لوگو

چکيده :

روشهاي جديد و کارآمد براي ساخت سقف هاي مرکب فولادي باعث گرديده تا احداث ساختمان ها با سرعت زيادي انجام گيرد. استفاده از مصالح قديمي و روش هاي سنتي ساخت ديگر جوابگوي سرعت مورد نظر و نيازهاي طراحي نمي باشد. از اين رو استفاده از مصالح جديد و کارا به همراه تکنيک هاي نوين در ساخت و ساز امر اجتناب ناپذيري محسوب ميشود. استفاده از سقف هاي عرشه فولادي در ايران و جهان گسترش بسيار زياد و وسيعي داشته است .

سهولت اجرا، سرعت بالاي اجرا، کم شدن ضخامت سقف و عوامل بسيار ديگري کارفرما را به استفاده از اين سقف ترغيب ميکند. طراحي اين نوع سقف با استفاده از استانداردهاي روز دنيا و کنترل دقيق پارامترهاي طراحي مي تواند منجر به طراحي سقف هايي با وزن کم تر و در نتيجه طراحي اقتصادي تر براي سازه شود. در اين مقاله ٢٤ نمونه سقف مرکب عرشه فولادي در دهانه ١٠متري و با فواصل ٢، ٣، ٣/٥، ٤، ٤/٥، ٥، ٥/٥ و ٦ متري به صورت دستي طراحي و سپس با نرم افزار ANSYS مدل گرديده است و در انتها نتايج تحليلها به همراه پيشنهادهايي در جهت بهينه سازي طرح اين سقف ها به خصوص در دهانه هاي بلندتر ارائه گرديده اند. همچنين پارامترهاي لرزه اي سقف هاي عرشه فولادي با فاصله تيرچه هاي مختلف محاسبه و نحوه خرابي سيستم نيز بحث گرديده است . نتايج به دست آمده بيانگر رفتار مناسب اين سقف ها در تيرچه هاي با فواصل مختلف و در دهانه هاي بلندتر ميباشد.

١   مقدمه

دال مرکب با پروفيل عرشه فولادي در دهه هاي اخير به عنوان يکي از ساده ترين ، سريع ترين ، سبک تـرين و بصـرفه - ترين نوع سقف بخصوص در ساختمان هاي فولادي شناخته شده است . پروفيل ورق هاي عرشه فولادي جـداره نـازک سـرد نورد شده با زائده هايي به روي بال بالايي و جان ها جزو پرکاربردترين المان ها در ساخت اين سقف ميباشد. پروفيـل عرشـه فولادي دو عملکرد اصلي را انجام ميدهد. يکي اينکه به عنوان قالب پايدار در بتن ريزي و ديگـر اينکـه بـه عنـوان تقويـت کششي بعد از سفت شدن بتن عمل ميکند. شبکه ميلگردهاي سبک اضافه اي که لزوماً براي مراقبت از افت و حرارت بـتن تأمين شده اند، معمولاً به صورت شبکه هاي جوش شده هستند. شايان ذکر اسـت کـه اسـتفاده از ميلگردهـا در دهانـه هـاي پيوسته ، جاييکه بتن ترک ميخورد و مقاومت خود را از دست ميدهد، نقش مهمي را در باربري لنگر خمشـي منفـي ايفـا ميکنند. ضوابط طراحي و اجرايي سقف هاي مرکب عرشه فولادي در آيين نامه هاي معتبر بين المللي همچـون [١]  AISC١٠-٣٦٠، [٢، ٣، ٤، ٥ و ٦] ٤ and ٣ Eurocode، [٧] ٨ Part-٥٩٥٠ BSI، [٨] SDI و [٩ و ١٠]  AISC Design١٩ and ١١ Guide آورده شده است .

پورتر و اکبرگ ١ [١١] در سال ١٩٧٥ مطالعات گسترده اي بر روي گسـيختگي چسـبندگي برشـي دال مرکـب عرشـه فولادي با سيم هاي عرضي جوش داده شده در بالاي عرشه ها بعنوان وسيله اي براي انتقال بـرش انجـام دادنـد. مکلانـين و سان ٢ [١٢] در سال ١٩٩٩ رفتار اتصال برشي دال هاي مرکب عرشه فولادي با شکل ، اندازه و موقعيت مختلـف زائـده هـا و همچنين ضخامت عرشه فولادي مختلف را مورد بررسي قرار دادند. آن ها دريافتند که عمق زائده هـا اثـر قابـل تـوجهي بـه توزيع برش طولي در پروفيل ورق هاي فولادي ميگذارد. نفوذ زائده ها نيز ميتواند تا حد زيادي باعث بهبود مقاومت برشـي شود چون بتن درون حفره ها نفوذ ميکند.

رايت و همکاران ٣ [١٣] در سال ١٩٨٧ دريافتند که مقاومت هاي مختلف فشاري بتن در بارگذاري متناوب تاثير کمـي روي مقاومت نهايي دال در مقايسه با بارگذاري استاتيکي دارد و همچنين دريافتند که کاهش ٣٠ درصـدي در ارتفـاع زائـده هـا موجب افت ٥٠ درصدي در ظرفيت باربري ميشود.

کاليختو و لاوال ٤[١٤] در سال ١٩٩٨ عرشه هاي فولادي با ضخامت ، ارتفاع کل دهانه و طول دهانه برشـي مختلـف را مورد مطالعه قرار دادند.. در همه نمونه ها حالت گسيختگي دال هاي عرشه فولادي با برشگيرهاي انتهايي از نوع چسـبندگي برشي بود. چن ٥ [١٥] در سال ٢٠٠٣ رفتار چسبندگي برشي دال مرکب عرشه فولادي يـک دهانـه و دو دهانـه را بررسـي کرد و دريافت که گلميخ هاي مهاري انتهايي براي بالابردن مقاومت چسبندگي برشي موثر ميباشند. رانا و همکـاران ٦ [١٦] در سال ٢٠١٥ تاثير مهار انتهايي (گلميخ فولادي) را در دال هاي مرکب بتني و عرشه فولادي براي بارگذاري کوتاه مـدت و بلند مدت بررسي کردند و نتايج آن ها را با نتايج بدست آمده از روش المان محدود مقايسه کردند.

کرايسنل و ماريمون ٧ [١٧] در سال ٢٠٠٤ روش ساده اي را براي محاسبه ظرفيت انتقال بار دال هاي مرکب پيشـنهاد دادند. آندراده و همکاران ٨ [١٨] در سال ٢٠٠٤ با استفاده از نتايج تحليلي و تجربي بر روي دال هاي مرکب عرشه فـولادي با کنگره عريض و روش حالت حدي مقاومت ، منحني بار-تغييرشکل را به همراه روشي براي طراحي عرشـه فـولادي ارائـه کردند. همچنين تجزيه و روش تحليل پارامترهاي سيستم جديد دال مرکـب عرشـه فـولادي بـا صـفحات فـوم ٩ ميـاني را بررسي نمودند. موهان و همکاران ١٠ [١٩] در سال ٢٠٠٥ يک روش ساده بـراي طراحـي دال هـاي مرکـب براسـاس نتـايج بدست آمده از آزمايش بلوک لغزش ارائه دادند.

ماريموتو و سيدرامن ١١ [٢٠] در سال ٢٠٠٧ آزمايشاتي بـراي بررسـي رفتـار چسـبندگي برشـي دال مرکـب عرشـه فولادي زائده دار از روش m( m-k:شيب نمودار و k:عرض از مبدا نمودار) انجـام دادنـد و آنهـا را بـا روش PSC١٢ از EC٤ ١مقايسه کردند. نامديو و همکاران ٢ [٢١] در سال ٢٠١٢ مقاومت طراحي دال هاي مرکب عرشه فولادي را براسـاس آيـين - نامه هاي EC٤ و ٤٣-٥٩٥٠ BS انجام دادند و نتايج بدست آمده از اين دو روش را با هم مقايسه کردند.

بشار محمد٤ در سال ٢٠١٠ [٢٢] از خرده لاستيک به جاي ريزدانه در دال بتني عرشه فولادي استفاده کرد و نتايج آن را با دال بتني عرشه فولادي معمولي مقايسه کرد. در ادامه تحقيقات ، بشار محمد٥ [٢٣] و همکاران در سال ٢٠١١ به جاي استفاده از ريزدانه هاي معمولي در بتن از ريزدانه هاي کلينکر روغن نخل استفاده کردند و ضمن سبک شدن دال به نتايج مشابه مقاومت با بتن معمولي رسيدند.

عبادي و تبريزي در سال ٢٠١٥ سقف هاي مرکب عرشه فولادي با فواصل تيرهاي فرعي مختلف را مورد بررسي قرار دادند. آنها دريافتند که با کنترل دقيق ضوابط طراحي، امکان ساخت سقف هاي مرکب عرشه فولادي در دهانه هايي به مراتب بزرگ تر از دهانه هاي موجود، وجود دارد و ميتوان بدون ايجاد تغييرات زياد در روش هاي موجود، اين نوع سقف را توليد و اجرا نمود [٢٤ ، ٢٥].

در اين مقاله ٢٤ نمونه سقف مرکب عرشه فولادي را در دهانه هاي ٢، ٣، ٣/٥، ٤، ٤/٥، ٥، ٥/٥ و ٦ متري در شرايط بهينه و نسبت تنش نزديک به يک ، به صورت دستي طراحي کرده و سپس آنها را در نرم افزار مدل کرده ايم . نمودارهاي بار-تغيير مکان مربوط به هر کدام از نمونه ها به دست آمده و رفتار يک نمونه نيز به طور مفصل شرح داده شده است . در ادامه نتايج مربوط به پارامترهاي لرزه اي از قبيل ضريب شکل پذيري، جذب انرژي و ضريب اضافه مقاومت براي تمامي نمونه ها نيز در اين مقاله آورده شده است و نتايج بيانگر آن است که مي توان سقف هايي با دهانه هاي به مراتب بزرگ تر از دهانه هاي موجود طراحي و اجرا نمود.

٢   طراحي نمونه ها

به منظور بررسي هر يک از پارامترهاي طراحي، نمونه هايي با مشخصات سازه اي مشخص انتخاب شده و تحت بارهاي وارده طراحي و کنترل شده اند. در طراحي مدل ها از آيين نامه ١٠-٣٦٠ AISC براي طراحي تير فولادي در حالت غير مرکب و مرکب استفاده شده است . همچنين از آيين نامه EC٤ براي طراحي دال مرکب عرشه فولادي، EC٣ براي طراحي عرشه فولادي، آيين نامه SDI براي کنترل هاي تکميلي در ارتباط با سقف هاي عرشه فولادي، ١١ AISC Design Guide براي طراحي در برابر ارتعاش و ٨ Part – ٥٩٥٠ BS براي طراحي در برابر آتش استفاده شده است .

تمامي نمونه هاي اين مقاله در قاب با طول و عرض دهانه ١٠ متر و درفواصل تيرچه هاي ٢، ٣، ٣/٥، ٤، ٤/٥، ٥، ٥/٥ و ٦ متري تحليل و بررسي شده اند. در طراحي بهينه نمونه ها براي ٣ بار زنده ٢٠٠، ٣٥٠ و ٥٠٠ به صورت دسـتي، مقـاديري براي ضخامت و ارتفاع ورق عرشه فولادي ، ضخامت بتن و همچنين مقطعي به شـکل IPE بـراي تيرهـاي فرعـي محاسـبه گرديده است . اتصال تيرهاي فرعي به تيرهاي اصلي به صورت مفصلي ميباشد. مشخصـات مصـالح و مشخصـات سـازه اي و همچنين نسبت تنش هاي طراحي اعضا در مراحل مختلف ساخت براي تمامي نمونه هاي موردمطالعه در جدول ١ و جـدول ٢ آورده شده است . مشخصات هندسه پروفيل عرشه فولادي، دال مرکب و اندازه گذاري آن ها در شـکل ١ و شـکل ٢ آورده شده است . همچنين پلان تيرريزي در شکل ٣ آورده شده است .

جدول 1

تمامي اندازه ها برحسب ميليمتر، تنش تسليم و مقاومت فشاري برحسب مگاپاسکال ميباشند؛ که در آن ،S، فواصـل تيرهـاي فرعي، ، ضخامت ورق عرشه فولادي، ، ارتفاع عرشه فولادي، ، تنش تسـليم عرشـه فـولادي، ، ضـخامت بـتن در بـالاي کنگره عرشه فولادي و ، مقاومت فشاري ٢٨ روزه نمونه استوانه اي ميباشد.

شکل 1

نسبت تنش در هر ٢٤ نمونه در سه مرحله حين ساخت ، پس از ساخت و شرايط بهره برداري محاسـبه شـده اسـت . در مرحلـه حين ساخت ، نسبت لنگر خمشي، نسبت نيروي برشي و تغيير شکل براي عرشه فولادي و سپس تير فرعي محاسبه شـده اسـت . در مرحله پس از ساخت همانند مرحله حين ساخت نسبت لنگر خمشي، نسبت نيروي برشي و تغيير شکل ، اين بار بـراي دال مرکـب و تير فرعي مرکب محاسبه شده است . با اين تفاوت که نسبت نيروي برشي در دال مرکب در دو حالت نسـبت نيـروي برشـي افقـي و نيروي برشي عمودي به صورت جداگانه محاسبه ميگردد. در مرحله آخر بايد شرايط بهره برداري سقف براي عملکرد دال مرکـب در برابر آتش و همچنين نسبت شتاب پانل به دست آمده از فرکانس مورد بررسي قرار گيرد. تمامي نسبت هاي تنش به دسـت آمـده از مراحل بالا به شکلي محاسبه شده است که بيشينه ي آن مقادير براي هر نمونه نزديک به يک باشد.

شکل 2

٣  ارزيابي پارامترهاي طراحي سقف عرشه فولادي

بعد از طراحي نمونه ها به صورت دستي، تمامي آنها در نرم افزار ANSYS مدل گرديد. مشخصات مصالح مـورد اسـتفاده و فرضـيات مدل سازي براي آزمايش سقف مرکب عرشه فولادي در اين مقاله در جدول ٣ آورده شده است . براي مدل سازي نمونه ها در نرم افـزار انسيس براي بتن مسلح از المان ٦٥ Solid و براي تير فولادي و عرشه فولادي از المان ١٨٧ Solid استفاده شـده اسـت . بـه منظور شبکه بندي نمونه ها در اين فصل براي تيرها و عرشه فولادي از مـش هـاي ٥٠ ميليمتـري اسـتفاده گرديـده اسـت . تمـامي مقـادير داده شده به نرم افزار ANSYS برحسب کيلونيوتن و ميليمتر ميباشند. نحوه بارگذاري تمامي نمونه ها بدين صورت است که بار ثقلي بر روي کل سطح بالايي بتن به صورت گسترده قرار گرفته است (شکل ٤). با بررسي نمودارهاي بـار-تغييـر مکـان ، ظرفيـت بـاربري نمونه و پس از آن ضرايب شکل پذيري و جذب انرژي به دست ميآيد. رفتار يک نمونه به تفصيل مورد بررسي قرار خواهـد گرفـت و در انتها ضريب اضافه مقاومت با مقايسه بين مقاومت به دست آمده از نرم افزار و مقدار طراحي محاسبه ميشود.

جدول 2

که در جدول فوق چگالي مصالح برحسب کيلونيوتن بر مترمکعب ، تنش هـاي مقـاومتي برحسـب مگاپاسـکال و مـدول الاستيسـيته برحسب گيگاپاسکال داده شده است .

شکل 4

شکل ٤  نمونه سقف مدل شده در نرم افزار با فواصل تيرچه هاي ٢متري

٣-١  ظرفيت باربري نمونه ها

طبق آئين نامه AISC، تغييرمکان عمودي دال مرکب عرشه فولادي تحت بار نهايي (DL+SDL+LL) نبايـد از ٢٤٠/L طـول دهانه بيش تر شود. در اين بخش به بررسي بار معادل با تغييرمکان مجاز آئين نامه پرداخته شده است . به منظور بررسي بار معـادل بـا تغييرمکان عمودي مجاز، مقدار ٢٤٠/L به ازاي هر نمونه به صورت دستي محاسبه شده و مقدار بار معادل آن براي تمامي نمونـه هـا به صورت خط چين نشان داده شده است .

٣-١-١  ظرفيت باربري نمونه S٢٠-SD٥٥

همان گونه که در شکل ٥-الف مشاهده ميشود، مقدار بار معادل با تغييرمکـان مجـاز ٢٤٠/L بـراي نمونـه هـاي -S٢٠-SD٥٥

٣٥٠-S٢٠-SD٥٥ ,٢٠٠ و ٥٠٠-S٢٠-SD٥٥ به ترتيب برابر ١٠٦٠، ١٣٢٠ و ١٦٥٠ کيلونيوتن ميباشد. همچنـين نمونـه -SD٥٥

٥٠٠-S٢٠ کم ترين مقدار تغييرمکان در لحظه نهايي را دارد.

٣-١-٢ ظرفيت باربري نمونه S٣٠-SD٦٠

در شکل ٥-ب مشاهده ميشود که مقدار بار معادل بـا تغييرمکـان مجـاز ٢٤٠/L بـراي نمونـه هـاي ٢٠٠٣٥٠-S٣٠-SD٦٠ و

٥٠٠-S٣٠-SD٦٠ به ترتيب برابر ١٣٣٠ و ١٦٣٠ کيلونيوتن ميباشد. همچنين نمونه ٥٠٠-S٣٠-SD٦٠ کم ترين مقدار تغييرمکـان در لحظه نهايي را دارد.

٣-١-٣ ظرفيت باربري نمونه S٣٥-SD٦٠

همان گونه که در شکل ٥-ج مشاهده ميشود، مقدار بار معادل با تغييرمکان مجاز ٢٤٠/L براي نمونه هـاي ٢٠٠٣٥٠-S٣٥-SD٦٠

و ٥٠٠-S٣٥-SD٦٠ به ترتيب برابر ١٥٢٠ و ٢٢١٠ کيلونيوتن ميباشد.

٣-١-٤ ظرفيت باربري نمونه S٤٠-SD٨٠

در شکل ٥-د مشاهده ميشود که مقدار بار معادل با تغييرمکان مجاز ٢٤٠/L براي نمونه ٢٠٠٣٥٠٥٠٠-S٤٠-SD٨٠ برابر ٢١٧٠ کيلونيوتن ميباشد.

٣-١-٥ ظرفيت باربري نمونه S٤٥-SD١٠٠

همان گونه که در شکل ٥-ه مشاهده ميشود، مقدار بار معادل با تغييرمکان مجاز ٢٤٠/L براي نمونه هـاي ٢٠٠٣٥٠-S٤٥-SD١٠٠

و ٥٠٠-S٤٥-SD١٠٠ به ترتيب برابر ٢١٢٠ و ٢٤٠٠ کيلونيوتن ميباشد.

٣-١-٦ ظرفيت باربري نمونه S٥٠-SD١٠٠

در شکل ٥-و مشاهده ميشود که مقدار بار معادل با تغييرمکـان مجـاز ٢٤٠/L بـراي نمونـه هـاي ٢٠٠-S٥٠-SD١٠٠ و -SD١٠٠

٣٥٠٥٠٠-S٥٠ به ترتيب برابر ١٨٢٠ و ٢٣٢٠ کيلونيوتن ميباشد.

٣-١-٧ ظرفيت باربري نمونه S٥٥-SD١٥٠

همان گونه که در شکل ٥-ز مشاهده ميشود، مقدار بار معادل با تغييرمکان مجاز ٢٤٠/L براي نمونه هاي ٢٠٠-S٥٥-SD١٥٠ و

٣٥٠٥٠٠-S٥٥-SD١٥٠٠ به ترتيب برابر ٢١٢٠ و ٢٨٠٠ کيلونيوتن ميباشد.

٣-١-٨ ظرفيت باربري نمونه S٦٠-SD١٥٠

در شکل ٥-ح مشاهده ميشود که مقـدار بـار معـادل بـا تغييرمکـان مجـاز ٢٤٠/L بـراي نمونـه هـاي ٢٠٠٣٥٠-S٦٠-SD١٥٠ و

٥٠٠-S٦٠-SD١٥٠ به ترتيب برابر ٢٤٨٠ و ٢٩٤٠ کيلونيوتن ميباشد. نمونه ٥٠٠-S٦٠-SD١٥٠ در بار نهايي کم تـري نسـبت بـه نمونه ديگر گسيخته شده است . همچنين نمونه ٥٠٠-S٦٠-SD١٥٠ کم ترين مقـدار تغييرمکـان در لحظـه نهـايي را دارد. سـختينمونه ها نيز که از شيب نمودار بار-تغيير مکان به دست ميآيد در تمامي نمودارها به ترتيب افزايش يافته است .

شکل 5

شکل ٥ ظرفيت باربري نهايي نمونه هاي الف )٢/٠ متري  ب ) ٣/٠ متري  ج ) ٣/٥ متري  د) ٤/٠ متري  ه ) ٤/٥ متري  و) ٥/٠ متري ز) ٥/٥ متري و  ح ) ٦/٠ متري در تغييرمکان ٢٤٠/L

٣-٢  تحليل غير خطي نمونه ها

در اين بخش به بررسي رفتار نمونه ها تا لحظه گسيختگي با استفاده از نرم افزار ANSYS پرداخته شده است . بـراي همـين منظـور نتايج مربوط به يک نمونه در تغييرمکان هاي مختلف در نواحي مختلف نمودار بار-تغييرمکان نمونه ها مورد بررسي قرار گرفتـه شـده است . رفتار تمامي نمونه ها در پنج ناحيه از نقطه O تا نقطه D تغيير پيدا ميکند که در ذيل رفتار يک نمونه آورده شده است .

٣-٢-١ بررسي نتايج نمونه ٢٠٠٣٥٠٥٠٠-S٤٠-SD٨٠

منحني بار-تغييرمکان عمودي وسط دهانه به همراه نواحي تغيير رفتار نمونه در شکل ٦ آورده شده است .

شکل 7

شکل ٦  تغيير رفتار در منحني بار-تغييرمکان عمودي براي نمونه ٢٠٠٣٥٠٥٠٠-S٤٠-SD٨٠

٣-٢-٢ بررسي رفتار نمونه در ناحيه OA

رفتار بتن در نمونه موردنظر در ناحيه OA در حالت الاسـتيک قـرار دارد. در شـکل ٧-الـف رفتـار الاسـتيک نمونـه -S٤٠-SD٨٠

٢٠٠,٣٥٠,٥٠٠ تا تغييرمکان عمودي ٨/٣ ميليمتر نشان داده شده است . بار اعمال شده در ايـن ناحيـه ٥٤٤ کيلونيـوتن مـيباشـد.

همان گونه که در شکل ٧-ب مشاهده ميشود، تنش بتن در اين ناحيه ٢/٨ مگاپاسکال ميباشد که از تنش ترکخوردگي معادل بتن برابر ٢/٥ مگاپاسکال بيش تر ميباشد که در اين حالت بتن شروع به ترکخوردن کرده است . تنش هاي عرشه فـولادي و تيـر فـولادي در اين ناحيه به ترتيب برابر ٢٨ و ٧٨ مگاپاسکال است . مقادير تنش عرشه فولادي و تير فولادي در شکل ٧-ج و د نشـان داده شـده است . در شکل ٧-ه شروع ترکخوردگي بتن نشان داده شده است . در اين نمونه ، ترکخوردگي بتن در منطقه ميـاني سـقف ظهـور پيدا کرده است .

شکل 8
شکل 9
شکل 9

شکل ٧  نتايج به دست آمده از نرم افزار ANSYS براي نمونه ٢٠٠٣٥٠٥٠٠-S٤٠-SD٨٠ در ناحيه OA

(الف ) نحوه تغييرشکل نمونه ، (ب )، (ج ) و (د) نحوه توزيع تنش (KN/mm٢)Von Mises  در بتن ، عرشه فولادي و تير فولادي، (ه )

نحوه ترکخوردگي نمونه

٣-٢-٣ بررسي رفتار نمونه در ناحيه AB

ناحيه AB به دليل افزايش ترکخوردگي سختي نمونه اندکي کاهش يافته و تا تغييرمکان ٣٦ ميليمتر ادامه يافته است (شـکل ٨- الف ). حداکثر ظرفيت باربري نمونه در اين ناحيه قرار دارد. تنش بتن و عرشه فولادي نيز به ترتيب برابر ١١ و ١٢٠ مگاپاسکال اسـت (شکل ٨-ب و ج ). مقدار تنش بتن حدود ٤٤% مقاومت فشاري بتن ميباشد. در اين ناحيه تير فولادي به تنش تسليم خود که برابـر ٢٤٠ مگاپاسکال است (شکل ٨-د) رسيده است . ناحيه AB را ميتوان ناحيه الاستيک سيستم سقف نام گذاري کـرد. همچنـين بـار عمودي وارده بر نمونه در اين ناحيه تا مقدار ١٧٥٦ کيلونيوتن افزايش يافته است . افزايش ترکخـوردگي بـتن در شـکل ٨-ه نشـان داده است .

شکل 9

شکل ٨  نتايج به دست آمده از نرم افزار ANSYS براي نمونه ٢٠٠٣٥٠٥٠٠-S٤٠-SD٨٠ در ناحيه AB

(الف ) نحوه تغييرشکل نمونه ، (ب )، (ج ) و (د) نحوه توزيع تنش (KN/mm٢)Von Mises  در بتن ، عرشه فولادي و تير فولادي، (ه )

نحوه ترکخوردگي نمونه

٣-٢-٤ بررسي رفتار نمونه در ناحيه BC

همان گونه که در شکل ٦ مشاهده ميشود، در ناحيه BC سختي نمونه افزايش يافته است که اين افزايش سـختي در ايـن ناحيـه تـا تغييرمکان عمودي ٤٧ ميليمتر ادامه داشته است (شکل ٩-الف ). مقدار تنش بتن در اين ناحيـه تـا تـنش ١٣ مگاپاسـکال افـزايش يافته است (شکل ٩-ب ). مقدار تنش عرشه فولادي معادل با ظرفيت باربري مجاز در وسط دهانه نيز حـدود ١٧٠ مگاپاسـکال مـي - باشد که برابر ٤٨% تنش تسليم عرشه فولادي براي نمونه موردنظر ميباشد (شکل ٩-ج ). در شکل ٩-د تنش تير فولادي نشان داده شده که برابر ٢٤٥ مگاپاسکال است . ترکخوردگي نمونه در اين ناحيه به شدت افزايش يافته است به طوريکه حدود ٧٠% مقطع بتن در اين ناحيه ترک خورده است (شکل ٩-ه ).

شکل 10

شکل ٩  نتايج به دست آمده از نرم افزار ANSYS براي نمونه ٢٠٠٣٥٠٥٠٠-S٤٠-SD٨٠ در ناحيه BC

(الف ) نحوه تغييرشکل نمونه ، (ب )، (ج ) و (د) نحوه توزيع تنش (KN/mm٢)Von Mises  در بتن ، عرشه فولادي و تير فولادي، (ه )

نحوه ترکخوردگي نمونه

٣-٢-٥ بررسي رفتار نمونه در ناحيه CD

با توجه به شکل ٦ با افزايش بارگذاري در اين ناحيه ، تغييرمکان عمودي نمونه به شدت افزايش يافته و سختي نمونـه نيـز بـا شـيب ملايمي تا لحظه گسيختگي، کاهش مييابد. مقدار تغييرمکان عمودي نمونه در لحظه نهايي برابـر ١٤٧ ميليمتـر مـيباشـد (شـکل ١٠-الف ). تنش موجود بتن در لحظه نهايي برابر ٢١ مگاپاسکال ميباشد. اين تنش معادل ٨٤% تنش فشاري بتن مـيباشـد (شـکل ١٠-ب ). تنش موجود در وسط دهانه عرشه فولادي در لحظه نهايي نيز حدود ٣٩٠ مگاپاسکال ميباشد که برابر ١/١١ تـنش تسـليم عرشه فولادي براي نمونه موردنظر ميباشد (شکل ١٠-ج ). تنش تير فولادي نيز در اين ناحيه برابـر ٢٥٠ مگاپاسـکال اسـت (شـکل ١٠-د). تقريباً تمامي بتن در اين ناحيه ترکخورده ميباشد (شکل ١٠-ه ). الگوي ترکخوردگي نمونه موردنظر از ناحيه مياني سقف شروع شده و در راستاي عمود بر تيرهاي فرعي افزايش پيدا کرده است . پس ازآنکه ترکخـوردگي در تمـامي عـرض مقطـع افـزايش يافت ، اين ترکخوردگي در راستاي طول تيرهاي فرعي ادامه مييابد. اين افـزايش تـرکخـوردگي تـا لحظـه بـاربري نهـايي نمونـه گسترش مييابد به گونه اي که ترکخوردگي تمامي مقطع را در بر ميگيرد. بار معادل وارده در لحظه نهـايي بـراي نمونـه مـوردنظر برابر ٢٨٥٦ کيلونيوتن ميباشد.

شکل 11

شکل ١٠ نتايج به دست آمده از نرم افزار ANSYS براي نمونه ٢٠٠٣٥٠٥٠٠-S٤٠-SD٨٠ در ناحيه CD

(الف ) نحوه تغييرشکل نمونه ، (ب )، (ج ) و (د) نحوه توزيع تنش (KN/mm٢)Von Mises  در بتن ، عرشه فولادي و تير فولادي، (ه )

نحوه ترکخوردگي نمونه

٣-٣  ضريب شکل پذيري و جذب انرژي

به منظور تعيين ضريب شکل پذيري نمونه ها، نسبت تغييرمکان عمودي نهايي، معادل با ٢٤٠/L و ٥٠/L دهانه ، به تغييرمکان عمودي الاستيک براي هر نمونه با استفاده از معادله (١) محاسبه گرديده است . همچنين به منظور تعيين جذب انـرژي توسـط سيسـتم دال مرکب عرشه فولادي، سطح زير منحني بار-تغييرمکان عمودي تا تغييرمکان ٢٤٠/L و ٥٠/L نيـز بـراي تمـامي نمونـه هـا محاسـبه گرديده است . مقادير ضريب شکل پذيري و جذب انرژي در جدول ٤ آورده شده اند.

که در آن ، تغييرمکان عمودي معادل با ٢٤٠/L و ٥٠/L دهانه براي هر نمونه و ، تغييرمکان عمـودي الاسـتيک هـر نمونـه برحسب ميليمتر ميباشد. توجه گردد که با توجه به عدم اضافه نيرو در نمونه هاي مورد مطالعه دو حد نهايي بـراي محاسـبه تغييـر شکل نهايي و شکل پذيري نمونه ها در نظر گرفته شده است .

جدول 4

همان گونه که در جدول ٤ مشاهده ميشود ضريب شکل پذيري نمونه ٢٠٠٣٥٠-S٦٠-SD١٥٠ تا تغييرمکـان ٢٤٠/L و نمونـه ٢٠٠-S٥٥-SD١٢٠ تا تغييرمکان ٥٠/L، بيشترين ضريب شکل پذيري را به خود اختصاص داده اند که به نظر ميرسد به دليل بلنـد بودن دهانه نمونه ٢٠٠٣٥٠-S٦٠-SD١٥٠ و کمتر بودن ضخامت اجزاي سازه اي آن نسـبت بـه نمونـه هـاي ٦ متـري، تغييرمکـان عمودي کمتري در ناحيه الاستيک نسبت به ديگر نمونه ها دارند. همچنين نمونه ٥٠٠-S٢٠-SD٥٥ تا تغييرمکـان ٢٤٠/L و نمونـه ٥٠٠-S٣٠-SD٦٠ تا تغييرمکان ٥٠/L، کمترين ضريب شکل پذيري را دارا ميباشند که به نظر ميرسد بـه دليـل ضـخامت بـالاي اجزاي سازه اي نسبت به ساير نمونه ها ميباشد.

مقادير جذب انرژي توسط سيستم دال مرکب عرشه فولادي براي هر نمونه در جدول ٤ آورده شده است . همان گونه که در ايـن جدول مشاهده مي شود نمونه هاي ٢٠٠-S٢٠-SD٥٥ و ٥٠٠-S٦٠-SD١٥٠ به ترتيب کمترين و بيشترين انرژي را تـا تغييرمکـان عمودي ٢٤٠/L و نمونه هاي ٢٠٠٣٥٠٥٠٠-S٤٠-SD٨٠ و ٢٠٠٣٥٠-S٦٠-SD١٥٠ به ترتيب کمترين و بيشـترين انـرژي را تـا تغييرمکان عمودي ٥٠/L به خود جذب کرده اند؛ که ميتوان دليل اين امر را با بزرگ تر بـودن سـطح زيـر منحنـي بـار-تغييرمکـان عمودي به دليل بيشتر بودن ظرفيت باربري در تغييرمکان معادل ، براي نمونه هاي ٢٠٠٣٥٠-S٦٠-SD١٥٠ و ٥٠٠-S٦٠-SD١٥٠ و کوچک تر بودن اين مقادير براي نمونه هاي ٢٠٠-S٢٠-SD٥٥ و ٢٠٠٣٥٠٥٠٠-S٤٠-SD٨٠ توجيه کـرد. منحنـيهـاي نيـرو- شکل پذيري نيز در شکل ١٢ نشان داده شده است .

شکل 12

٣-٤  ضريب اضافه مقاومت (Ω)

در اين بخش ضريب اضافه مقاومت معادل با ظرفيت باربري در تغييرمکان عمودي ٢٤٠/L براي تمامي نمونـه هـا محاسـبه گرديـده است . به منظور محاسبه ضريب اضافه مقاومت از معادله (٢.٣) استفاده شده است . مقادير ضريب اضافه مقاومـت و حـداکثر بـار زنـده معادل با ظرفيت باربري در تغييرمکان عمودي ٢٤٠/L در جدول ٥ آورده شده است . توجه گردد که ظرفيت سقف ها بسيار بيشتر از مقادير داده شده ميباشد ولي به دليل افزايش زياد تغيير شکل ها، از نيروي معادل تغيير مکان ٢٤٠/L به عنوان بـار نهـايي سيسـتم استفاده گرديده است .

شکل 13
جدول 5


که در آن WANSYS مقدار بار گسترده معادل با تغييرمکان عمودي ٢٤٠/L و WDesign مقدار بار گسترده طراحي برحسب کيلونيوتن بر متر مربع ميباشد.

همان طور که در جدول ٥ مشاهده ميشود با افزايش فواصل تيرهاي فرعي، ضريب اضافه مقاومت نمونه ها نيز به تدريج افـزايش يافته است . در شکل ١٣ تغييرات ضريب اضافه مقاومت ، ضريب اضافه مقاومت براي دهانه هاي مختلف نشان داده شده است .

جدول 6

٤  نتيجه گيري

در اين مقاله يک سقف عرشه فولادي با طول دهانه ١٠ متر و فواصل تيرهاي فرعي ٢، ٣، ٣/٥، ٤، ٤/٥، ٥، ٥/٥ و ٦ متر مورد بررسي قرار گرفت و طراحيها به نحوي انجام شد که نسبت تنش ها نزديک به يک باشند. با بررسي نمونه ها و با توجه به نتايج طراحي و تعيين پارامترهاي لرزه اي نظير ضريب شکل پذيري، جذب انرژي، ضريب اضافه مقاومت و همچنين بررسي نمودار بار- تغيير مکان هر نمونه ، مشاهده گرديد که با افزايش پارامترهايي نظير ضخامت و ارتفاع ورق عرشه فولادي، افزايش ضخامت بتن و همينطور مقاطع تيرهاي فرعي، ميتوان سقف عرشه فولادي را به گونه اي در نظر گرفت که فاصله تيرهاي فرعي بسيار بيشتر از آنچه باشد که در حال حاضر در صنعت استفاده مي گردد.

٥  مراجع

1. AISC 360-10, Specification for Structural Steel Buildings American Institute of Steel Construction, American

 National Standard, June 22, 2010.

2. Eurocode 4 Part 1-1 (2004), Design of Composite Steel and Concrete Structures - Part 1-1: General Rules and

 Rules for Buildings, English Version, Incorporating Corrigendum April 2009.

3. Eurocode 3 Part 1-1 (2005), Design of Steel Structures – Part 1-1: General Rules and Rules for Building, English

 Version, Incorporating Corrigendum March 2009.

4. Eurocode 3 Part 1-3 (2006), Design of Steel Structures – Part 1-3: General Rules – Supplementary Rules for Cold-

 Formed Members and Sheeting, English Version, Incorporating Corrigendum November 2009.

5. Eurocode 3 Part 3-1 (2006), Design of Steel Structures – Part 3-1: Towers, Masts and Chimneys – Towers and

 Masrs, English Version, Incorporating Corrigendum July 2009.

6. Eurocode 3 Part 1-5 (2006), Design of steel structures – Part 1-5: General Rules – Plated Structural Elements,

 English Version, Incorporating Corrigendum April 2009.

7. BS 5950: Part 8: 1990, British Standard, Structural use of Steelwork in Building, Part 8, Code of Practice for Fire

 Resistance Design.

8. SDI, Steel Deck Institute, American National Standards Institute, C- 2011 Standard for Composite Steel Floor

 Deck- Slabs.

9. American Institute of Steel Construction and Canadian Institute of Steel Construction, Steel Design Guide 11,

 Floor Vibrations Due to Human Activity, Second Printing: October 2003.

10. American Institute of Steel Construction, Steel Design Guide 19, Fire Resistance of Steel Framing, First Printing:

 December 2003.

11. Max L. Porter, C. E. Ekberg Jr, "Design Recommendations for Steel Deck Floor Slabs", Missouri University of

 Science and Technology, Scholars' Mine, 1976.

12. Pentti Makelainen and Ye Sun, "The longitudinal shear behaviour of a new steel sheeting profile for composite

 floor slabs" Journal of Constructional Steel Research, 117–128, 49, 1999.

13. H.D. Wright et al, "The use of profiled steel sheeting in floor construction", Journal of Constructional Steel

Research, 279–295, 1987.

14. Jose M. Calixto, Armando C. Lavall, "Behaviour and Strength of Composite Slabs with Ribbed Decking",

Elsevier Science, 211-212, 110, 1998.

15.Chen, S, "Load carrying capacity of composite slabs with various end Constraints", Journal of Constructional

 Steel Research, 385–403, 59, 2003.

16. Nara et al, "Experimental and numerical study of end anchorage in composite slabs", Journal of Constructional

 Steel Research 372–386, 115, 2015.

17. Crisinel, M, & Marimon, F, "A new simplified method for the design of composite slabs", Journal of

Constructional Steel Research, 481–491, 60, 2004.

18. Andrade et al, "Standardized composite slab systems for building constructions", Journal of Constructional Steel

 Research, 493–524, 60, 2004.

19. G. Mohan Ganesh et al, "Simplified Design of Composite Slabs Using Slip Block Test", Journal of Advanced

Concrete Technology, 2005.

20. Marimuthu, V, & Seetharaman, S, "Experimental studies on composite deck Slabs to determine the shear-bond

 characteristic (m-k) values of the embossed profiled sheet", Journal of Constructional Steel Research, 791–63, 2007.

21. Namdeo, A, H & Laxmikant, M, G and Girish, N, R, "Design of composite slabs with profiled steel decking: a

comparison between experimental and analytical studies", International Journal of Advanced Structural Engineering,

2012.

22. Mohammed, B, "Structural behavior and m-k value of composite slab utilizing concrete containing crumb

rubber", Construction and Building Materials, 1214–1221, 24, 2010.

23.Mohammed, B, & Abdullahi, M, "Analytical and experimental studies on composite slabs utilizing palm oil

clinker concrete", Construction and Building Materials, 3550–3560, 25, 2011.

٢٤. عبادي، پ ، تبريزي، ر. (١٣٩٥)، حداکثر فاصله تيرهاي فرعي در سقفهاي مرکب عرشه فولادي با تاکيد بر تغييرشکل و ارتعاش سقفها، کنفرانس بين المللي مهندسي عمران ، دانشگاه تهران ، ٧ خرداد ١٣٩٥ ، تهران -ايران

٢٥. عبادي، پ ، تبريزي، ر. (١٣٩٥)، بهينه سازي پارامترهاي طراحي سقف هاي مرکب عرشه فولادي، پنجمين کنفرانس ملي و اولين کنفرانس بين المللي مصالح و سازه هاي نوين در مهندسي عمران ، دانشگاه صنعتي اميرکبير، ٥-٦ آبان ١٣٩٥ ،تهران -ايران




مطالب مرتبط: