که هرچه آموختم در مکتب عشق شما آموختم و هرچه بکوشم قطرهای از دریای بیکران مهربانیتان را سپاس نتوانم بگویم.
امروز هستیام به امید شماست و فردا کلید باغ بهشتم رضای شما.
ره آوردی گرانسنگتر از این ارزان نداشتم تا به خاک پایتان نثار کنم، باشد که حاصل تلاشم نسیم گونه غبار خستگیتان را بزداید.
به مصداق «من لم یشکر المخلوق لم یشکر الخالق » بسی شایسته است از استاد
فرهیخته و فرزانه جناب آقای دکتر غلامرضا قدرتی
که با کرامتی چون خورشید ، سرزمین دل را روشنی بخشیدند و گلشن سرای علم و
دانش را با راهنمایی های کار ساز و سازنده بارور ساختند ; تقدیر و تشکر نمایم.
(و یزکیهم و یعلمهم الکتاب و الحکمه)
معلما مقامت ز عرش برتر باد همیشه توسن اندیشه ات مظفر باد.
به نکته های دلاویز و گفته های بلند صحیفه های سخن از تو علم پرور باد.
فهرست مطالب
عنوان صفحه
چکیده1
فصل اول: مقدمات
1-1. مقدمه3
1-2. بیان مسئله4
1-3. اهمیت و ضرورت تحقیق5
1-4. اهداف تحقیق6
فصل دوم: مفاهیم پایه و کلیات
2-1. بررسی نظریه‌های پیرامون موضوع تحقیق8
2-1-1. مدل ایبارا-کراوینکلر (Ibarra-Krawinkler)9
2-2. بررسی تحقیق‌های انجام شده15
2-2-1. تاثیرات P- ∆15
2-2-2. تاثیرات کاهندگی17
2-3. چاچوب نظری تحقیق18
2-3-1. زوال مقاومت (Strength Degredation):20
2-3-2. زوال سختی(Stiffness Degredation):21
2-3-3. باریک شدگی(Pinching):22
2-4. مدل تحلیلی تحقیق22
2-4-1. تحلیل استاتیکی غیرخطی22
2-4-1-1. اساس تحلیل استاتیکی غیرخطی23
2-4-1-2. مزایا و نتایج قابل حصول از آنالیز پوشاور24
2-4-1-3. الگوی بارگذاری جانبی25
2-4-1-4. منحنی رفتاری26
2-4-2. تحلیل دینامیکی غیرخطی27
2-4-2-1. معادلات تعادل جهشی28
2-4-2-2. روش انتگرال‌گیری مستقیم29
2-4-2-3. روش نیومارک31
2-4-3. مدل سازی ریاضی در آنالیز دینامیکی غیرخطی33
2-4-3- 1. مدلسازی سازهای34
2-4-3-2. مدلسازی المانها34
2-4-3-3. مدلسازی هیسترتیک35
فصل سوم: روش تحقیق
3-1. روش طرح و تحقیق40
3-2. فرآیند تحقیق41
3-2-1. انتخاب زمین لرزه سطح حداکثر زلزله محتمل(MCE)و طیف بازتاب شتاب42
3-2-2. سازگاری روش با تعاریف ضرایب عملکرد لرزهای در آییننامههای فعلی43
3-2-3. تعریف ایمنی سازهها در قالب نسبت محدوده فرو ریزش46
3-2-4. تعریف کمّی از طریق شبیهسازی غیرخطی47
3-2-5. مبانی تعیین الزامات طراحی48
3-2-6. توسعه مدلهای نمونهای برای پوشش فضای طراحی سیستمهای سازهای50
3-2-6-1. نحوه توسعه مدلهای نمونهای در روش ارزیابی عملکرد FEMA P69550
3-2-6-2. مسائل پیکربندی سازهای52
3-2-6-3. آثار رفتار لرزهای55
3-2-7. گروههای عملکردی55
3-2- 8. طراحی مدلهای نمونهای58
3-2- 8-1. ایدهآلسازی در مدلسازی60
3-2- 8-2. پیکربندی پلان و ارتفاع61
3-2-9. نحوه ایدهآلسازی جهت ساخت مدلهای غیرخطی نمونهای شاخص62
3-2-9-1. مدهای فروریزش شبیهسازی شده در مدل غیرخطی63
3-2-9-2. مدهای فروریزشی شبیهسازی نشده در مدل غیرخطی66
3-2-10. آنالیز مدلها67
3-2-10-1. دسته رکوردهای زمینلرزههای انتخاب در روش ارزیابی عملکرد FEMA P69568
3-2-10-2. نحوه مقیاس نمودن رکوردهای زلزله70
3-2-10-3. آنالیز استاتیکی غیرخطی (پوشاور)72
3-2-10-4. آنالیزهای غیرخطی دینامیکی (تاریخچه زمانی)74
3-2-10-5. آنالیز دینامیکی افزایشی در روش ارزیابی عملکرد FEMA P69575
3-2-10-6. استخراج منحنی آسیب پذیری فروریزش با استفاده از آنالیزهای IDA76
3-2-10-7. محاسبه ظرفیت فروریزش میانه و نسبت محدوده فروریزش مدلهای نمونهای شاخص77
3-2-11. ارزیابی عملکرد سازهها79
3-2- 11-1. معیار ارزیابی گروههای عملکردی و مدلهای نمونهای شاخص80
3-2-12. مقادیر قابل قبول احتمال فروریزش سازهها در روش ارزیابی عملکرد FEMA P69582
3-2- 12-1. نسبت محدوده فروریزش اصلاح شده82
3-2- 12-2. ضرایب شکل طیفی83
3-2- 13. عدم قطعیت کل در ارزیابی فروریزش سیستمهای مقاوم لرزهای84
3-2- 14. ترکیب منابع عدم قطعیت در ارزیابی عملکرد فروریزشی سازهها87
3-2- 15. محاسبه مقادیر عدم قطعیت کل در ارزیابی عملکرد سیستمهای سازهای مختلف89
3-2- 16. تاثیر میزان عدم قطعیت کل بر نسبت محدوده فروریزش مجاز90
3-2- 17. مقادیر نسبت محدوده فروریزش مجاز در روش ارزیابی عملکرد FEMA P69592
3-2-18. ارزیابی صحت ضریب رفتار (R)93
3-3. معرفی نرمافزار OpenSees95
3-3-1. ساخت مدلهای غیرخطی برای مدلهای نمونهای شاخص در نرمافزار OpenSees97
3-3-2. اعضای تیر و ستون99
3-3-2-1. چشمه اتصال99
3-3-2-2. مقاطع کاهش یافته تیر ( RBS )101
3-3-2-3. مفاصل پلاستیک ستونها101
3-3-3. اثرات P-∆ در مدلسازی102
3-3-4. سایر ملاحضات در ساخت مدل غیر خطی102
فصل چهارم: مدلسازی و تحلیل عددی
4-1. انتخاب مدلهای نمونهای شاخص برای سیستم قاب خمشی ویژه فولادی105
4-2. توسعه مدلهای نمونهای بر مبنای مدل نمونهای شاخص اولیه106
4-2- 1. تعیین گروههای عملکردی برای سیستم قاب خمشی ویژه فولادی108
4-2- 2. معرفی الگوهای مدلسازی ارائه شده برای قابهای خمشی109
4-3. آنالیز پوشاور سازههای قاب خمشی ویژه فولادی113
4-3-1. انتخاب ترکیب بار ثقلی113
4-3-2. توزیع نیروی جانبی زلزله بین گرههای مدل114
4-3-3. محاسبه تغییر مکان هدف114
4-3-4. اعمال تغییر مکان هدف و اجرای آنالیز پوشاور115
4-3-5. نکاتی در خصوص همگرایی عددی در آنالیزهای پوشاور115
4-3-6. تحلیل نتایج آنالیز پوشاور130
4-4.آنالیز IDA سازههای قاب خمشی ویژه فولادی و محاسبه نسبت محدوده فروریزش131
4-4-1. نحوه انجام آنالیزهای دینامیکی افزایش (IDA)131
4-4-2. آنالیزهای دینامیکی (IDA) انجام شده جهت ارزیابی عملکرد سیستم قاب خمشی ویژه فولادی133
4-5. محاسبه سطح فروریزش میانه SCT(T) و نسبت محدوده فروریزش در آنالیزهای IDA140
4-6. نتایج ارزیابی عملکرد سیستم قاب خمشی ویژه فولادی مطابق با FEMA P695142
4-6-1. محاسبه نسبت محدوده فروریزش اصلاح شده (ACMR) با در نظر گرفتن اثرات شکل طیفی143
4-6-2. محاسبه میزان عدم قطعیت کل (βTot) در پروسه ارزیابی عملکرد سیستم قاب خمشی ویژه فولادی143
4-6-3. محاسبه نسبت محدوده فروریزش مجاز جهت ارزیابی عملکرد سیستم قاب خمشی ویژه فولادی144
4-7. ارائه نتایج نهایی ارزیابی عملکرد سیستم قاب خمشی ویژه فولادی145
4-8. ارزیابی صحت ضریب رفتار (R) و مناسب بودن عملکرد لرزهای سیستم قاب خمشی ویژه فولادی147
4-9. مقایسه ارزیابی عملکرد سیستم قاب خمشی ویژه با و بدون کاهندگی تحت تاثیر زلزلههای حوزه دور148
4-9-1. بررسی روال تغییرات AMCR مدلهای نمونهای بر حسب ارتفاع سازهها150
4-9-2. بررسی روال تغییرات ACMR مدلهای نمونهای بر حسب پریود مد اول ارتعاش سازهها (Tl)152
4-9-3. بررسی روال تغییرات ضریب ایمنی (Safety Factor) مدلهای بر حسب پریود مد اول ارتعاش سازه (Tl)154
4-10. مقایسه نتایج بدست آمده با سایر تحقیقات156
فصل پنجم: نتیجه گیری
5-1. مقدمه159
5-2. نتیجهگیری161
فهرست جداول
عنوان صفحه
جدول 3-1 معرفی پارامترهای اساسی طراحی مدلهای نمونهای شاخص در روش ارزیابی عملکرد FEMA P69553
جدول 3-2 ملاحظات مربوط به رفتار لرزهای سازهها درروش ارزیابی عملکرد FEMA P695 [12]55
جدول 3-3 فرم جامعه گروههای عملکردی در روش ارزیابی عملکرد FEMA P695 [12]57
جدول 3-4 ملاحظات عمومی در راستای ساخت مدلهای غیرخطی در روش ارزیابی عملکرد FEMA P69560
جدول 3-5 مشخصات رکوردهای انتخابی زلزلههای حوزه دور در روش ارزیابی عملکرد FEMA P695 [12]70
جدول 3-6 ضرایب نرمالیزاسیون و پارامترهای نرمالیز شده دسته رکورد زلزلههای حوزه دور در روش ارزیابی عملکرد FEMA P695 [12]71
جدول 3-7 مقادیر ضریب اثر شکل طیفی برای سازههای در سطوح لرزهخیزی کم، متوسط و زیاد[12]83
جدول 3-8 مقادیر ضریب اثر شکل طیفی برای سازههای در سطوح لرزهخیزی خیلی زیاد [12]84
جدول 3-9 ارزش گذاری کیفیت الزامات طراحی در روش ارزیابی عملکرد FEMA P695 [12]86
جدول 3-10 ارزش گذاری کیفیت دادههای آزمایشگاهی در روش ارزیابی عملکرد FEMA P69587
جدول 3-11 ارزش گذاری کیفیت مدلهای غیرخطی در روش ارزیابی عملکرد FEMA P695 [1]87
جدول 3-12- الف عدم قطعیت کل (βtot) به ازای کیفیت مدلسازی غیرخطی عالی (A) [12]89
جدول 3-12- ب عدم قطعیت کل (βtot) به ازای کیفیت مدلسازی غیرخطی خوب (B) [12]90
جدول 3-12- ج عدم قطعیت کل (βtot) به ازای کیفیت مدلسازی غیرخطی متوسط (C) [12]90
جدول 3-12- د عدم قطعیت کل (βtot) به ازای کیفیت مدلسازی غیرخطی ضعیف (D) [12]90
جدول 3-13 مقادیر مجاز نسبت محدوده فروریزش اصلاح شده (ACMR10%,ACMR20%) [12]93
جدول 4-1 مشخصات طراحی مدلهای نمونهای شاخص اولیه برای سیستم قاب خمشی ویژه فولادی106
جدول 4-2 مدل نمونهای شاخص و گروههای عمکلردی انتخابی برای سیستم قاب خمشی ویژه فولادی109
جدول 4-3 مقادیر پیشنهادی برای نسبت مقاومت خمشی موثر به مورد انتظار و نسبت بعد از تسلیم [11].110
جدول 4-4 ملاحظات عمومی در راستای ساخت مدلهای غیرخطی در روش ارزیابی عملکرد FEMA P695114
جدول 4-5 نتایج آنالیز پوشاور مدلهای نمونهای با کاهندگی برای سیستم قاب خمشی ویژه فولادی123
جدول 4-6 نتایج آنالیز پوشاور مدلهای نمونهای بدون کاهندگی برای سیستم قاب خمشی ویژه فولادی123
جدول 4-7 نتایج آنالیز پوشاور گروههای عملکردی انتخابی برای سیستم قاب خمشی ویژه فولادی130
جدول 4-8 نتایج آنالیزهای IDA برای حالت با کاهتدگی تحت تأثیر دسته رکورد حوزه دور141
جدول 4-9 نتایج آنالیزهای IDA برای حالت بدون کاهتدگی تحت تأثیر دسته رکورد حوزه دور142
جدول 4-10 نتایج ارزیابی عملکرد سازهها با کاهندگی146
جدول 4-11 نتایج ارزیابی عملکرد سازهها بدون کاهندگی147
جدول 4-12 نتایج نهایی ارزیابی عملکرد سیستم قاب خمشی ویژه فولادی تحت دو حالت با و بدون کاهندگی مقاومت و سختی اعضاء،150
جدول 4-13 بررسی وضعیت گروه عملکردی در برابر فروریزش156
4-14 نتایج ارزیابی عملکرد سیستم قاب خمشی ویژه فولادی تحت تاثیر رکوردهای حوضه دور(Zareian , Lignos (2010))157
جدول 5-1 مقایسه نتایج مدلهای دهانه 5 متر161
جدول 5-2 مقایسه نتایج مدلهای دهانه 8 متر161
5-3 جدول مقایسه ضرائب ایمنی و پریود سازههایی با دهانه 8 متر162
5-4 جدول مقایسه ضرائب ایمنی و پریود سازههایی با دهانه 5 متر163
فهرست شکل ها
عنوان صفحه
شکل 2-1 منحنی نیرو تغییر مکان بدست آمده از بارگذاری مونوتونیک و سیکلی [1]9
شکل2-2 منحنی پوش هیسترتیک (back-bone) برای مدلهای هیسترتیک [1].10
شکل 2-3 منحنی bilinear با تعریف حد مقاومت [1].11
شکل 2-4 قوانین پایه مدل هیسترتیک راسگرا (Peak-Oriented) [19]12
شکل 2-5 قوانین پایه مدل هیسترتیک چلانده (Pinching) [1].12
شکل 2-6 نمایش چهار مود کاهندگی به صورت جداگانه بر روی مدل راسگرا (Peak-Oriented): a) زوال مقاومت پایه، b) زوال مقاومت پس از تسلیم، c) زوال سختی باربرداری و d) زوال سختی بارگذاری دوباره [1].14
شکل 2- 7 تقسیم بندی اعضا از نظر شکل پذیری19
شکل 2- 8 مراحل اعمال بار جانبی به سازه، از ایجاد تغییرشکلهای ارتجاعی تا آستانه فروریزش در آنالیز پوشاور.23
شکل 2- 9 رفتار غیرخطی کنترل شونده توسط تغییر شکل27
شکل 2- 10 تعریف ضرایب نفوذ غیرخطی: (الف) استهلاک لزج غیرخطی ، (ب) سختی غیرخطی 29
شکل 2 – 11 روش شتاب میانگین ثابت نیومارک [9]32
شکل 2- 12 مولفه های یک المان در مدل سازه ای [10]35
شکل 2-13 مدل اصلاح شده ایبارا-کراوینکلر (Modified Ibarra-Krawinkler Model) [24].37
شکل 3-1 طیف های بازتاب شتاب حداکثر زلزله (MCE) در آییننامه ASCE/SEI 7-05 [14]42
شکل 3-2 نمایش ضرایب عملکرد لرزهای مطابق با تعریف ارائه شده در الزامات پیشنهادی (FEMA NEHREP [4]2004-b)43
شکل 3-3 نمایش ضرایب عملکرد لرزهای مطابق با تعریف ارائه شده در FEMA P695 .[12]44
شکل 3-4 مدل غیرخطی پیشنهادی برای سیستمهای قاب خمشی [12]63
شکل 3-5 منحنی پوش هیسترتیک ایدهآل جهت تعریف رفتار غیرخطی اجزای سازهای [12]64
شکل 3-6 رفتار غیرخطی هیسترتیک ایدهآل اجزای سازهای بااحتساب زوال سیکلی مقاومت و سختی [12]65
شکل 3-7 اثر مدهای زوال شبیهسازی نشده در مدلهای غیرخطی بر منحنی پوش هیسترتیک اعضا [12]67
شکل 3-8 مقایسه نتایج آنالیز دینامیک افزایشی (IDA)در وضعیت مودهای فروریزش شبیهسازی شده (SC) و شبیهسازی نشده (NSC) [12]67
شکل 3-9 منحنی پوشاور ایدهآل [12]73
شکل 3-10 نمونهای از نتایج آنالیز دینامیکی افزایش (IDA)به همراه نحوه محاسبه پارامترهای مدنظر روش ارزیابی عملکرد FEMA P695 [12]76
شکل 3-11 منحنی آسیب پذیری فروریزش متناظر با نتایج آنالیز IDA ارائه شده در شکل 3-877
شکل 3-12 منحنیهای آسیب پذیری فروریزشa) عدم قطعیت رکورد به رکورد زلزله b) عدم قطعیت کل [12]91
شکل 3-13 الگوهای مدل غیرخطی جهت مدلسازی در نرمافزار OpenSees (قاب 2 طبقه 1 دهانه) [17]98
شکل 3-14 جزئیات مدلسازی پانل برشی در مدل غیرخطی (شامل گرهها و المانهای مورد نیاز) [17]98
شکل 4-1 کالیبره کردن مدل اصلاح شده بر روی یک نمونه از منحنیهای ممان-انحنا آزمایشگاهی به دست آمده توسط انگل هارت [20].111
شکل 4-2 منحنی پوشاور گروه عملکردی A (سازههای کوتاه پریود با دهانه 5 متر با کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)117
شکل 4-3 منحنی پوشاور گروه عملکردی A (سازههای کوتاه پریود با دهانه 5 متر بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)117
شکل 4-4 منحنی مفایسه منحنی پوشاور گروه عملکردی A (سازههای کوتاه پریود با کاهندگی و بدون کاهندگی دهانه 5 متر در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)118
شکل 4-5 منحنی پوشاور گروه عملکردی C (سازههای کوتاه پریود با دهانه 8 متر با کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)118
شکل 4-6 منحنی پوشاور گروه عملکردی C (سازههای کوتاه پریود با دهانه 8 متر بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)119
شکل 4-7 منحنی مفایسه منحنی پوشاور گروه عملکردی C (سازههای کوتاه پریود با دهانه 8 متر با کاهندگی و بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)119
شکل 4-8 منحنی پوشاور گروه عملکردی B (سازههای بلند پریود با دهانه 5 متر با کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)120
شکل 4-9 منحنی پوشاور گروه عملکردی B (سازههای بلند پریود با دهانه 5 متر بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)120
شکل 4-10 منحنی مقایسه پوشاور گروه عملکردی B (سازههای بلند پریود با دهانه 5 متر با و بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)121
شکل 4-11 منحنی پوشاور گروه عملکردی D (سازههای بلند پریود با دهانه 8 متر با کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)121
شکل 4-12 منحنی پوشاور گروه عملکردی D (سازههای بلند پریود با دهانه 8 متر بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)122
شکل 4-13 منحنی مقایسه پوشاور گروه عملکردی D (سازههای بلند پریود با دهانه 8 متر با و بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)122
شکل4-14 منحنی پوشاور استاندارد گروه عملکردی A (سازههای کوتاه پریود با دهانه 5 متر با کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)124
شکل 4-15 منحنی پوشاور استاندارد گروه عملکردی A (سازههای کوتاه پریود با دهانه 5 متر بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)124
شکل 4-16 مفایسه منحنی پوشاور استاندارد گروه عملکردی A (سازههای کوتاه پریود با کاهندگی و بدون کاهندگی دهانه 5 متر در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)125
شکل 4-17 منحنی پوشاور استاندارد گروه عملکردی C (سازههای کوتاه پریود با دهانه 8 متر با کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)125
شکل 4-18 منحنی پوشاور استاندارد گروه عملکردی C (سازههای کوتاه پریود با دهانه 8 متر بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)126
شکل 4-19 منحنی مفایسه پوشاور استاندارد گروه عملکردی C (سازههای کوتاه پریود با دهانه 8 متر با کاهندگی و بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)126
شکل 4-20 منحنی پوشاور استاندارد گروه عملکردی B (سازههای بلند پریود با دهانه 5 متر با کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)127
شکل 4-21 منحنی پوشاور استاندارد گروه عملکردی B (سازههای بلند پریود با دهانه 5 متر بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)127
شکل 4-22 منحنی مقایسه پوشاور استاندارد گروه عملکردی B (سازههای بلند پریود با دهانه 5 متر با کاهندگی و بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)128
شکل 4-23 منحنی پوشاور استاندارد گروه عملکردی D (سازههای بلند پریود با دهانه 8 متر با کاهندگی در سطح لرزه خیزی خیلی زیاد)128
شکل 4-24 منحنی پوشاور استاندارد گروه عملکردی D (سازههای بلند پریود با دهانه 8 متر بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)129
شکل 4-25 منحنی مقایسه پوشاور استاندارد گروه عملکردی D (سازههای بلند پریود با دهانه 8 متر با و بدون کاهندگی در سطح لرزهخیزی خیلی زیاد)129
شکل 4-26 منحنی IDA سازه 3 طبقه با دهانه 5 متر با کاهندگی134
شکل 4-27 منحنی IDA سازه 3 طبقه با دهانه 5 متر بدون کاهندگی134
شکل 4-28 منحنی IDA سازه 3 طبقه با دهانه 8 متر با کاهندگی135
شکل 4-29 منحنی IDA سازه 3 طبقه با دهانه 8 متر بدون کاهندگی135
شکل 4-30 منحنی IDA سازه 9 طبقه با دهانه 5 متر با کاهندگی136
شکل 4-31 منحنی IDA سازه 9 طبقه با دهانه 5 متر بدون کاهندگی136
شکل 4-32 منحنی IDA سازه 9 طبقه با دهانه 8 متر با کاهندگی137
شکل 4-33 منحنی IDA سازه 9 طبقه با دهانه 8 متر بدون کاهندگی137
شکل 4-34 منحنی IDA سازه 15 طبقه با دهانه 5 متر با کاهندگی138
شکل 4-35 منحنی IDA سازه 15 طبقه با دهانه 5 متر بدون کاهندگی138
شکل 4-36 منحنی IDA سازه 15 طبقه با دهانه 8 متر با کاهندگی139
شکل 4-37 منحنی IDA سازه 15 طبقه با دهانه 8 متر بدون کاهندگی139
شکل 4-38 منحنیهای تغییرات نسبت محدوده فروریزش اصلاح شده بر حسب ارتفاع سازهها در گروه عملکردی دهانه 5 متر در حالت کاهندگی(WD) و بدون کاهندگی(WOD)151
شکل 4-39 منحنیهای تغییرات نسبت محدوده فروریزش اصلاح شده بر حسب ارتفاع سازهها در گروه عملکردی دهانه 8 متر در حالت کاهندگی(WD) و بدون کاهندگی (WOD)151
شکل 4-40 منحنیهای تغییرات نسبت محدوده فروریزش اصلاح شده بر حسب پریود مد اول سازهها در گروه عملکردی دهانه 5 متر در حالت کاهندگی(WD) و بدون کاهندگی (WOD)153
شکل 4-41 منحنیهای تغییرات نسبت محدوده فروریزش اصلاح شده بر حسب پریود مد اول سازهها در گروه عملکردی دهانه 8 متر دو حالت کاهندگی(WD) و بدون کاهندگی(WOD)153
شکل 4-42 منحنیهای تغییرات ضریب ایمنی بر حسب پریود مد اول سازهها در گروه دهانه 5 متر در حالت کاهندگی(WD) و بدون کاهندگی(WOD)155
شکل 4-43 منحنیهای تغییرات ضریب ایمنی برحسب پریود مد اول سازهها در گروه دهانه 8 متر در حالت کاهندگی(WD) و بدون کاهندگی(WOD)155
5-1 نمودار ضریب ایمنی-پریود سازههایی با دهانه 8 متر (کاهندگی(WD) و بدون کاهندگی(WOD) )163

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

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

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

اینجا کلیک کنید

5-2 نمودار ضریب ایمنی-پریود سازههایی با دهانه 5 متر (کاهندگی(WD) و بدون کاهندگی(WOD) )164
چکیده
با توجه به پیچیدگی مکانیزم شکست سازه در هنگام فروریزش تحت اثر زلزله، این پژوهش میزان تاثیر کاهش مقاومت و سختی را ایمنی سازهها در زمان فروریزش سازههای با درجات آزادی مختلف را ارائه میدهد. بدین منظور با استفاده از شیوه ارزیابی عملکرد FEMA P695 میزان فروریزش 14 مدل قاب خمشی ویژه فولادی 3 دهانه شامل 4 مدل در دوره زمانی پریود بلند و 3 مدل در دوره زمانی پریود کوتاه با دهانههای 5 و 8 متر و ارتفاع ثابت 3.2 متر تحت اثر 22 رکورد زلزله (هر زلزله در 2 جهت) پیشنهادی FEMA P695، در دو حالت با و بدون کاهش مقاومت و سختی اعضا، توسط نرمافزار Opensee و MATLAB مورد بررسی قرار گرفتهاند. در این راستا ابتدا با استفاده از آنالیز پوشاور مودال پارامترهای حساس بر رفتار سازه در سطح فروریزش محاسبه شده و سپس سطح فروریزش از طریق آنالیز IDA با در نظر گرفتن عدم قطعیتهای تحریک لرزهای محاسبه میشوند. لازم به ذکر است که مدلهای استفاده شده در این پژوهش با توجه به الزامات FEMA P695 بر اساس آییننامهای ASCE/SEI 7-05 طراحی شدهاند. با مقایسه نرخ فروریزش بر اساس روش ارزیابی عملکرد پیشنهادی با معیارهای مطرح شده در روش آنالیز IDA، مشاهده گردید که سازههای با کاهش مقاومت و سختی حاشیهای ایمنی بیشتری نسبت به سازههای بدون کاهش مقاومت و سختی در مقابل فروریزش را دارا میباشند.
کلمات کلیدی: رفتار کاهنده، ظرفیت فروریزش، کاهش مقاومت، قاب خمشی فولادی، تحلیل دینامیکی افزایشی
فصل اول
مقدمات
1-1. مقدمه
مطالعه زلزله به قرنهای متمادی در گذشته بر میگردد. امروزه نیز زندگی و اموال صدها میلیون نفر از مردم جهان با خطر بزرگ ناشی از زلزلهها روبرو میباشد. سلامت تعداد زیادی از اقتصادهای محلی، ناحیهای و حتی ملی نیز در معرض خطر زلزلهها میباشند و این مخاطرات در کشورهای مختلف یکسان نیست و تحت شرایط مختلفی قرار دارد. در این میان بخاطر پیچیدهگیهای همراه با زلزلههای بزرگ اغلب روزها، هفتهها و ماهها وقت نیاز است تا فاجعه ناشی از زلزله درست درک شود. زمان در مناطق زلزله زده عامل مهمی است و هر گونه تاخیر در درک میزان فاجعه در پاسخهای بعدی زلزله و تخمین خسارتهای مالی و اجتماعی بعد از آن تاخیر ایجاد خواهد کرد. جنبههایی از زلزله از قبیل طبیعت زلزله شناختی، مهندسی زلزله و عواقب اقتصادی آن باید قبل از رخ دادن زلزله شناخته شود.
در این میان هدف اصلی مهندسی زلزله جلوگیری از فروریزش ساختمانهای است، که در معرض زلزله قرار دارند. فروریزش سازه به علت کاهش مقاومت سازه در برابر بارهای گرانشی وارده بر سازهای که در معرض زلزله قرار گرفته است، اتفاق میافتد. از نظر مالی فروریزش همراه با خرابی ساختمان و از دست رفتن هزینه مصرف شده برای ساخت آن است، اما باید توجه داشت که فروریزش سازه منبع اصلی مرگ و میر انسانهایی است، که در آن مکان به زندگی مشغول هستند، بنابراین از نظر فنی و مهندسی نیاز به بررسی احتمال، زمان، شیوه خرابی سازه و سطح ایمنی یک سازه در برابر فروریزش میباشد.
1-2. بیان مسئله
با توجه به مشاهدات زلزلههای گذشته متوجه میشویم فروریزش در دو حالت صورت میگیرد که حالت اول بدلیل افزایش بیش از اندازه جابجایی سازه تحت بارهای جانبی، در ساختمان ناپایداری دینامیکی بوجود آمده و موجب خرابی میگردد. در حالت دوم تحت اثر P- ∆، اعضای سازه که تحت نیروی محوری فشاری و لنگر خمشی قرار میگیرند، حتی جزئی ترین لنگر خمشی باعث بوجود آمدن انحنا و خیز در عضو تیر-ستون میشود که این انحنا باعث میشود که در اثر نیروی محوری موجود لنگر خمشی ثانویهای بوجود آید این فرایند تا آنجا ادامه می یابد که بالاخره عضو مورد نظر یا به تعادل برسد یا در اثر تشدید از هم فروپاشد. عملا در سازه ها بدلیل اینکه اعضایی همچون ستون یک انحنای اولیه دارند که میتواند ناشی از نقص عضو یا خطا در اجرا باشد این پدیده همواره رخ میدهد. در نوع اول فروریزش بصورت آبشارگونه رخ میدهد، به بیان دیگر فروریزش بشکل کلی صورت میگیرد. اما در نوع دوم ابتدا از یک عضو شروع شده سپس به باقی اعضا سرایت کرده و نهایا منجر به فروریزش کلی سازه میگردد، که به آن فروریزش جزئی میگویند.
در سالهای گذشته پژوهشگران چندین روش ارزیابی فروریزش را ارائه کردهاند. آنها مستقلا بر روی میزان تاثیر P- ∆ بر ظرفیت فروریزش یک سازه تحقیق کردهاند. اما بعضی دیگر بر روی کاهندگی غیرخطی مدلهای اتصالات که بصورت تجربی میتوان آزمایش انجام داد، کار کردهاند؛ چرا که رفتار سازه در هنگام زلزله وارد حوزه غیرخطی میشود. میزان کاهندگی سیستم توسط منحنیهای هیسترتیک نمایش داده میشود که در فصول بعدی بطور مفصل در مورد آنها بحث خواهیم کرد.
ارزیابی ایمنی سازه مستلزم توانایی پیشبینی کاهش پاسخ دینامیکی سیستم سازه است. البته باید توجه داشت که موضوع فوق برای ساختمانهایی قدیمیتر، که کاهش مقاومت و سختی در آنها از تغییر شکلهای کوچک آغاز میشود مشکل است، زیرا که شبیه سازی مدلهای هیسترتیک آنها امکان ندارد، بنابراین معمولا فروریزش کلی با یک دریفت قابل قبول یا دستیابی به محدوده تغییر شکل در هر کدام از اجزای سازهای بررسی میشود. البته باید توجه کرد که برای توسعه یک روش سیستماتیک، تمام منابع فروریزش کلی میبایست ادغام شوند. در این روش میبایست شامل تاثیر کاهش مقاومت و تاثیرات P- ∆ در فروریزش سازه باشد.
1-3. اهمیت و ضرورت تحقیق
در هنگام بروز زلزله های مختلف یک سازه رفتارهای گوناگونی از خود نشان میدهند و با توجه به شدت زلزله سازه میتواند در حوضه رفتار خطی بماند و یا اینکه وارد حوضه رفتار غیرخطی شود. با توجه به اینکه فروریزش سازه در محدوده رفتار غیرخطی صورت میگیرد بنابراین این موضوع که فروریزش در چه ناحیهای از رفتار صورت بگیرد، مهم است. ضمن اینکه حداکثر شدت زلزلهای که یک سازه پایداری دینامیکی خود را در آن حفظ میکند برای ما مشخص میشود. هر چه میزان پایداری دینامیکی سازه در حوضه رفتار غیرخطی بیشتر باشد فروریزش آن سازه دیرتر صورت میگیرد و این بدین معنی است که سازه شدت زلزلهی بیشتری را میتواند تحمل کند. قابلیت پیش بینی فروریزش سازهها با افزایش اطلاعات در مورد خصوصیات و ویژگیهای اجزا بتنی و فولادی سازهها بیشتر خواهد شد.
البته مهمترین علت بررسی فروریزش سازهها کاهش صدمات جانی پس از زلزله است، چرا که پس از زلزله چنانچه سازههایی با ظرفیت فروریزش بالا داشته باشیم تلفات پس از زلزله نیز کاهش پیدا میکند ولی در صورت پایین بودن ظرفیت فروریزش تلفات افزایش پیدا میکند، از طرفی کاهش فروریزش سازهها خسارات مادی نیز کاهش پیدا میکند.
1-4. اهداف تحقیق

هدف اصلی این پایان نامه توسعه روش برای ارزیابی فروریزش کلی سازه در قابهای خمشی ویژه فولادی میباشد. در این پژوهش میزان تاثیر کاهش مقاومت اعضای سازه با عدم کاهش مقاومت اجزا سازه بر ظرفیت فروریزش مورد بررسی قرار میگیرند. ارزیابی فروریزش بر اساس اندازهگیری روابط شدت که میزان شدت نسبی حرکت زمین به پارامترهای مقاومت سازهای است، انجام میشود که شدت نسبی در فروریزش به ظرفیت فروریزش گفته میشود. در این بین در مدلسازی و استفاده از مواد مورد استفاده در مدلسازی ابهامات زیادی وجود دارد، هرچند روابطی آماری جهت مشخص کردن این ابهامات وجود دارد که از آنان بعنوان پایهای برای مدلسازی و مواد بکار رفته استفاده میشود. حال چنانچه با وجود این ابهامات تحلیل درستی از پیش بینی فروریزش کلی تحت اثر کاهش مقاومت اجزاء سازه بدست بیاوریم، اما هنوز هم موانع زیادی برای یک تحلیل کاملا واقعی بر سر راه ما در مورد چگونگی پیش بینی ظرفیت فروریزش سیستمهای سازهای وجود خواهد داشت که صرفا با گذشت زمان و انجام آزمایشهای بیشتر بر روی مدلهایی که نزدیکی بیشتری به ساختمانهای واقعی داشته باشند، میتوان این مشکلات و ابهامات را کمتر نمود. اجزای روش بکار رفته در این پژوهش عبارتند از:
– توسعه مدلهای سازهای دارای کاهش مقاومت و عدم کاهش مقاومت اعضا با ترکیب تمام فاکتورهای مهم که در فروریزش کلی موثر هستند.
– محاسبه ظرفیت فروریزش برای مجموعهای از مدلهای سازهای.
– ارزیابی اندازهگیری آماری ظرفیت فروریزش و تاثیر ابهامات در مدلها و حرکات زمین و پارامترهای سازهای در این اندازهگیری آماری.
– ارزیابی ظرفیت فروریزش مدلها در دو حالت با و بدون کاهندگی اعضا
فصل دوم
مفاهیم پایه و کلیات
2-1. بررسی نظریه‌های پیرامون موضوع تحقیق
همانگونه که در فصل قبل ذکر شد، فروریزش در دو نوع کلی و جزئی صورت میگیرد که در این پایاننامه تحقیق در مورد فروریزش تحت بارگذاری سیکلی همراه با و بدون کاهش مقاومت و سختی اعضا انجام میگیرد. ارزیابی این حالت از فروریزش بر اساس مدلهای هیسترتیک که مستقیما وابسته به کاهش سختی و مقاومت میباشد، صورت میپذیرد. شیوه کاهش این دو پارامتر بستگی به نوع بارگذاری انجام شده دارد. اولین حالت بارگذاری مونوتونیک و دومین حالت بارگذاری سیکلی میباشد. نتایج آزمایش برای دو نمونه مشابه تحت بارگذاری مونوتونیک و سیکلی در شکل (2-1) نشان میدهد که در بارگذاری مونوتونیک، مقاومت پس از رسیدن به نقطه حداکثر با منحنی مماس منفی دنبال شده است که این به معنی لزوم لحاظ شاخه با شیب منفی در منحنی پوش هیسترتیک (back-bone) میباشد. علاوه بر آن
1. در بارگذاری سیکلی مقاومت با تعداد و دامنه سیکلها زوال مییابد حتی اگر به تغییر شکل متناظر با نقطه حداکثر هم نرسیده باشد.
2. زوال مقاومت بعد از رسیدن به نقطه حداکثر هم ادامه دارد.
3. سختی بار برداری هم کاهش مییابد.
4. سختی بارگذاری دوباره هم با سرعت کاهش مییابد.[1]
شکل 2-1 منحنی نیرو تغییر مکان بدست آمده از بارگذاری مونوتونیک و سیکلی [1]
از چهار حالت مشاهده شده فوق به عنوان چهار مود کاهنده غالب در فتار غیرخطی سیکلی یاد میشود. در این بین مدلهای زیادی ارائه شده است که ما در بین به مدل زیر که در سالهای اخیر بصورت گسترده از آن استفاده شده است میپردازیم.
2-1-1. مدل ایبارا-کراوینکلر (Ibarra-Krawinkler)
این مدل اولین بار در سال 1993 توسط Krawinkler و Rahnama [2] مطرح و به طور گستردهای در طی 10 سال اخیر اصلاح و استفاده شد تا اینکه نسخه تکمیلی آن در سال 2005 توسط ایبارا-کراوینکلر (Ibarra-Krawinkler) ارائه شد؛ جزئیات به طور کامل در منبع [1] تشریح شده است. سه جزء اصلی این مدل به قرار زیر است:
1. منحنی پوش هیسترتیک (back-bone) که رفتار اولیه یک سیستم بدون کاهندگی سیکلی را به وسیله تعیین حدود مقاومت و تغییر شکل تعریف میکند.
2. یک مجموعه قوانین مشخص که مدل هیسترتیک را بین حدود تعیین شده توسط منحنی پوش هیسترتیک (back-bone) تعریف میکند.
3. مجموعه قوانینی که چهار مود کاهندگی را با توجه به حدود منحنی پوش هیسترتیک (back-bone) تعریف میکند.
منحنی پوش هیسترتیک (back-bone) که رفتار هیسترتیک اعضای سازه به آن محدود میشود در آن برای سادهسازی هرچه بیشتر از متوسط سختشدگی سیکلی استفاده شده است شکل (2-2).
شکل2-2 منحنی پوش هیسترتیک (back-bone) برای مدلهای هیسترتیک [1].
در این مدل پارامترهای اصلی سختی اولیه، مقاومت تسلیم و سختی شاخه سخت شدگی که به ترتیب با Ks = αsKe,Fy,Ke نشان داده میشوند به همراه مقاومت Fc تغییر مکان متناظر با آن cδ سختی بعد از نقطه ماکزیمم Ks = αcKe، مقاومت پس ماند Fr و نسبت شکلپذیری (δ_c/δ_y ) به عنوان مقادیر تعریف کننده (ورودی) منحنی میباشند (شکل 2-2).یک مجموعه قوانین مشخصی که مدل هیسترتیک را تعریف میکند: منحنی پوش هیسترتیک را میتوان به همراه هرکدام از مدلهای هیسترتیک دو خطی (bilinear)، راسگرا (Peak-Oriented) و چلانده (Pinching) استفاده شود.
– مدل دو خطی (bilinear): این مدل بر پایه قوانین هیسترتیک دو خطی (bilinear) و سخت شوندگی کرنشی سینماتیک میباشد. این قوانین با اضافه شدن شاخههای با شیب منفی و مقاومت پسماند منحنی پوش به مدل اصلی، هیچ تغییر نمیکنند و تنها با تعریف حد مقاومت میتوان شاخه با شیب منفی و مقاومت پس ماند را به مدل اصلی (منحنی پوش) اضافه کرد شکل (2-3). در این شکل مطابق با قوانین سینماتیکی شاخه بارگذاری از نقطه (5) باید تا نقطه (6) ادامه پیدا کند اما به علت تعریف حد مقاومت از نقطه (6) به سمت نقطه (3) که کوچکترین مقاومت لحاظ شده در سیکلهای اولیه است تغییر جهت میدهد.
شکل 2-3 منحنی bilinear با تعریف حد مقاومت [1].
– مدل راسگرا (Peak-Oriented) در این مدل اضافه کردن با شیب منفی و پس ماند منحنی پوش به مدل اصلی قوانین پایهای که در آن وجود دارد را تغییر نخواهد داد. شکل (2-4)، زوال سختی باربرداری هنگامی که با محور افقی قطع میشود (نقاط 3-7-11) را نشان میدهد و مسیر بارگذاری دوباره در این مدل همواره به سمت حداکثر تغییر شکل تجربه شده در قبل میباشد.
شکل 2-4 قوانین پایه مدل هیسترتیک راسگرا (Peak-Oriented) [19]
– مدل چلانده (Pinching): این مدل کاملاً شبیه به مدل راسگرا (Peak-Oriented) میباشد با این تفاوت که در آن، مسیر مربوط به بارگذاری دوباره از دو بخش تشکیل شده است ابتدا شاخه بارگذاری دوباره به سمت نقطه شکست که به صورت تابعی از حداکثر مقاومت و تغییر شکل تجربه شده تعریف میشود، حرکت میکند و بعد از آن به سمت نقطهای با بیشترین تغییر شکل در سیکلهای اولیه در جهت بارگذاری متمایل میشود. شکل (2-5).
شکل 2-5 قوانین پایه مدل هیسترتیک چلانده (Pinching) [1].
قوانین نرخ زوال سیکلی بر پایه انرژی تلف شده در عضو تحت بارگذاری سیکلی میباشد. چرا که فرض شده هر عضو سازه دارای یک ظرفیت اتلاف انرژی هیسترتیک میباشد که به صورت مضربی (γ) از مقاومت تسلیم در تغییر شکل تسلیم میباشد. و زوال سیکلی در چرخه (i) با رابطه زیر نشان داده میشود [2].
(2-1) β_i=[E_i/(E_i-∑_(j=1)^(i-1)▒E_j )]
1β: پارامتر زوال سیکلی در چرخه i
E1: انرژی هیسترتیک تلف شده در چرخه i
(2-2) E_t=γF_y δ_y
Et: ظرفیت اتلاف انرژی پایه در هر عضو
C: نرخ زوال سیکلی که تا هم اکنون در تحقیقات برابر یک فرض شده است.
پارامتر 1β میتواند برای در نظر گرفتن هریک از چهار مود اساسی زوال بکار رود که در ادامه به آنها اشاره میشود در شکل (2-6) هریک از چهار مود اساسی زوال بکار میرود که در ادامه به آنها اشاره میشود در شکل (2-6) هریک از چهار مود کاهندگی در مدل راسگرا (Peak-Oriented) به صورت جداگانه مشخص شده است.
شکل 2-6 نمایش چهار مود کاهندگی به صورت جداگانه بر روی مدل راسگرا (Peak-Oriented): a) زوال مقاومت پایه، b) زوال مقاومت پس از تسلیم، c) زوال سختی باربرداری و d) زوال سختی بارگذاری دوباره [1].
زوال مقاومت پایه: این مود زوال با انتقال شاخه سخت شوندگی به سمت مبدا با کاهش مقاومت تسلیم لحاظ میشود:
(2-3) F_i^(+l-)=(1-β_(s,i) ) F_(i-1)^(+1-)
F+/-: مقاومت تسلیم زوال یافته در جهت مثبت یا منفی بعد از چرخه (i)
Fi-1+/-: مقاومت تسلیم زوال یافته در جهت مثبت یا منفی پیش از چرخه (i)
βs,i: بر مبنای γ مربوطه محاسبه میشود.
زوال مقاومت بعد از تسلیم: که با انتقال شاخه پس از تسلیم به سمت مبدأ و همراه با کاهش مقاومت حداکثر از تسلیم میباشد:
(2-4) F_(ret.i)^(+/-)=(l-B_(c,t) ) F_(ref,i-t)^(+/-)
βc,i: بر اساس γ مربوط میباشد.
زوال سختی بار برداری: این مود زوال با کاهش سختی ku مطابق با رابطه زیر در نظر گرفته میشود.
(2-5) k_(u,i)=(1- β_(u,i))k_(u,i-1)
که βu,i بر اساس γ مربوطه میباشد.
زوال سختی بارگذاری دوباره: بوسیله انتقال تغییر شکل هدف δ_(r,i) (که تنها در مدلهای راسگرا (Peak-Oriented) و چلانده (Pinching) تعریف میشود) در امتداد منحنی پوش هیسترتیک (back-bone) به سمت تغییر مکان زیر لحاظ میشود.
(2-6) δ_(r,i)^(+/-)=(1+β_(α,i))δ_(r,i-l)^(+/-)
شایان ذکر است که با فرض C برابر یک نشان داده شده که استفاده از یک مقدار γ برای هر چهار مود تاثیر زیادی در نتایج نخواهد داشت [1].
2-2. بررسی تحقیق‌های انجام شده
در سالهای گذشته ارتقاء در روشهای ارزیابی فروریزش در چندین بخش انجام شده است. پژوهشگران بطور مستقل در مورد تاثیر کمیت P- ∆ و همچنین توسعه مدلهای غیرخطی که میتوانند نتایج تجربی را افزایش دهند، مطالعه کردهاند. بعلاوه برخی تاثیرات ناشی از کامل کردن فاکتورهای کاهندگی که در فروریزش یک سازه موثر هستند را مورد پژوهش قرار دادهاند.
2-2-1. تاثیرات P- ∆
مطالعات در مورد فروریزش کلی شامل تاثیرات P- ∆ بر پاسخ لرزهای میباشد. بدین معنی که حتی با وجود کاهندگی زیاد مدلهای هیسترتیک فروریزش اتفاق نیفتد، با اینحال نهایتا تانژانت سختی سازه تحت اثر P- ∆ منفی میشود و سرانجام منجر به فروریزش سازه میشود. Jennings و Husid (1968) از یک قاب یک طبقه تک دهنه با فنرهای خطی برای مواد غیرخطی در انتهای ستونها با استفاده از مدل هیسترتیک bilinear استفاده کردند. آنها به این نتیجه رسیدند که پارامترهای مهم در فروریزش ساختمان عبارتند از : ارتفاع ساختمان و میزان شدت زلزله به سطح تسلیم سازه و همچنین شدت حرکت زمین برای خرابی سازه نیاز به مدت زمان طولانی دارد.[3] Sun و همکاران (1973) تاثیر بارهای گرانشی را بر روی رفتار دینامیکی سیستمهای یکدرجه آزادی (SDOF) مطالعه کردند و علاوه بر تاثیر موضوع فوق بر زمان تناوب سازه نشان دادند، حداکثر جابجایی سیستم بدون فروریزش به ضریب پایداری که حاصل جابجایی سیستم است، بستگی دارد. [3]
Jenningsو Takizawa(1980) ظرفیت نهایی قابهای بتنی تحت اثر زلزله را با ارزیابی یک سیستم یکدرجه آزادی (SDOF) با رفتار هیسترتیک 3 خطی بدون کاهندگی بررسی کردند و به این نتیجه رسیدند که با در نظر گرفتن اثر P- ∆ مدت زمان زلزله تاثیر زیادی بر فروریزش سازه دارد. [4] Bernal و همکاران (1986) در مورد ضریب فوق تحقیقات بیشتری انجام داد و فاکتورهای اصلاحی بر اساس شتاب طیفی با و بدون اثرات P- ∆ مشخص نمود. وی سیستمهای یکدرجه آزادی (SDOF) الاستوپلاستیک را با استفاده از همان ضرائب پایداری برای تمام پریودهای که در محدوده مورد نظر قرار داشتند، بررسی نمود که طبق تحقیقات فوق رابطه مهمی میان فاکتورهای اصلاحی و پریود طبیعی سازه وجود نداشت. [3] همچنین Mac Ra (1994) و Williamson (2003) مطالعات بیشتری در مورد نتایج کار Bernal بر رو سازهها با پاسخ هیسترتیک کامل و بررسی اثر P- ∆ انجام دادند و نتایج مشابهی با نتایج Bernal بدست آوردند. [4] Bernal در سالهای 1992 و 1998 قابهای دو بعدی مقاوم را بررسی کرد و نشان داد که حداقل ظرفیت برش پایه جهت مقاومت سازه در مقابل فروریزش به هنگام زلزله بستگی به مکانیزم شکست ساختمان دارد. همچنین متوجه شد که با محدود کردن حداقل تغییر مکان الاستیک طبقات تحت بارهای جانبی نمیتوان از ناپایداری دینامیکی سازه جلوگیری نمود.[3]
Miranda و Akkar (2003) از سیستم یکدرجه آزادی bilinear و P- ∆ تحت یک مجموعه که متشکل از اطلاعات مربوط به 14 عدد از زلزلههای کالیفرنیا استفاده کردند و یک رابطه ساده جهت محاسبه حداقل مقاومت جانبی برای جلوگیری فروریزش سازه بر اثر ناپایداری دینامیکی حاصل از P- ∆ ارائه دادند.[4] ارزیابی تاثیرات گرانش در ناپایداری برای عدم کاهش خیلی زیاد سازه در زمانی که تحت اثر زمینلرزه قرار میگیرد، توسط Adam و همکاران (2004) بررسی شد. روش پیشنهادی بر اساس سیستم یکدرجه آزادی معادل شده با سیستمهای چند درجه آزادی بود که در معرض یک مجموعه رکورد متشکل از 40 عدد زلزله که در سال 2003 توسط Krawinkler و Medina تهیه شده بود، قرار گرفته شد. با توجه به نتایج آنها مشخص شد، که معادل سازی سیستمهای چند درجه آزادی با سیستم یکدرجه آزادی (SDOF) جهت تعیین تاثیر P- ∆ بدون کاهندگی بر روی سیستمهای مذکور مناسب است.[3]
2-2-2. تاثیرات کاهندگی
مطالعات تجربی نشان داده است که رفتار هیسترتیک یک جزء سازهای به پارامترهای متعددی بستگی دارد که تا حد زیادی تحت تاثیر دو ویژگی تغییر شکل و اتلاف انرژی قرار دارد که منجر به توسعه یک طیف گسترده از کاهش مدلها میشود. مدل هیسترتیک bilinear الاستوپلاستیک اولین مدل مورد استفاده بود زیرا بکارگیری آن بسیار ساده بود و نرمی بارگذاری آن توسط Clough و Jonhston (1965) تشریح شد. در این مدل، کاهش سختی آن بر اساس حداکثر تغییر مکان که از مسیر مستقیم بارگذاری انجام میشود صورت میگیرد. این مدل اورجینال توسط Mahin و Bettro (1970) به مقدار کمی اصلاح شد. Takeda (1970) یک مدل 3 خطی را توسعه داد. در این مدل تنزل عدم باربرداری سختی بر اساس حداکثر تغییر مکان سیستم انجام میشد. مدل او برای قابهای بتنی (RC) طراحی شده بود و منحصرا داری 3 خط بود زیرا شامل بخشی برای بتن ترک نخورده بود.[3]
Song و Pincheira (2000) در مورد تاثیر کاهش سختی و مقاومت بر حداکثر جابجایی سیستمهای غیرالاستیک یکدرجه آزادی (SDOF) بدون مدلهای غیرخطی تحقیقاتی انجام دادند. آنها دریافتند که نرخ جابجایی بین کاهندگی و عدمکاهندگی سیستم میتواند خیلی بیشتر از 2 برابر باشد. ( خصوصا در سازههایی با دوره تناوب کوتاه ) که با توجه به نرخ کاهندگی و نوع حرکت زمین متفاوت است. این مدل اساسا یک مدل راسگرا (Peak-Oriented) است که کاهش پارامترها را بر اساس پیچش بررسی میکند. منحنی پوش شامل منحنی منفی پس از راس و شاخه مقاومت باقیمانده است. روش ارزیابی برای سیستمهای سازهای ترکیبی از P- ∆ و کاهندگی اعضا سازه توسط Ibarra و همکاران در سال 2002 و 2005 ارائه شد. پس از ترکیب قوائد سیکل کاهندگی توسط Rahnama و Krawinkler (1993) که در بخش 2-2-1 توضیح داده شد، Ibarra تحلیل جزء مدل را گسترش داد که قادر به گرفتن مقدار مقاومت پایه و کاهش سیکلی باشد. Ibarra ظرفیت فروریزش برای سیستمهای یکدرجه آزادی (SDOF) و قابهای چند درجه آزادی (MDOF) را محاسبه کرد. او پارامترهایی که عمدتا بر فروریزش و ارزیابی حساسیت ظرفیت فروریزش تاثیر دارند را مشخص کرد. [4]
2-3. چاچوب نظری تحقیق

دسته بندی : پایان نامه ارشد

پاسخ دهید