صفحات FRP و هسته بتنی مورد استفاده قرار گرفته اند.
مش ها به منظور جلوگیری از هر گونه ناپیوستگی در توزیع تنش¬ ها و کرنش ها در هسته بتنی و صفحه FRP تصحیح شده اند، و مطالعه همگرایی مش ها برای تعیین اندازه بهینه مش ها انجام شده که حلی دقیق را همراه با زمان تحلیل نسبتاً کوتاه فراهم می آورد.
3.3 مشخصات مواد
3.3.1 صفحات FRP
تحت بارگذاری کششی، صفحات FRP رفتار الاستیک خطی را پیش از گسیختگی ترد در تنشی برابر با تنش گسیختگی نهایی از خود نشان می دهند. مشخصات صفحات FRP با استفاده از نوع مصالح «LAMINA» مشخص شده که در آن مدول الاستیسیته E1 در مسیر حلقه مطابق با مقدار فراهم آمده توسط تولید کننده تعیین شده است، در حالیکه به مقادیر ناچیزی اختصاص داده شده است، و نسبت پواسون v برابر با صفر در نظر گرفته شده است.

3.3.2.1 رفتار کششی. با استفاده از CDPM، اطلاعات سختی کششی و آسیب کششی این امکان را فراهم می کنند تا رفتار کششی بتن را توضیح دهیم. با توجه به اینکه نمونه های بتنی صفحه ای مدل سازی شده اند، سختی کششی با استفاده از سختی کششی بتن ، نوع = GFI با مقاومت کششی غیرمحوری برابر با 0.1fc مشخص شده است. آسیب کششی صفر فرض شده به این دلیل که تنها بارگذاری یکنواخت در نظر گرفته شده است. توجه گردد که انتهاب مشخصات کششی بتن دارای اثر قابل توجهی بر روی رفتار ستون های بتنی محصور FRP نداشته، به این معنی که این ستون ها در معرض فشار سه محوری قرار دارند.

3.3.2.2 رفتار فشاری. رفتار فشاری غیرخطی بتن به سخت شدگی فشاری و آسیب فشاری تقسیم شده است.
به صورت گسترده در سوابق پژوهشی گزارش شده است که قانون سخت شدگی / نرم شدگی فشاری یکی از مهمترین پارامترهایی است که رفتار بتن محصور را در زمان مدلسازی با استفاده از نرم افزار آباکوس کنترل می کند [11، 14،25،36]. مدل پیشنهادی از سوی پرووکیز [37] که بعدها توسط مندر و همکاران [38] به منظور توصیف منحنی تنش – کرنش غیرمحوری بتن مورد استفاده قرار گرفت در اولین گام برای تعریف اطلاعات سخت شدگی فشاری بتن و همچنین برای اجرای تحقیقات پارامتری پارامترهای CDPM خاص کاربرد دارد. با این حال، بعداً برای نمونه های محصور شده نشان داده خواهد شد که قانون سخت شدگی / نرم شدگی متفاوتی از موردی که در نمونه های محصور نشده به کار رفته باید مورد استفاده قرار گیرد. توجه گردد که تائو و همکاران که ستون های کوتاه فولادی پر شده با بتن را تحت بارگذاری یکنواخت مدلسازی کردند همچنین یک تحقیق پارامتری را انجام دادند که به ارزیابی اثرات پارامترهای ورودی مختلف CDPM بر روی پاسخ تنش – کرنش محوری ستون ها می پرداخت.
با این حال، اثر ورودی قانون سخت شدگی / نرم شدگی بر روی کرنش جانبی بتن محصور FRP در نمونه های دایره ای باید پیش از انتخاب ورودی قانون سخت شدگی / نرم شدگی برای اجرای تحلیل حساسیت مورد ارزیابی قرار گیرد. بنابراین، دو نمونه دایره ای مشابه با سطح محصور شدگی مشابه مدلسازی شدند. برای یکی از این نمونه ها، ورودی قانون سخت شدگی / نرم شدگی که پیشتر تعریف شده بود و برای مورد بعدی مدل پاپوکیز [37] مورد استفاده قرار گرفته تا اطلاعات ورودی قانون سخت شدگی / نرم شدگی را پیش از تنش حداکثری تعریف نماید در حالیکه رفتاری کاملاً پلاستیک پس از حداکثر تنش فرض شده است.

اندازه گیری ویژگی های دینامیکی ستون-خاک منجمد: یک رویکرد شناسایی سیستم

Measurement of frozen soil–pile dynamic properties: A system identification approach

چکیده
1- مقدمه
2- راه اندازی آزمون و اندازه گیری ها
3-تجزیه و تحلیل طیف
4- ملاحظه نظری
5- برآوردهای پارامتر
6- نتایج

چکیده
یک رویکرد سیگنال پاسخ عاری از میرایی برای برآورد قابل اعتماد ویژگی های دینامیک ستون-خاک منجمد یک ستون تعبیه شده جزئی ارائه شده است. ملاحظه نظری و تقریب ها برای ارتعاش آزاد ساختارهای ستون، با 20 درصد از ستون معلق بالای سطح زمین و باقی مانده در گل و لای Fairbanksارائه شده است. اندازه گیری های زمستانی برای پاسخ عاری از-میرایی ستون اتخاذ شد. یک تجزیه و تحلیل طیف فرکانسی جامع که شامل تبدیل سریع فوریه، چگالی طیف توان و طیف نگاره ها می شود، برای ارزیابی ویژگی های ارتعاش سیستم استفاده می شود. سپس تجزیه حالت تجربی برای تجزیه سیگنال به منظور استخراج اجزاء خاص برای شناسایی پارامتر مورد استفاده قرار می گیرد. نتایج نشان می دهد که پاسخ نمایشگر ویژگی های متغیر با-زمان و غیر خطی در حوزه زمان-فرکانس است. داده های تجربی نشان می دهد که سیستم مورد آزمایش قرار گرفته، نمایشگر غیرخطی بودن ضعیف است. پارامترهای غالب سیستم که برای مشخص نمودن فعل و انفعالات ستون-خاک منجمد مورد استفاده قرار می گیرند، شناسایی می شوند. دو فرکانس غالب برای یک ستون سفت تعبیه شده در 20 فوت (6.096 متر) عمق گل و لای منجمد Fairbanks، 97 هرتز و 1080 هرتز هستند. میرایی در حدود 0.016 یافت شد.
1- مقدمه
اندازه گیری دینامیک طیف ارتعاش ستون های تعبیه شده در خاک های منجمد به منظور برآورد یکپارچگی یا سفتی ستون برای فنداسیون های ستون عمیق استفاده می شود. یعنی، طیف ارتعاش به منظور برآورد انسجام یا فعل و انفعال سختی یک ستون در پایه های عمیق خاک استفاده می شود (Chau et al., 2009; Chau and Yang, 2005; Hua et al., 2008; Ku et al., 2003; Maheshwaria et al., 2004; Masoumi et al., 2009; Naggar and Novak, 1995; Ni et al., 2008; Puri and Braja, 1993; Tahghighi and Konagai, 2007; Takewaki, 2005; Teguh, 2008; Xiong and Yang 2008). هنگامی که ستون ها در پایه های عمیق خاک تحت زلزله قرار می گیرند، پاسخ به سختی و میرایی بستگی دارد. در گذشته، اکثر مطالعات بر رفتار ستون ها در خاک های غیرمنجمد متمرکز شده اند. پاسخ چنین ساختارهای در معرض زلزله به واسطه فصل تحت تاثیر قرار می گیرد. بارگذاری لرزه ای می تواند باعث کرنش هایی در خاک شود که به یک نقطه افزایش می یابد که در آن مدول برشی و سفتی خاک کاهش می یابد در حالی که نوسانات افزایش می یابند. تغییر در پارامترهای معین وابسته به شرایط مرزی ساختار، زوال مواد، یا آسیب است. شناسایی پارامتر معین (معین) یک روش شناخته شده برای شناسایی سیستم و نظارت بر وضعیت است. روش های سنتی برای شناسایی پارامتر معین معمولا برای انجام آزمون های شناسایی کلی در آزمایشگاه و یا آزمون های به خوبی کنترل شده میدانی مورد استفاده قرار می گیرند.
در تجزیه و تحلیل معین تجربی کلاسیک، پارامترهای معین (فرکانس های رزونانس، نسبت های میرایی، و غیره) برای ساختار از طریق آزمایشات تحریک اجباری شناخته می شوند. با این حال، برای بسیاری از سازه ها، پیاده سازی ورودی اندازه گیری شده به راحتی در دسترس نیست. اندازه گیری پاسخ های ضربه در این شرایط احتمالا محبوب ترین روش شناسایی پارامتر معین است. برای یک ساختار ستون خاک- با جرم کم و یا هیچ جرم فشرده، سیگنال های آزمون به دست آمده از سیستم ستون-خاک، پیچیدگی داشتند. عوامل بسیاری چون غیرخطی بودن سازه-ستون-خاک، سیگنال ضبط را را تحت تاثیر قرار می دهند، و به سفتی غیر خطی و میرایی غیر خطی منجر می شوند. یک وضعیت پسماند برای یک ستون و خاک رخ می دهد که به صورت یک ماده کششی فعال و انفعال پیدا می کند. به عنوان مثال، هنگامی که ستون خاک را هل می دهد، یک شکاف به احتمال زیاد بین خاک و ستون در خط زمین تشکیل می دهد. بنابراین، پاسخ توسط سخت شدن و یا تضعیف خاک تغییر می یابد، زیرا خاک تغییر شکل پیدا می کند و یک شکاف بین ستون و خاک در سطح زمین رخ می دهد. این فعل و انفعال روی تغییر شکل یا سفتی ستون-خاک تاثیر می گذارد.

Abstract

A free-decay response signal approach is proposed for reliable estimation of frozen soil–pile dynamic properties of a partially embedded pile. Theoretical consideration and approximations are given for the free vibration of pile structures, with 20% of the pile cantilevered aboveground and the remaining embedded in Fairbanks silt. Winter measurements were taken for free-decay response of the pile. A comprehensive frequency spectrum analysis that includes fast Fourier transform, power spectrum density, and spectrograms is used to evaluate the system’s vibration properties. Empirical mode decomposition is then used to decompose the signal to extract specific components for parameter identification. Results show that the response exhibits time-variant and nonlinear characteristics in the time–frequency domain. Experimental data show that the tested system exhibits weak nonlinearity. Dominant system parameters, used to characterize frozen soil–pile interactions, are identified. Two dominant frequencies for a stiff pile embedded 20 ft (6.096 mm) deep in frozen Fairbanks silt are 97 Hz and 1080 Hz. Damping was found to be approximately 0.016.

1- Introduction

Dynamic measurements of the vibration spectrum of piles embedded in frozen soils are used to estimate pile integrity or stiffness for deep pile foundations. That is, the vibration spectrum is used to estimate the integrity or interaction stiffness of a pile in deep soil foundations (Chau et al., 2009; Chau and Yang, 2005; Hua et al., 2008; Ku et al., 2003; Maheshwaria et al., 2004; Masoumi et al., 2009; Naggar and Novak, 1995; Ni et al., 2008; Puri and Braja, 1993; Tahghighi and Konagai, 2007; Takewaki, 2005; Teguh, 2008; Xiong and Yang, 2008). When piles in deep soil foundations are subjected to an earthquake, response depends on stiffness and damping. In the past, most studies have focused on the behavior of piles in unfrozen soils. The response of such structures subjected to earthquakes is influenced by the season. Seismic loading can cause strains in the soil to increase to a point where the soil shear modulus and stiffness decrease while damping increases. A change in modal parameters is dependent on structure boundary condition, material deterioration, or damage. Modal parameter identification is a well-known method for system identification and condition monitoring. Traditional methods for modal parameter identification are commonly used to fulfill general identification tests in the laboratory or in well-controlled field tests. In classical experimental modal analysis, the modal parameters (resonance frequencies, damping ratios, etc.) for a structure are identified via forced excitation experiments. However, for many structures, implementation of measured input is not conveniently available. Impact response measurements in these circumstances are probably the most popular method of modal parameter identification. For a soil– pile structure with little or no lumped mass, the test signals acquired from the soil–pile system tend to be complicated. Many factors—for example, the nonlinearity of the soil–pile structure—affect the captured signal, resulting in nonlinear stiffness and nonlinear damping. A hysteresis condition occurs for a pile and soil that interacts as an inelastic material. For example, when the pile pushes against the soil, a gap will likely form between the soil and the pile at ground line. So, the response is changed by soil hardening or weakening as the soil deforms and a gap occurs between the pile and soil at the ground surface. This interaction affects the soil–pile deformation or stiffness..

مقاله انگلیسی رایگان (PDF)

ترجمه فارسی رایگان (PDF)

خرید ترجمه با فرمت ورد

بخشی از ترجمه فارسی مقاله:

مقدمه
قاب مهاربندی مقاوم در برابر کمانش ((BRBF به عنوان سیستم اصلی مقاوم در برابر بار جانبی ساختمان هایی که درمنطقه با لرزه خیزی بالا قرار دارند استفاده می شود. از خصوصیات اصلی BRBF افزایش پتانسیل اتلاف انرژی ، شکل پذیری خوب و پاسخ متقارن هیسترتیک درکشش و فشار است. مدل های مختلفی از BRBF در سال های اخیر درایالات متحده وجاهای دیگر مورد آزمایش قرار گرفتند و توسعه یافتند[1].یک BRBمعمولی شامل هسته فولادی تسلیم شده احاطه شده در یک مقطع فولادی توخالی برای جلوگیری از کمانش و بخش تسلیم نشده و مقاوم در برابر کمانش و بخش تسلیم نشده و مقید نشده (مهار نشده) در انتها (شکل1).طول مهار شده در برابر کمانش BRB تقریبا 60 -70% طول کل بین نقاط کار است[2,3]. نیروهای محوری در BRB در درجه اول مقاومت توسط هسته فولاد است که به طور مداوم جانبی توسط اطراف محکم ملات و محفظه های فولادی برای جلوگیری از کمانش آنها را تحت بارهای فشاری وارد می شود. در نتیجه هسته فولادی در کشش و فشار تسلیم می شود در نتیجه افزایش قابل توجه ظرفیت اتلاف انرژی BRB با مهاربند فولادی معمولی مقایسه می شود. سابقه و هدف جامع تر در BRB را می توان در جای دیگر یافت [4] . مطالعات تحلیلی و تجربی اخیر [5,6] نشان می دهد که BRB برای مشکلات متعدد بالقوه که ناشی از استفاده از مهاربند هم محور معمولی(CBF) ، مانند، تخریب ناگهانی در مقاومت و سختی،کاهش ظرفیت اتلاف انرژی و انعطاف پذیری محدود می تواند استفاده شود. به دلیل رفتار نزدیک متقارن در کشش و فشار BRBF در نتیجه نیروهای کوچک نامتعادل عمودی، BRBF در مقایسه با CBF معمولی با مهاربند شورون نیاز به تیر با مقطع کمتری دارد[7]. انتظار می رود BRBF وقتی تحت زلزله بزرگ و حرکت زمین قرار می گیرد تغییر شکل های غیرالستیک بزرگی را تجربه کند. اگرچه اکثر روش های طراحی لرزه ای بر پایه تحلیل الاستیک است و از راه های غیر مستقیم برای رفتار غیر الاستیک استفاده می کنند. به این ترتیب روش طراحی بر اساس عملکرد فعلی به شدت متکی بر ارزیابی عملکرد است. “ ویرایشهای طراحی و “ ارزیابی عملکرد ” فرایندی برای رسیدن به طراحی قادر به دستیابی به عملکرد در نظر گرفته شده است[8]. از سوی دیگر، روش های طراحی پیشنهادی نیاز به توسعه یک روش طراحی سیستماتیک است که باعث شود عملکرد لرزه ای سازه قابل پیش بینی و هدفمند شود. این به نوبه خود به حداقل می رساند، اگر نه کاملا از بین می برد، ارزیابی و طراحی مجدد در آیین نامه فعلی .
اهداف
از آنجا که Housner [9] مفهوم انرژی را به طراحی لرزه ای سازه ها اعمال کرد برای ایجاد رشته ی مهندسی لرزه مبتنی بر انرژی تلاش زیادی شده است. به تازگی روش های مبتنی بر طراحی پلاستیک بر اساس عملکرد (PBPD) گسترش یافته است در مطالعه حاضر که در آن ویژگی های غیر الاستیک ساختاری قطعات به طور مستقیم در طراحی برای رسیدن به اهداف عملکردی BRBF در نظر گرفته شده است. این روش طراحی با موفقیت به انواع سیستم های قاب فولادی اعمال شده است[10-12] . در مطالعه حاضر روش PBPD برای سه حالت کوتاه، متوسط و بلند BRBF در دو حالت مهاربندی شورون و X به کار رفته است. استحکام پیشنهاد طراحی با یکسری تحلیل های تاریخچه زمانی با استفاده ازPERFORM 3D تایید می شود[13]. برای دو سطح زلزله طراحی (DBE ، 10% احتمال وقوع در 50 سال و دوره بازگشت 475 سال) و حداکثر زلزله ممکن (MCE ، 2% احتمال وقوع در 50 سال و دروه بازگشت 2475 سال) سطح خطر حرکت زمین است.
6. خلاصه و نتیجه گیری
روش طراحی مستقیم , که روش طراحی پلاستیک بر اساس عملکرد (PBPD) نامیده می شود، بر پایه تعادل کار – انرژی، دریفت هدف از پیش انتخاب شده و مکانیسم تسلیم است که در این تحقیق برای BRBF با تلفیق مولفه های غیر الاستیک در طراحی توسعه داده شده است. روش طراحی PBPD متفاوت ازتحقیق حاضر نیست.
نتیجه گیری زیر از مطالعه حاضر بدست آمده است:
BRBF طراحی شده با روش PBPD ماکزیمم دریفت با سطح دریفت از پیش انتخاب شده (1.75%)، همچنین مکانیسم تسلیم در نظر گرفته شده تحت سطح خطر DBE را با موفقیت طراحی می کند. دریفت ماکزیمم معمولا در ارتفاع ساختمان یکنواخت توزیع دارد.
مقدار میانگین نسبت دریفت طبقه BRBF مورد مطالعه تحت سطح خطر MCE، تقریبا 4% است. با این حال، مطالعه آزمایشگاهی اخیرنشان داد، BRBF با جزییات خوب، تحت این سطح دریفت آسیب کمتری می بیند.
برای دستیابی به اهداف عملکردی BRBF مانند مشخصه های غیر الاستیک مولفه های سازه ای و نسبت دریفت هدف در نظر گرفته شده در طراحی نیاز به تکرار نیست. علاوه بر این، برای کنترل خوب دریفت، برای دستیابی به عملکرد لرزه ای مورد نیاز، صرف نظر کردن از اثر P-∆ برای سادگی، امکان پذیر است.
برش طراحی بر اساس PBPD، برای BRBF 3، 6 و 9 طبقه ، 91% و 57% و 64% محاسبه شده با آیین نامه امروزی است. این نشان می دهد که با روش PBPD در ضمن حفظ عملکرد لرزه ای مورد نیاز، طراحی اقتصادی داشته باشیم.

بخشی از مقاله انگلیسی:

1. Introduction

Buckling-restrained braced frames (BRBFs) are emerging systems used as primary lateral load resisting systems for buildings in high seismic areas. The main characteristics of buckling-restrained braces (BRBs) are enhanced energy dissipation potential, excellent ductility, and nearly symmetrical hysteretic response in tension and compression. Different types of BRBs have been developed and tested in United States and elsewhere in recent years [1]. A typical BRB consists of a yielding steel core encased in a mortarfilled steel hollow section to restrain buckling, non-yielding and buckling-restrained transition segments, and non-yielding and unrestrained end zones (Fig. 1). The length of the buckling-restrained (core) segment of BRB is about 60%–70% of the total length between work points (e.g [2,3]). Axial forces in BRBs are primarily resisted by steel cores which are laterally braced continuously by the surrounding mortar and steel encasement to avoid their buckling under compressive loads. This allows the steel core to yield in tension and compression, thereby significantly increasing the energy dissipation capacities of BRBs as compared to conventional steel braces. A more comprehensive background on BRBs can be found elsewhere [4]. Recent analytical and experimental studies [5,6] have shown that BRBFs can be used to overcome several potential problems associated with the conventional steel concentrically braced frames (CBFs), such as, sudden degradation in strength and stiffness, reduced energy dissipation capacity, and limited ductility. Because of the nearly symmetrical behavior of BRBs in tension and compression resulting in much smaller unbalanced vertical brace forces, BRBFs also require smaller beam sections as compared to conventional CBFs with chevron bracing configurations [7]. It is expected that BRBFs will experience large inelastic deformation when subjected to major earthquake ground motions. However, most current seismic design methods are still based on the elastic analysis approach and use indirect ways to account for inelastic behavior. As such, the current performance-based design methodology relies heavily on an iterative ‘‘Assess Performance’’, ‘‘Revision Design, and ‘‘Assess Performance’’ process to reach a design capable of achieving the intended performance [8]. On the other hand, the proposed design methodology addresses the need for developing a systematic design approach that results in predictable and targeted seismic performance of structures under stated levels of seismic hazards. This in turn minimizes, if not totally eliminates, the assessment and redesign tasks as required by current code provisions.

6. Summary and conclusions

A direct design methodology, called performance-based plastic design (PBPD), based on energy–work balance, pre-selected target drift and yield mechanism was developed in this study to achieve predictable behavior of BRBFs by incorporating the inelastic characteristics of components in the design. The PBPD design procedure is not too different from what is done in current practice, yet it can be readily incorporated within the context of broader Performance-Based Earthquake Engineering (PBEE) framework. It does differ from the way PBEE is practiced currently, which usually starts with an initial design according to conventional elastic design procedures using applicable design codes, followed by cumbersome and time-consuming iterative assessment process by using inelastic static or dynamic analyses till the desired performance objectives are achieved. The iterations are carried out in a purely trial-and-error manner. No guidance is provided to the designer as to how to achieve the desired goals such as, controlling drifts, distribution and extent of inelastic deformation, etc. In contrast, the PBPD method is a direct design method, which generally requires no evaluation after the initial design because the nonlinear behavior and key performance criteria are built into the design process from the beginning. In this study, this design methodology is applied to three low-to-medium rise BRBFs and the robustness and versatility of this method was evaluated by the seismic performance of these BRBFs under forty recorded ground motions representing the DBE and the MCE hazard levels. Following conclusions are drawn from the present study: 1. BRBFs designed as per PBPD methodology can successfully limit the maximum drifts within the pre-selected target drift level (1.75%), as well as achieve the intended yield mechanism under the DBE hazard level. The maximum drifts are generally uniformly distributed along the building height. 2. Mean values of maximum story drift ratios of the study BRBFs under the MCE hazard level are approximately 4%. However, previous experimental studies have shown that a well-detailed BRBF will experience minor damage at this drift level. 3. No iteration is required to achieve the desired performance objectives of all BRBFs since the inelastic characteristics of structural components and target drift ratio are directly considered in the design. Further, due to well-controlled drift, it is possible to achieve the desired seismic performance by neglecting additional force due to P-Delta effect in the design for simplicity. 4. The PBPD design base shears for the 3-, 6-, and 9-story BRBFs are 91%, 57%, and 64% of that calculated based on the modern codes. This indicates that a more economical design can be realized by the PBPD method, while maintaining the desirable seismic performance.