تکنیک خودمرکزی برای ستون های پل بتنی

نکات برجسته

•
یک تکنیک جدید خود محوری برای ستون های پل بتنی موجود پیشنهاد شده است.
•
تکنیک پیشنهادی از ویژگی های خود پیش تنیدگی میله های Fe-SMA بهره می برد.
•
ستون‌های تقویت‌شده Fe-SMA کاهش قابل‌توجهی در رانش‌های باقی‌مانده را نشان می‌دهند.
•
مکانیسم خود محوری ستون‌های تقویت‌شده Fe-SMA بررسی می‌شود.

خلاصه

انتظار می‌رود که ستون‌های پل بتن مسلح (RC) در طول رویدادهای زلزله‌های بزرگ دچار تغییر مکان‌های غیرالاستیک بزرگی شوند که به نوبه خود می‌تواند منجر به جابجایی‌های باقی‌مانده شود که به طور بالقوه می‌تواند بر عملکرد پل تأثیر بگذارد. در حالی که پس تنیدگی برای توسعه سیستم‌های ستون‌های خود مرکزی برای ساخت پل جدید استفاده شده است، خود محوری ستون‌های پل موجود، عمدتاً به دلیل محدودیت‌های مرتبط با استفاده از تکنیک‌های متداول پس تنیدگی در سازه‌های موجود، همچنان یک چالش است. هدف این مطالعه پرداختن به این شکاف تحقیقاتی مهم با توسعه یک تکنیک خود محوری قوی برای کاهش جابجایی‌های باقی‌مانده ستون‌های پل موجود است. روش خود محوری پیشنهادی از ویژگی‌های منحصر به فرد خود پیش تنیدگی میله‌های آلیاژ حافظه شکل مبتنی بر آهن (Fe-SMA) برای پیش تنیدگی ستون‌های پل موجود بهره می‌برد. اثربخشی روش پیشنهادی از طریق بررسی تجربی در مقیاس بزرگ از چهار ستون ارزیابی شد. متغیرهای تحقیق شامل نسبت فولاد به آرماتور Fe-SMA، آرماتور طولی کل و پیش تنیدگی اولیه بود. نتایج تجربی نشان داد که روش پیشنهادی می‌تواند به طور قابل‌توجهی رانش‌های باقی‌مانده ستون‌های پل موجود را کاهش دهد. هنگامی که نسبت فولاد به آرماتور Fe-SMA ≤ 0.3 بود، رانش باقیمانده ستون ها تا یک رانش هدف 4٪ کمتر از 1٪ بود. این مقاله با بحث در مورد مکانیسم خود محوری ستون های تقویت شده با میلگردهای Fe-SMA پیش تنیده به پایان می رسد.

کلید واژه ها

خود محوری

تقویت کننده Fe-SMA

پیش تنیدگی

رانش های باقیمانده

ستون های پل بتنی

نامگذاری

$f_{y}$

قدرت تسلیم میله

$f_{cm}^{'}$

میانگین مقاومت مکعب فشاری بتن

$f_{c}^{'}$

میانگین مقاومت سیلندر فشاری بتن

اچ

ارتفاع ستون

$P_{G}$

بار گرانشی

$P_{p}$

بار پیش تنیدگی

$A_{g}$

سطح مقطع ناخالص

قطر میله

$ρ_{l}$

نسبت تقویت طولی

$ρ_{l, t}$

نسبت کل تقویت طولی

$ρ_{l, s t e e l}$

نسبت تقویت طولی فولاد

$ρ_{l, s m a}$

نسبت تقویت طولی Fe-SMA

$ρ_{s}$

نسبت حجمی آرماتور عرضی نسبت به هسته بتن

$k_{i}$

سختی در هر سیکل بارگذاری

$F_{i}$

نیروی جانبی در هر چرخه

$Δ_{i}$

جابجایی در هر چرخه

$k_{g}$

سفتی شدید

$E_{avg}$

متوسط مدول الاستیک بتن هسته و شاتکریت پوششی

$I_{g}$

گشتاور ناخالص اینرسی

$I_{eff}$

لحظه موثر اینرسی

$L$

طول دهانه برشی

$M_{sc}$

لحظه خود محوری

$M_{resisting}$

لحظه مقاومت

$D$

قطر ستون

$d_{FC}$

فاصله از بیرونی ترین فیبر تا مرکز بلوک فشاری بتن

$d_{SMA, i}$

فاصله از بیرونی ترین فیبر تا مرکز نوار SMA

$F_{SMA, i}$

نیرو در نوار SMA

$F_{ED, i}$

نیرو در نوار ED

$d_{ED, i}$

فاصله از بیرونی ترین فیبر تا مرکز نوار ED

1 . معرفی

اعضای باربر عمودی مانند پایه های پل ، ستون های ساختمان و دیوارها تحت نیروهای جانبی ناشی از زلزله، جابجایی های جانبی غیرالاستیک زیادی را تجربه می کنند. بار جانبی وارد بر عضو در پایان حرکت زمین به صفر برمی گردد. با این حال، اعضای سازه لزوماً به موقعیت اصلی خود باز نمی گردند و جابجایی دائمی را نشان می دهند که به عنوان رانش باقیمانده شناخته می شود. این امر به ویژه تحت حرکات طبیعی گسل در پل های نزدیک به گسل های زلزله صادق است [1]. رانش باقیمانده می تواند به طور جدی عملکرد پل را به دلیل عدم همراستایی پل با جاده و نگرانی در مورد ایمنی پل مختل کند. به عنوان مثال، گزارش شد که تقریباً 100 ستون پل بتنی مسلح (RC) با رانش باقیمانده بیش از 1.75٪ به دنبال زلزله هیوگو-کن نانبو در سال 1995 تخریب شدند [2]، حتی اگر آسیب در بسیاری از ستون ها متوسط بود .

پل ها بخشی از زیرساخت حیاتی حیات هستند و باید برای واکنش اضطراری پس از یک فاجعه فعال باقی بمانند. برای کاهش مشکل رانش‌های باقی‌مانده، تحقیقاتی در دو دهه گذشته برای توسعه مکانیسم‌های خود محوری برای ستون‌های پل انجام شده است تا آنها را قادر به بازیابی جابجایی‌های جانبی در پایان زلزله کند. رفتار خود محوری مهم است زیرا به طور قابل توجهی کار تعمیر/تخریب و هزینه های مرتبط را کاهش می دهد و عملکرد سازه را پس از بارگذاری شدید تضمین می کند. رویکرد مرسوم برای افزودن ویژگی‌های خود محوری به یک ستون RC استفاده از تاندون‌های پس کشنده بدون پیوند در ستون است که منجر به یک رفتار تاب‌خوردگی کنترل‌شده ستون تحت بارگذاری جانبی می‌شود [3]. پس کشش یک نیروی بازگرداننده به ستون برای بازگرداندن آن به اصل خود در هنگام تخلیه فراهم می کند. تاندون‌ها برای جلوگیری از موضعی شدن کشش‌ها و اجازه دادن به تاندون الاستیک حتی در دریفت‌های زیاد، بدون پیوند هستند. یک اشکال مهم در این رویکرد این است که تاندون های فولادی متصل نشده در برابر خوردگی آسیب پذیر هستند، بنابراین کاربرد میدانی این تکنیک را محدود می کند [4] . برای غلبه بر مشکل خوردگی، مطالعات از تاندون‌های پلیمرهای تقویت‌شده با فیبر کربن (CFRP) برای پس‌کشیدن ستون‌های پل استفاده کرده‌اند [4] . صرف نظر از اینکه تاندون ها از فولاد یا CFRP ساخته شده اند، انرژی هیسترتیک اتلاف نمی شوداز تاندون ها انتظار می رود زیرا آنها طوری طراحی شده اند که خاصیت ارتجاعی داشته باشند. برای تامین ظرفیت اتلاف انرژی، میلگردهای فولادی متصل، که به عنوان میلگردهای اتلاف انرژی (ED) نیز شناخته می شوند، باید در محل اتصال پایه ستون ارائه شوند [5] . معمولاً توصیه می‌شود که برای خود مرکزی‌سازی، سهم میلگردهای ED در کل ظرفیت ممان خمشی باید کمتر از 50 درصد باشد [6] .

بسیاری از مطالعات قبلی بر توسعه سیستم‌های خود محوری برای پایه‌های قطعه‌ای پیش ساخته مورد استفاده در ساخت پل‌های شتاب‌دار (ABC) پل‌های جدید متمرکز شده‌اند. در برخی از مطالعات [7] ، [8] ، هیچ میله‌ای ED در ستون ارائه نشد و مقاومت جانبی صرفاً توسط تاندون پس کشنده ایجاد شد، در حالی که در برخی دیگر برخی از میلگردهای ED برای افزایش ظرفیت اتلاف انرژی نصب شده‌اند. ستون‌های [9] ، [10] ، [11] ، [12] ، [13] . مطالعات دیگر از دمپرهای قابل تعویض خارجی برای افزایش اتلاف انرژی ستون ها استفاده کرده اند [14] ، [15]. مقایسه عملکرد خود محوری ستون‌های با تاندون‌های باند و بدون پیوند توسط [16] مورد مطالعه قرار گرفت ، که نشان داد تاندون‌های پیوندی تلفات پیش‌تنش زیادی را تجربه می‌کنند و منجر به رانش‌های باقیمانده نسبتاً بزرگ می‌شوند.

مروری بر پیشرفت های روز نشان می دهد که در حالی که بسیاری از مطالعات سیستم های خود محوری را برای ساخت و سازهای جدید توسعه داده اند، تمرکز بر بهبود ویژگی های خود محوری ستون های پل موجود محدود شده است [6]، [ 17 ] ، [18] . این عمدتا به دلیل مشکلات فنی مربوط به نصب و پس کشش تاندون ها در ستون های موجود است، زیرا تکنیک های متداول پس کشش به تجهیزات مکانیکی سنگین مانند جک های هیدرولیک ، سر لنگرها و غیره نیاز دارند. زیرا ستون های پل موجود بیشتر آسیب پذیر هستند. برای جابه‌جایی‌های دائمی بزرگ، به‌ویژه در مناطق لرزه‌خیز متوسط و زیاد، برای غلبه بر این مشکل به یک تکنیک عملی خود محوری نیاز است.

پیش تنیدگی ستون های پل موجود با میله های آلیاژ حافظه شکل مبتنی بر آهن (Fe-SMA) می تواند یک راه حل امیدوارکننده برای این مشکل باشد [19] . Fe-SMA متعلق به دسته ای از مواد هوشمند است که ویژگی های پیش تنیدگی منحصر به فردی را هنگام گرم شدن نشان می دهد. برای ایجاد تنش پیش تنیدگی/بازیابی در Fe-SMA، میله‌ها ابتدا تا یک مقدار هدف از قبل فشرده می‌شوند و سپس تخلیه می‌شوند. سپس میله های از پیش تنیده شده در هر دو انتها بسته می شوند و تا دمای هدف 160 درجه سانتیگراد یا بالاتر گرم می شوند. گرم کردن Fe-SMA باعث ایجاد اثر حافظه شکل می شود، که توانایی مواد برای بازیابی تغییر شکل های غیرکشسانی خود هنگام گرم شدن است [20] ، [21]. هنگامی که Fe-SMA در هر دو انتها بسته می شود، از بازیابی کرنش جلوگیری می شود و اثر حافظه شکل منجر به تنش بازیابی و پیش تنیدگی عضو می شود. بنابراین، Fe-SMA می تواند یک جایگزین جذاب برای ارائه ویژگی های خود محوری باشد زیرا فرآیند پیش تنیدگی را ساده می کند. فعال سازی حرارتی Fe-SMA را می توان با گرمایش مقاومتی الکتریکی یا گرمایش شعله گاز انجام داد. یک بررسی پیشرفته از کاربردهای پیش تنیدگی تقویت کننده Fe-SMA برای سازه های RC توسط [22] ارائه شده است . تعدادی از مطالعات استفاده از میله‌ها و نوارهای Fe-SMA را برای تقویت خمشی تیرهای RC مورد بررسی قرار داده‌اند [23] ، [24] ، [25] ، [26]و دال [27] ، [28] و تقویت برشی تیرهای RC [29] ، [30] ، [31] . رفتار پیوند میلگردهای Fe-SMA آجدار نزدیک سطح نصب شده [32] ، [33] و ریخته گری در محل [34] نیز به تفصیل بررسی شده است. مدل سازی المان محدود سازه های تقویت شده Fe-SMA در چند مطالعه انجام شده است [35] ، [36] ، [37] . صفحات Fe-SMA نیز به عنوان مهاربندهای کمانشی (BRBs) مورد استفاده قرار گرفته‌اند [38] اما پتانسیل خود محوری آنها در مقایسه با Ni-Ti SMA BRBs محدود بود [39]، [40] .

هدف از مطالعه ارائه شده در این مقاله، توسعه یک تکنیک خود محوری قوی برای ستون‌های پل موجود با بهره‌برداری از ویژگی‌های پیش تنیدگی منحصر به فرد میله‌های Fe-SMA برای کاربردهای مهندسی زلزله بود . تکنیک پیشنهادی در چهار ستون پیاده‌سازی شد و اثربخشی آن در کاهش جابجایی‌های باقی‌مانده ستون‌ها از طریق بررسی تجربی تحت بارگذاری محوری ثابت ارزیابی شد.و بارگذاری جانبی شبه استاتیکی. جزئیات برنامه آزمایشی، از جمله شرح نمونه ها، تکنیک خود محوری، تنظیم آزمایشی، و پروتکل بارگذاری در بخش بعدی ارائه شده است. سپس نتایج تحقیقات تجربی به تفصیل مورد بحث قرار می گیرد. در نهایت، مقاله با بحث در مورد مکانیسم خود محوری ستون‌های پیش تنیده با میله‌های Fe-SMA، عملی بودن و مزایا/معایب آن به پایان می‌رسد.

2 . برنامه آزمایشی

2.1 . طراحی آزمایشات

تأثیرگذارترین عاملی که بر رانش باقیمانده تأثیر می‌گذارد، مقدار میله‌های ED متصل در یک ستون RC است. رفتار هیسترتیک یک ستون معمولی که فقط با میله های ED متصل شده تقویت شده است در شکل 1 (الف) نشان داده شده است. مشاهده می شود که هنگام تخلیه ستون یک رانش باقیمانده را نشان می دهد که با هر بار بارگیری افزایش می یابد. دلیل رانش‌های بزرگ باقیمانده در ستون‌های معمولی عمدتاً این است که میله‌های فولادی نمی‌توانند تغییر شکل پلاستیکی خود را در هنگام تخلیه بازیابی کنند و بنابراین کرنش‌های باقیمانده زیادی از خود نشان می‌دهند . کاهش رانش باقیمانده یک ستون RC با جایگزینی برخی از میلگردهای ED متصل شده با آرماتورهای پیش تنیده غیرپیوندی امکان پذیر است. عکس. 1(ب) رفتار هیسترتیک ستونی را نشان می دهد که فقط با میلگردهای پیش تنیده غیرپیوندی تقویت شده است، جایی که ستون هیچ گونه رانش باقیمانده در تخلیه نشان نمی دهد و میلگردهای پیش تنیدگی غیرپیوندی ستون را به طور کامل به موقعیت اصلی خود باز می گرداند. این امر ناشی از رفتار تکان‌دهنده کنترل‌شده است که شامل باز کردن مفصل پایه-ستون می‌شود و مکانیزمی را برای ستون فراهم می‌کند تا تحت اثر نیروی پیش تنیدگی به موقعیت اولیه خود برگردد. با این حال، چنین ستون هایی ظرفیت اتلاف انرژی به طور قابل توجهی کمتری دارند، همانطور که در شکل 1 (ب) مشهود است، که در اثر زلزله نامطلوب است. این مستلزم دستیابی به یک تعادل مناسب بین مقدار ED متصل شده و تقویت‌کننده پیش تنیده غیرپیوندی برای اتلاف انرژی کافی و همچنین خود محوری مؤثر است.

طراحی ستون‌های جدید با ویژگی‌های خود محوری مناسب و اتلاف انرژی نسبتاً ساده است زیرا می‌توان میزان تقویت‌کننده ED متصل نسبت به آرماتور پیش تنیده غیرپیوندی را به طور مؤثر کنترل کرد. در مقابل، ستون‌های پل موجود در حال حاضر دارای مقدار قابل‌توجهی از میلگردهای ED هستند، بنابراین، صرفاً ارائه تقویت‌کننده پیش تنیده غیرپیوندی اضافی ممکن است لزوماً منجر به خود محوری قابل توجهی نشود.

تکنیک خودمحوری پیشنهادی در این مطالعه با توجه به جنبه های چالش برانگیز فوق توسعه یافته است. برای پرداختن به چالش مربوط به میزان میلگردهای ED متصل در ستون‌های موجود، این مطالعه امکان برش برخی از میله‌های ED را برای کاهش مقدار آنها نسبت به میلگردهای Fe-SMA پیش تنیده جدید اضافه شده در نظر می‌گیرد. علاوه بر این، برای غلبه بر مشکل بالقوه خوردگی در میلگردهای پیش تنیده جدید اضافه شده، ایده اتصال جزئی (به جای عدم اتصال کامل) معرفی شده است. این امر با استفاده از میلگردهای Fe-SMA صاف به جای تغییر شکل یافته در سرتاسر ارتفاع ستون، تعبیه شده در یک شاتکریت مقاوم در برابر خوردگی انجام می شود.لایه، و با لنگر ارائه شده توسط ناحیه انتهایی رزوه ای دوغاب شده. تسلیم شدن در میله های صاف پخش می شود بنابراین از تمرکز استرس جلوگیری می کند. به این ترتیب، کرنش و از دست دادن مرتبط در پیش تنیدگی میله‌های Fe-SMA نیز می‌تواند به تاخیر بیفتد.

2.2 . جزئیات نمونه ها و تکنیک خود محوری

تکنیک خودمرکزی بر روی چهار نمونه ستونی در مقیاس بزرگ اجرا شد که مطابق با مفاد EN 1992-2 [41] و EN 1998-2 [42] طراحی شده بودند و ستون های پل RC موجود را نشان می دادند. نمونه ها مدلی در مقیاس 1:4 از ستون های پل بودند. قطر و ارتفاع ستون به ترتیب 350 میلی متر و 1400 میلی متر بود. آرماتور طولی شامل 6ø14 میلگرد فولادی مربوط به نسبت آرماتور طولی ( $ρ_{l, s t e e l}$ ) حدود 1٪. آرماتور محصور شده به دنبال مفاد EN 1998-2 [42] برای یک رفتار انعطاف پذیر محدود طراحی شد و شامل اتصالات فولادی ø8@80 میلی متر در ناحیه لولای پلاستیکی بود که منجر به نسبت حجمی آرماتور عرضی نسبت به هسته بتنی شد. $ρ_{s}$ ) از 0.93٪. پوشش بتنی ستون ها 40 میلی متر بود. اندازه پایه ستون و بلوک بارگذاری بالا به ترتیب 1660 × 1500 × 400 میلی متر و 570 × 750 × 400 میلی متر بود. جزئیات طراحی نمونه ستون اصلی در شکل 2 نشان داده شده است . مقاومت فشاری مشخصه 50 مگاپاسکال برای مخلوط بتن در نظر گرفته شد. میانگین مقاومت فشاری بتن، خلاصه شده در جدول 1 ، با آزمایش بر روی سه مکعب 150 × 150 × 150 میلی متر در روز آزمایش ستون تعیین شد. آرماتور فولادی درجه B500B با مقاومت تسلیم مشخص $f_{y}$ = 500 مگاپاسکال و کرنش نهایی در هنگام شکست ( $ε_{u}$ ) از 5 درصد به عنوان آرماتور طولی و عرضی استفاده شد.

جدول 1 . جزئیات طراحی ستون ها

خیر	D × H (mm)	مقاومت مکعب فشاری ( $f_{cm}^{'}$ ) MPa			تقویت طولی (ρ ₁ , %)		مارپیچ (mm) (ρ _s ,%)		نسبت بار محوری (p/ $A_{g} f_{c}^{'}$ )
خیر	D × H (mm)	بتن	شاتکریت	گروت	فولاد (برش نخورده)	SMA	فولاد	SMA	پیش استرس $P_{P}$ (kN)	بار گرانشی $P_{G}$ (kN)
C1	380 × 1400	54	50	90	2ɸ14 (0.27%)	8ɸ18 (1.8%)	ɸ8@80 (0.93)	ɸ6@90 (0.37)	591 (0.11)	306 (0.06)
C2	380 × 1400	47	71	91	2ɸ14 (0.27%)	8ɸ18 (1.8%)	ɸ8@80 (0.93)	ɸ6@90 (0.37)	595 (0.13)	266 (0.06)
C3	380 × 1400	54	49	90	2ɸ14 (0.27%)	4ɸ18 (0.9%)	ɸ8@80 (0.93)	ɸ6@90 (0.37)	288 (0.06)	306 (0.06)
C4	380 × 1400	60	54	90	6ɸ14 (0.82%)	8ɸ18 (1.8%)	ɸ8@80 (0.93)	ɸ6@90 (0.37)	643 (0.11)	340 (0.06)

مراحل روش پیشنهادی خود محوری در شکل 3 نشان داده شده است . در مرحله اول، پوشش بتنی ستون اصلی (نشان داده شده در شکل 3 (الف)) با چکش برداشته شد، همانطور که در شکل 3 (ب) نشان داده شده است. مرحله بعدی حفاری سوراخ های ø32 در پایه ستون و بلوک بارگیری بالا با استفاده از یک مته هسته الماسی بود، همانطور که در شکل 3 (c) نشان داده شده است. همانطور که در شکل 3 (د) نشان داده شده است، میله های طولی Fe-SMA سپس نصب و در سوراخ های حفر شده تزریق شدند . همانطور که در شکل 3 نشان داده شده است، مارپیچ های Fe-SMA در کنار میله های طولی Fe-SMA در برابر کمانش نصب شدند .(ه). از مارپیچ های Fe-SMA به جای فولاد استفاده می شد زیرا قطر کمتری یعنی 6 میلی متر در دسترس بودند و فضای کمتری را اشغال می کردند. شکل 3 (f) فعال شدن میلگردهای Fe-SMA را با استفاده از یک مشعل گاز برای ایجاد پیش تنیدگی اولیه پس از نصب و تزریق آرماتورهای طولی و عرضی Fe-SMA نشان می دهد. میله ها به طور متوالی تا دمای 200-220 درجه سانتیگراد در طول فعال سازی گرم شدند. پس از تکمیل فرآیند فعال سازی و ایجاد تنش بازیابی، آرماتور Fe-SMA در نهایت در یک لایه شاتکریت تعبیه شد، همانطور که در شکل 3 (g) نشان داده شده است.

حذف پوشش بتنی در اجرای روش پیشنهادی به دو دلیل ضروری بود: 1) زبری کردن سطح بتن قدیمی برای اطمینان از اتصال قوی با لایه ملات جدید و 2) به حداقل رساندن تغییر در اندازه ستون توسط فراهم کردن فضای اضافی برای نصب میله های Fe-SMA. افزایش اندازه ستون به طور اجتناب ناپذیری می تواند وزن و سختی ستون پل موجود را افزایش دهد و منجر به تقاضای نیروی لرزه ای بیشتر شود که نامطلوب است.

جایگزینی برای حذف کامل پوشش بتنی می‌تواند زبری سطح همراه با نصب میلگردهای Fe-SMA در یک لایه اضافی ملات باشد. با این حال، این جایگزین در این مطالعه در نظر گرفته نشد، زیرا اگر یک لایه اضافی ملات (با عمق پوشش 20 میلی متر تا میله ها) بدون برداشتن پوشش بتنی استفاده می شد، قطر ستون تقریباً 90 میلی متر افزایش می یافت. (1/4 قطر ستون اصلی)، برای قرار دادن آرماتور Fe-SMA. این به طور قابل توجهی سفتی ستون را تغییر می داد.

با این وجود، قرار دادن میله‌ها در یک لایه اضافی ملات بدون برداشتن کامل پوشش بتنی می‌تواند یک رویکرد جایگزین برای ستون‌های پل تمام‌اندازه با قطرهای بزرگ باشد، جایی که تغییر قطر 90 میلی‌متری نسبت به اندازه مقطع اولیه کم است. . در چنین حالتی، اطمینان از پیوند قوی بین سطح بتن قدیمی و لایه جدید ضروری است و این امر از طریق زبری سطح بتن قدیمی قابل دستیابی است.

جدول 1 جزئیات طراحی ستون ها را پس از برش برخی از میلگردهای فولادی طولی اصلی و به کارگیری تکنیک خود محوری خلاصه می کند. همانطور که در شکل 4 نشان داده شده است، قطر نهایی ستون ها به 380 میلی متر افزایش یافت تا امکان نصب آرماتور Fe-SMA فراهم شود. متغیرهای این تحقیق شامل میزان میلگردهای Fe-SMA پیش تنیده، میلگردهای فولادی طولی و پیش تنیدگی اولیه بود. ستون‌های C1، C2 و C4 با 8ø18 میلگرد Fe-SMA طولی ارائه شدند، در حالی که ستون C3 با 4ø18 میلگرد Fe-SMA تقویت شد. چهار میله فولادی از ستون های C1، C2 و C3 همانطور که در شکل 4 (الف)، (ب) و (ج) نشان داده شده است، بریده شدند، در حالی که میله های فولادی ستون C4 دست نخورده نگه داشته شدند، همانطور که در شکل 4 نشان داده شده است.(د). نسبت فولاد چسبانده شده به میلگردهای Fe-SMA نیمه پیوند شده برای ستون های C1 و C2 0.15٪، برای C3 0.3٪ و برای C4 0.45٪ بود. تمام پارامترهای دیگر برای ستون های C1 و C2 یکسان بود، با این تفاوت که شاتکریت در دو لایه روی ستون C2 اعمال شد، همانطور که در شکل 4 (ب) نشان داده شده است. لایه اول شاتکریت قبل از فعال شدن میلگردهای Fe-SMA و لایه دوم بعد از فعال سازی ریخته گری شد. این منجر به پیش تنیدگی سطح مقطع بزرگتری در ستون C2 نسبت به بقیه ستون‌ها شد. این به منظور بررسی اثر عمق مقطع پیش تنیده بر رفتار خود محوری ستون انجام شد.

میله‌های Fe-SMA مورد استفاده در این مطالعه صاف با انتهای رشته‌ای برای لنگر انداختن به پایه و بلوک بارگذاری بالا بودند. طول لنگر میلگردهای صاف Fe-SMA پس از نصب با انکراژ انتهایی رزوه ای (یعنی مشابه میله های در نظر گرفته شده در این مطالعه) در [43] بررسی شد . نتایج نشان داد که با طول لنگر 14d _b ، میله‌های Fe-SMA تسلیم شدند و تنش حدود 600 مگاپاسکال و کرنش تا 6 درصد تحت بارگذاری یکنواخت و چرخه‌ای ایجاد کردند. بر اساس این نتایج، طول لنگر رزوه ای محافظه کارانه 20d _bبرای ستون های در نظر گرفته شده در این مطالعه مناسب تلقی شد تا امکان تسلیم و توسعه کرنش های پلاستیکی در میله بدون شکست زودرس لنگر را فراهم کند. بخش صاف میله‌های Fe-SMA تا 50 میلی‌متر زیر رابط پایه و ستون گسترش یافته است تا مکانیزم تاب کنترل‌شده را فعال کند. برای چسباندن میلگردهای پس از نصب از یک ملات استحکام بالا با جبران انقباض از نوع Sikagrout 311 [44] با حداکثر اندازه سنگدانه 1 میلی متر استفاده شد. سوراخ ها با تزریق آب قبل از ریختن ملات برای بهبود چسبندگی کاملاً خیس شدند. یک انتهای سوراخ ها برای اطمینان از پر شدن سوراخ ها با دوغاب آب بندی شد. استحکام دوغاب با آزمایش منشورهای 40 × 40 × 160 میلی متر در روز آزمایش ستون مورد بررسی قرار گرفت.

میله‌های Fe-SMA در C1، C2، و C4 توسط سازنده تا 4% از قبل فشرده شده بودند، در حالی که میله‌های موجود در C3 دارای پیش‌استرین اولیه 10 % بودند. این کار برای بررسی تأثیر پیش‌کشیدن اولیه بالاتر بر رفتار خود محوری ستون‌ها انجام شد، زیرا توسط [ 45] گزارش شده است که پیش‌کشیدن اولیه بالاتر می‌تواند از دست دادن پیش تنیدگی میله‌های Fe-SMA را به تأخیر بیندازد. مدول الاستیک ، استحکام تسلیم، استحکام نهایی و کرنش شکست میلگردهای Fe-SMA پیش تنیده مورد استفاده در این مطالعه به ترتیب 75-100 گیگا پاسکال، 400 مگاپاسکال، 800 مگاپاسکال و 40 درصد است. شکل 5 (الف) رفتار تنش-کرنش کششی معمولی میله Fe-SMA پیش تنیده نشده را نشان می دهد. رفتار تنش-دما معمولی نوار Fe-SMA بر روی فعال سازی حرارتی در دماهای مختلف نشان داده شده است.شکل 5 (ب). دمای فعال سازی با استفاده از سنسور دمای دیجیتال اندازه گیری شد و در سه مکان در امتداد نوار ثبت شد. هنگامی که دمای سطح میله در هر سه مکان حداقل 200 درجه سانتیگراد بود، گرمایش متوقف شد. حداکثر دمای بدست آمده در میله در محدوده 200 تا 220 درجه سانتیگراد بود زیرا کنترل دقیق دما در امتداد میله با استفاده از مشعل گاز دشوار است. اگر فعال سازی با استفاده از گرمایش مقاومتی الکتریکی به جای گرمایش با مشعل گاز انجام شود، می توان دما را در امتداد میله های Fe-SMA با دقت بیشتری کنترل کرد. در این حالت، ترموکوپل ها را می توان در مکان های مختلف در طول میله تعبیه شده نصب کرد تا دما را به عنوان جریان الکتریکی کنترل کند.از انتهای نوار عبور داده می شود. یک رویکرد جایگزین می تواند اطمینان از این باشد که حداقل دمای بدست آمده در هر بخش از میله حداقل 250 درجه سانتیگراد باشد، زیرا افزایش تنش بازیابی Fe-SMA به فلاتی بین 250 تا 300 درجه سانتیگراد می رسد. با هدف قرار دادن این فلات، کافی است از یک سنسور مبتنی بر ترموکوپل استفاده کنید تا اطمینان حاصل شود که حداقل دمای میله در هنگام استفاده از روش مشعل گاز حداقل 250 درجه سانتیگراد است.

مارپیچ ها از سیم های ø= 6 میلی متر Fe-SMA ساخته شده اند. مارپیچ های Fe-SMA مزیت محصور شدن فعال را ارائه می دهند که منجر به بهبود شکل پذیری پس از فعال شدن می شود. اما از آنجایی که تمرکز این مطالعه بر خود محوری بود، این جنبه مورد بررسی قرار نگرفت. یک قلاب به طول 70 میلی متر و 135 ⁰ در هر دو انتهای مارپیچ های مارپیچ برای لنگر انداختن به سوراخ های حفر شده در انتهای بالا و پایین ستون با استفاده از ملات تزریقی مبتنی بر پلی استر ARTFIX KIT 300 ساخته شد. فاصله مارپیچ ها تنظیم شد. 5 بودن $d_{b}$ با توجه به دستورالعمل های یوروکد 8 [42] برای مهار میلگردهای طولی Fe-SMA در برابر کمانش به بیرون. مارپیچ های Fe-SMA از پیش فشرده نشده بودند، بنابراین، گرم کردن با مشعل گاز فقط میله های طولی Fe-SMA را فعال می کند و مارپیچ ها غیرفعال می مانند. مدول الاستیک، استحکام تسلیم، استحکام نهایی و کرنش شکست مارپیچ‌های Fe-SMA پیش تنیده مورد استفاده در این مطالعه به ترتیب 170 گیگا پاسکال، 450 مگاپاسکال، 880 مگاپاسکال و 45 درصد اندازه‌گیری شد.

یک ملات تعمیری ساختاری تقویت شده با الیاف Sika MonoTop-412 N [46] همراه با پرایمر اتصال Sika MonoTop-910 N [47] برای شاتکریت استفاده شد. مقاومت فشاری ملات شاتکریت با آزمایش مکعب های 150 × 150 × 150 میلی متر در روز آزمایش ستون مورد بررسی قرار گرفت.

2.3 . راه اندازی آزمایشی و ابزار دقیق

2.3.1 . راه اندازی و ابزار دقیق برای فعال سازی

فعال سازی با گرم کردن میله ها با استفاده از مشعل گاز تا محدوده دمایی 200 تا 220 درجه سانتی گراد و کنترل دمای منظم انجام می شود. جابجایی محوری ستون‌ها در نتیجه فعال‌سازی حرارتی میله‌های Fe-SMA با استفاده از مبدل‌های جابجایی متغیر خطی (LVDTs) متصل به بلوک بارگذاری بالایی اندازه‌گیری شد، همانطور که در شکل 6 نشان داده شده است . اندازه گیری ها بر روی ستون های C1، C2 و C3 انجام شد. همانطور که در شکل 6 (a) نشان داده شده است، LVDTها در چهار گوشه بلوک بارگیری در ستون های C1 و C2 متصل شدند . جابجایی در خط مرکز ستون با میانگین گیری جابجایی های LVDT ها تعیین شد. در C3، دو LVDT متصل به فاصله 15 میلی متر در دو طرف خط مرکز ستون استفاده شد، همانطور که در نشان داده شده است.شکل 6 (ب)، و جابجایی ها برای تعیین تغییر شکل خط مرکزی ستون به طور میانگین محاسبه شدند .

2.3.2 . راه اندازی و ابزار دقیق برای بارگذاری سیکلی شبه استاتیک

تنظیم آزمایشی برای بارگذاری سیکلی شبه استاتیکی روی ستون ها در شکل 7 نشان داده شده است . یک قاب واکنش فولادی در کف مستحکم آزمایشگاه نصب شد. بار ثقلی با استفاده از یک محرک 2MN به بلوک بارگذاری ستون اعمال شد و بار جانبی با استفاده از یک محرک 630 کیلونیوتن با ظرفیت ضربه 200 ± میلی متر القا شد. محرک عمودی با استفاده از یک اتصال پین به قاب واکنش در یک طرف و سر بلوک بارگیری در انتهای دیگر پیچ شد. این چیدمان به معنای کج شدن بوداز محرک عمودی در رانش های بزرگ، که منجر به اعمال یک جزء بار افقی اضافی به ستون می شود. این جزء بار افقی اضافی در طول پس پردازش نتایج در نظر گرفته شد. محرک افقی از یک طرف به قاب واکنش فولادی صلب و از طرف دیگر به بلوک بارگذاری ستون از طریق یک اتصال پین متصل شد. دو محرک سروو هیدرولیک با استفاده از یک سیستم کنترل دیجیتال 2 کانالی Walter و Bai PCS 8000 کار می‌کردند. پایه ستون با چهار پیچ M60 روی کف مستحکم آزمایشگاه ثابت شد که منجر به پیکربندی کنسول شد. پیچ و مهره ها هر کدام به 1MN پیش تنیده شدند.

در مجموع از 13 مبدل برای اندازه گیری در طول آزمایش استفاده شد. مکان مبدل ها در شکل 8 نشان داده شده است. جزئیات مبدل ها به شرح زیر است: T1 و T2 LVDT هایی بودند که برای اندازه گیری تکان دادن پایه ستون در نظر گرفته شده بودند. T3 تا T6 LVDT هایی بودند که برای اندازه گیری باز شدن در اتصال ستون-پایی و برای محاسبه کرنش ها در ناحیه لولا پلاستیکی استفاده می شدند. T7 تا T10 شامل پتانسیومترهای رشته ای (SPOT) برای اندازه گیری جابجایی محوری ستون است. این SPOT ها به چهار گوشه بلوک بارگیری بالا متصل شدند. T11 یک LVDT برای اندازه گیری لغزش افقی پایه ستون بود. ضبط در T1، T2، و T11 نزدیک به صفر بود که نشان دهنده عدم لغزش افقی یا تکان دادن پایه است. T12 یک مبدل مبتنی بر لیزر برای اندازه‌گیری جابجایی در نوک ستون بود، در حالی که T13 یک SPOT بود که برای اندازه‌گیری جابجایی افقی بلوک بارگذاری در سطح محرک افقی استفاده می‌شد.

کرنش سنج ها بر روی میله های Fe-SMA در ستون های C1 و C3 نصب شدند، همانطور که به صورت شماتیک در شکل 4 نشان داده شده است . کرنش سنج ها در فاصله 50 میلی متری از سطح مشترک پایه و ستون به میله ها متصل شدند. همانطور که در شکل 8 نشان داده شده است، یک سیستم همبستگی تصویر دیجیتال VIC-3D (DIC) نیز برای ثبت انتشار ترک و تکامل آسیب در ناحیه لولای پلاستیکی ستون ها استفاده شد .

2.4 . در حال بارگذاری پروتکل

آزمایش‌ها تحت اعمال ترکیبی فشرده‌سازی محوری و بارگذاری جانبی چرخه‌ای انجام شد. بار محوری ابتدا به ستون اعمال شد و در طول آزمایش با استفاده از پیکربندی کنترل بار ثابت ماند. همانطور که در شکل 9 نشان داده شده است، بارگذاری جانبی شامل جابجایی های چرخه ای افزایش تدریجی شبه استاتیکی است . حرکت‌های جابه‌جایی دو بار تکرار شد تا کاهش استحکام ستون‌ها در دامنه جابجایی یکسان ثبت شود.. دامنه های رانش زیر (در درصد) به ستون ها اعمال شد: 0.2 ±، 0.4 ±، 0.6 ±، 1 ±، 2 ±، 3 ±، 4 ±، 5 ± برای بررسی رفتار الاستیک / غیر کشسان با دامنه کامل. جابجایی ها در نوک ستون اعمال شد و از طریق مبدل لیزری T12 کنترل شد. سرعت بارگذاری کنترل شده با جابجایی 10 میلی متر در دقیقه بود. آزمایش به دلیل محدودیت های راه اندازی آزمایشی با رانش 5٪ متوقف شد.

3 . نتایج و بحث

3.1 . برآورد پیش تنیدگی اولیه تولید شده توسط فعال سازی میله های Fe-SMA

از تغییر شکل های محوری ستون در طول فعال سازی برای تخمین پیش تنیدگی اولیه تولید شده استفاده شد. شکل 10 تکامل تغییر شکل های محوری ستون را در 24 ساعت اول پس از فعال سازی نشان می دهد. می توان متوجه شد که در ابتدای فرآیند فعال سازی ، ستون تنش محوری را تجربه کرد . این به این دلیل است که در مراحل اولیه گرمایش در دمای تا 50 درجه سانتیگراد، تنش های فشاری ایجاد می شوددر Fe-SMA به دلیل انبساط حرارتی تولید می شوند. علاوه بر این، ستون به دلیل انبساط حرارتی بتن کشیده می شود. با این حال، مقدار جابجایی های اندازه گیری شده در این دوره (1 ساعت اول پس از فعال سازی) لزوماً با تنش کششی محوری در ستون مطابقت ندارد، زیرا هنگامی که یک گوشه بلوک بارگذاری به سمت بالا حرکت می کند (به داده های LVDT W2 مراجعه کنید)، گوشه دیگر گوشه مورب به سمت پایین حرکت می کند (به داده های LVDT W3 مراجعه کنید). هنگامی که اثر حافظه شکل Fe-SMA فعال می شود، تنش های بازیابی کششی در Fe-SMA تولید می شود و نیروی پیش تنیدگی در ستون ها ایجاد می کند.

میانگین جابجایی محوری ستون پس از 24 ساعت فعال‌سازی برای برآورد کرنش‌های محوری و تنش محوری و بار پیش تنیدگی در ستون مورد استفاده قرار گرفت. جابجایی اندازه گیری شده نشان دهنده کل تغییر شکل محوری ستون از جمله اثرات خزش است. ضریب خزش و کرنش های خزشی مربوط به بتن بر اساس مشخصات EN 1-1-1992 برآورد شد [48]و از کل تغییر شکل محوری کم می شود. سن ستون ها در زمان بارگیری (به ترتیب 90، 94 و 83 روز برای ستون های C1، C2 و C3) در ضرایب خزش در نظر گرفته شد. معادلات برای تعیین ضرایب خزش در اینجا برای اختصار ارائه نشده است. خوانندگان برای اطلاعات دقیق در مورد محاسبه ضرایب خزش به پیوست B، B.1 از EN 1992-1-1 [48] ارجاع داده می شوند. جدول 2 جزئیات تغییر شکل های محوری اندازه گیری شده و تنش های محوری مربوطه ایجاد شده در ستون ها را نشان می دهد.

جدول 2 . پیش تنیدگی اولیه در ستون ها پس از 24 ساعت فعال سازی تخمین زده می شود.

خیر	تغییر شکل محوری کل (mm)	تغییر شکل خزشی (mm)	تغییر شکل محوری در اثر پیش تنیدگی (mm)	تنش محوری تخمینی روی بتن (MPa)	تنش محوری نظری بر بتن (MPa)
C1	0.66	0.14	0.53	10.1	9.5
C2	0.61	0.15	0.47	8.6	8.0
C3	0.28	0.07	0.21	4.1	4.9

مقایسه تنش‌های محوری برآورد شده با تنش محوری نظری همبستگی خوبی را به‌ویژه برای ستون‌های C1 و C2 نشان می‌دهد. تنش محوری نظری با در نظر گرفتن میانگین قطر مقطع ستون‌ها به صورت C1 = 260 mm، C2 = 285 mm، و C3 = 260 mm و تنش بازیابی اسمی 300 MPa در Fe-SMA در فعال‌سازی حرارتی در دمای 200 درجه سانتی‌گراد محاسبه شد. . تنش محوری تئوری کاهش تنش بازیابی به دلیل کوتاه شدن الاستیک بتن را در نظر می‌گیرد که 21 مگاپاسکال در هر بار برای ستون‌های C1 و C2 و 11 مگاپاسکال برای C3 برآورد شد. تفاوت جزئی بین تنش محوری نظری و تخمینی برای ستون C3 ممکن است به دلیل دست کم گرفتن تغییر شکل محوری کل آن به دلیل استفاده از LVDT در اطراف خط مرکزی باشد.به جای لبه ها توجه داشته باشید که کرنش محوری از تغییر شکل های اندازه گیری شده در طول 1800 میلی متر (از بالای بلوک بارگیری تا بالای پایه) برآورد شد.

نسبت بار محوری ناشی از پیش تنیدگی میله‌های Fe-SMA در محدوده 0.11-0.13 برای ستون‌های C1، C2 و C4 بود که تقریباً دو برابر نسبت بار محوری بر روی ستون‌ها به دلیل گرانش است، همانطور که در جدول 1 خلاصه شده است . در مقابل، نسبت بار محوری ناشی از پیش تنیدگی و گرانش برای ستون C3 مشابه و برابر با 0.06 بود.

اگرچه روش پیشنهادی برای ستون‌های موجود در نظر گرفته شده است، فعال‌سازی میله‌های Fe-SMA بدون اعمال بار محوری گرانشی به دلیل ملاحظات عملی مربوط به شاتکریت بعدی انجام شد. انجام شاتکریت در حالی که ستون به صورت محوری در راه اندازی آزمایشی روی کف مستحکم بارگذاری شده بود، چالش برانگیز بود. در کاربردهای عملی تکنیک پیشنهادی، پیش تنیدگی معمولاً در حالی انجام می‌شود که ستون از قبل تحت بار محوری قرار دارد. در چنین حالتی، هسته بتن در زمان پیش تنیدگی به دلیل اثر ترکیبی پیش تنیدگی و بار محوری و همچنین به دلیل عدم وجود لایه شاتکریت در این نقطه، تنش های فشاری بیشتری را تجربه خواهد کرد. این به نوبه خود می تواند منجر به بارهای ترک خوردگی بیشتر برای هسته بتن شود.

یکی از پیامدهای اعمال بار ثقلی پس از پیش تنیدگی در این مطالعه این است که بار محوری ناشی از میله‌های Fe-SMA پس از بارگذاری ثقلی کمی کاهش یافت. اندازه‌گیری‌های کرنش سنج متصل به میله‌های Fe-SMA نشان داد که یک کرنش فشاری 0.008٪ در میله‌ها در طول اعمال بار ثقلی تولید می‌شود. این مربوط به کاهش تنش بازیابی تقریباً 6 مگاپاسکال در هر بار است که حدود 2 درصد از تنش بازیابی اولیه 300 مگاپاسکال تولید شده در میله ها است.

3.2 . پاسخ ستون عمومی و الگوهای ترک خوردگی

همه ستون‌ها یک مکانیسم گهواره‌ای کنترل‌شده با یک دهانه مشترک در رابط پایه و ستون نشان دادند. باز شدن مفصل به دلیل لغزش میله های صاف Fe-SMA در محل اتصال پایه-ستون رخ داده است. داده های تصویر DIC پس از پردازش برای بررسی الگوهای ترک خوردگی و تکامل آسیب ستون ها انجام شد. در همه نمونه‌ها، آسیب به شکل ترک‌های خمشی افقی مویی روی صفحه کششی در ناحیه لولای پلاستیکی (یعنی ارتفاع 400 میلی‌متر از محل اتصال پایه-ستون) در رانش‌های ≤ 0.1٪ شروع شد. ترک های خمشی در عرض و طول با افزایش رانش رشد کردند. ترک های شکاف کششی تحت بارگذاری فشاری پدید آمدندمعکوس در محدوده رانش 0.8-1.2٪، که منجر به پوسته شدن پوشش بتن در رانش های ≥ 2٪ شد. پوسته پوسته شدن پوشش با رانش های 4% و 5% قابل توجه و گسترده شد. کمانش و شکست آرماتور برای هیچ نمونه مشاهده نشد، اگرچه مارپیچ های SMA در پایان آزمایش به دلیل پوسته شدن پوشش قابل مشاهده بودند.

نواحی لولای پلاستیکی ستون‌های C1، C3، و C4 با نسبت رانش +2% (معکوس فشاری) و -2% (معکوس کششی) در شکل 11 نشان داده شده‌اند تا تفاوت بین تکامل آسیب ستون‌ها را نشان دهد. ستون C2 رفتاری مشابه با C1 نشان داد، بنابراین برای اختصار، تکامل آسیب آن مورد بحث قرار نخواهد گرفت. شکل 11 نشان می دهد که ترک خوردگی و آسیب C1 و C3 در نزدیکی اتصال پایه پایه-ستون متمرکز شده است، در حالی که آسیب C4 تا ارتفاع وسط ستون توزیع شده است. دلیل این امر یک باز شدن بزرگتر در محل اتصال پایه پایه-ستون در ستون های C1 و C3 است که در شکل 11 مشهود است.(د) و (ه)، در نتیجه منجر به رفتار تاب کنترل شده و به حداقل رساندن آسیب در ناحیه لولا پلاستیکی می شود. باز شدن اتصال پایه در ستون‌های C1 و C3 به دلیل تعداد کمتر میله‌های فولادی در اتصال پایه-ستون بیشتر بود، که به نوبه خود منجر به مهار کمتری در برابر باز شدن اتصال در مقایسه با ستون C4 شد. همانطور که در شکل 11 نشان داده شده است، ترک شکاف عمودی در ستون C4 در مقایسه با دو ستون دیگر گسترده تر و قابل توجه تر بود . ترک‌های شکاف عمودی به دلیل شکست پیوند زمانی رخ می‌دهند که پیوند محلی آرماتور طولی از ظرفیت تنش پیوند فراتر رود [49] ، [50]. بنابراین، ترک‌خوردگی عمودی بیشتر در C4، ناشی از مقدار بیشتر میله‌های ED در C4 است که منجر به تنش‌های پیوند بیشتر، در مقایسه با دو ستون دیگر می‌شود. تعداد و عرض ترک‌های خمشی افقی نیز در C4 در مقایسه با C1 و C3 گسترده‌تر بود به دلیل تاب محدود در C4.

رانش های مربوط به حالت های مختلف آسیب ستون در جدول 3 خلاصه شده است . نتایج نشان می‌دهد که در میان 4 نمونه، C2 بیشترین رانش ترک خوردگی را داشت، عمدتاً به دلیل سطح مقطع پیش تنیده بزرگ‌تر. ستون C3 کمترین رانش ترک خوردگی را به دلیل پیش تنیدگی اولیه کمتر در مقایسه با C1، C2 و C4 نشان داد. پوسته پوسته شدن پوشش ستون C4 زودتر از C1 و C3 به دلیل محدودیت باز شدن اتصال پایه شروع شد. رانش های مربوط به شروع شکاف عمودی و پوسته شدن C2 مشخص نیست زیرا پس از 1٪ رانش، این ستون به دلیل مشکل با کنترل کننده در معرض بارگذاری تصادفی قرار گرفت. جزئیات این بارگیری تصادفی در قسمت بعدی ارائه شده است.

جدول 3 . رانش های مربوط به حالت های محدود آسیب های مختلف ستون ها.

خیر	رانش (%) در شروع
خیر	ترک های خمشی	شکاف های عمودی	پوسته پوسته شدن پوشش
C1	0.07	0.8	2.5
C2	0.13	na	na
C3	0.03	1	2.5
C4	0.1	1.2	2.0

مشخصات کلی آسیب و جابجایی ستون ها در رانش +5% در شکل 12 نشان داده شده است . می توان مشاهده کرد که تمام ستون ها یک رفتار گهواره ای کنترل شده در اتصال پایه از خود نشان دادند. این شکل همچنین کاهش بیشتر در مقطع ستون C4 را در 5% رانش به دلیل پوسته شدن پوشش در مقایسه با سایر ستون ها نشان می دهد. پوسته پوسته شدن پوشش تا 350 میلی متر از محل اتصال پایه-ستون در ستون C1، 300 میلی متر در C2 و C3، و 500 میلی متر در C4 گسترش یافته است. این نتایج تأیید می‌کند که معرفی ویژگی‌های کم آسیب علاوه بر پیش تنیدگی ستون، نیازمند کاهش تعداد میله‌های فولادی در سطح مشترک پایه و ستون است.

3.3 . رفتار هیسترتیک نیرو-جابجایی

رفتار هیسترتیک نیرو-جابجایی ستون ها در شکل 13 نشان داده شده است . می توان متوجه شد که در حالی که ستون های C1، C3 و C4 دارای پسماند منظم و متقارن هستند، ستون C2 دارای پسماند نامنظم است که به دلیل بارگذاری تصادفی آن در طول آزمایش است. بارگیری تصادفی به دلیل مشکل در کنترل کننده پس از چرخه رانش 1٪ رخ داده است. با توجه به مشکل، محرک هاکنترل خود را از دست داد و ستون به طور تصادفی پس از چرخه برنامه ریزی شده 1% رانش با سرعت بسیار سریع تنها در 5 ثانیه تحت دریفت های 2.5-، 3.2+، 2.94- و 4.2+ درصد قرار گرفت. در این مدت، سیستم با استفاده از کنترل های اضطراری برای جلوگیری از بارگذاری بیشتر متوقف شد. پس از بارگذاری تصادفی، ستون در معرض چرخه های رانش برنامه ریزی شده باقی مانده قرار گرفت. با این حال، از آنجایی که ستون قبلاً آسیب دیده بود، چرخه های بارگذاری دو بار تکرار نشد و حداکثر رانش که آزمایش متوقف شد نیز به جای 5 درصد به 4.5٪ کاهش یافت.

تأثیر سه متغیر در نظر گرفته شده در این تحقیق یعنی نسبت آرماتور طولی، نسبت فولاد به میلگردهای Fe-SMA پیش تنیده و میزان پیش تنیدگی اولیه بر رفتار هیسترتیک ستون‌ها در زیر بخش‌های بعدی توضیح داده می‌شود.

3.3.1 . اثر نسبت آرماتور طولی ( $ρ_{l, t}$ )

نسبت کل تقویت طولی ( $ρ_{t}$ ) شامل میلگردهای فولادی و Fe-SMA در ستون‌های C1، C2 2.1 درصد، در C3 1.2 درصد و در C4 2.6 درصد بود. بیشترین ظرفیت بار توسط ستون C4 با بزرگترین نشان داده شد $ρ_{t}$ و کمترین ظرفیت بار برای C3 با کوچکترین بود $ρ_{t}$ . آسیب بیشتر به بتن در ستون C4 را می توان به این دلیل نسبت داد که این ستون در برابر بارهای بیشتری نسبت به سایر ستون ها مقاومت می کند. حداکثر ظرفیت بار جانبی نشان داده شده توسط ستون ها و سطح رانش مربوطه در جدول 4 خلاصه شده است.. ستون‌های C1، C2، و C4 در رانش‌های ≥ 2 درصد به ظرفیت بار نهایی رسیدند، در حالی که ستون C3 ظرفیت بار نهایی را در حدود 1 درصد رانش به دست آورد. این به دلیل مقدار کمتر نسبت کل آرماتور طولی در C3 است. تخریب استحکام نیز در C3 نسبت به سایر ستون‌ها شدیدتر بود. ستون C3 حدود 25٪ کاهش در استحکام جانبی نهایی در 5٪ رانش را تجربه کرد، که در مقایسه با ستون های C1 و C4، که تخریب استحکام را در محدوده 10-13٪ نشان دادند، بسیار زیاد است. الگوی کاهش مقاومت در C2 به دلیل بارگذاری تصادفی با سایر ستون ها قابل مقایسه نیست.

جدول 4 . ظرفیت بار جانبی نهایی ستون ها

خیر	ظرفیت بار جانبی نهایی (kN)		رانش (%)
خیر	فشار دادن	کشیدن	فشار دادن	کشیدن
C1	+101	-95	+2	-2
C2	+97	−101	+2.3	-2.1
C3	+74	-69	+1	-1
C4	+120	−116	+1.9	-2

3.3.2 . تاثیر مقدار فولاد به آرماتور Fe-SMA ( $\frac{ρ_{l, s t e e l}}{ρ_{l, s m a}}$ )

نسبت مقدار فولاد به آرماتور Fe-SMA ( $\frac{ρ_{steel}}{ρ_{sma}}$ ) برای ستون های C1، C2 0.15، برای C3 0.3 و برای C4 0.45 بود. شکل 13 نشان می دهد که ستون های C1 و C2 با کوچکترین $\frac{ρ_{steel}}{ρ_{sma}}$ کمترین رانش باقیمانده را در تخلیه بار در رانش های زیاد داشت. در مقابل، ستون C4 با بالاترین $\frac{ρ_{steel}}{ρ_{sma}}$ بیشترین رانش باقیمانده در تخلیه را نشان داد. در همین حال، ستون C3 یک رفتار میانی نشان داد. علاوه بر بهبود در رانش های باقیمانده، تخریب در استحکام جانبی نهایی C1 10٪ در رانش 5٪ در مقایسه با تخریب 13٪ در C4 بود. این را می توان به مقدار کمتر آرماتور فولادی در C1 در مقایسه با C4 نسبت داد، که اجازه تاب خوردن نسبتاً بالاتر در اتصال پایه را می دهد که منجر به آسیب کمتر به بتن و تخریب مقاومت جانبی می شود. ستون C4 پسماند گسترده‌تری را نشان می‌دهد که نشان‌دهنده اتلاف انرژی بالاتر در مقایسه با ستون‌های دیگر است.

3.3.3 . اثر پیش تنیدگی اولیه

نیروی پیش تنیدگی اولیه در ستون C3 نصف نیروی پیش تنیدگی در بقیه ستون ها بود. در نتیجه، C3 سفتی اولیه کمتری را در مقایسه با سایر ستون‌ها نشان داد. علاوه بر این، می توان از هیسترزیس متوجه شد که C3 به دلیل پیش تنیدگی کمتر، میانگین رانش باقیمانده بالاتر را در سطوح رانش بزرگ در مقایسه با C1 و C2 نشان داد. بارهای ترک خوردگی، ظرفیت اتلاف انرژی و ظرفیت بار جانبی نهایی C3 نیز کمتر از سایر ستون ها است.

3.4 . سویه های نوار Fe-SMA

سویه ها در بیرونی ترین میله های Fe-SMA در جهت بارگذاری در ستون های C1 و C3 اندازه گیری شدند. کرنش سنج ها به سه میله Fe-SMA در C1 متصل شدند، همانطور که در شکل 4 (a) نشان داده شده است. دو تا از کرنش سنج ها به بیرونی ترین میله ها متصل شدند در حالی که یک کرنش سنج روی میله واقع در محور خنثی نصب شده بود. همانطور که در شکل 4 (c) نشان داده شده است، دو کرنش سنج نیز به بیرونی ترین میله های Fe-SMA در C3 متصل شدند . حداکثر کرنش های کششی-فشاری در بیرونی ترین میله ها در ستون C1 در محدوده 0.8-0.9٪ بود، در حالی که میله واقع در ناحیه محور خنثی حداکثر کرنش کششی 0.38٪ و کرنش های فشاری ناچیز را تجربه کرد، همانطور که در شکل نشان داده شده است. 14(آ). به همین ترتیب، بیرونی‌ترین میله‌ها در C3 حداکثر کرنش‌های کشش-فشردگی را در محدوده 0.8-1.1٪ تجربه کردند، همانطور که در شکل 14 (ب) نشان داده شده است. دامنه کرنش های میله می تواند اطلاعاتی در مورد رانش مربوط به از دست دادن تنش بازیابی در Fe-SMA ارائه دهد. مطالعات قبلی [45] نشان داده‌اند که میله‌های Fe-SMA که تا 4 درصد از قبل فشرده شده‌اند، می‌توانند به طور کامل استرس بازیابی اولیه را در دامنه‌های کرنش چرخه‌ای از دست بدهند.حدود 0.4٪. این بدان معناست که بیرونی‌ترین میله‌ها تنش بازیابی اولیه را در حدود 2 درصد سطح رانش از دست دادند. در مقابل، میله در محور خنثی بیشتر تنش بازیابی خود را در حدود 5 درصد رانش از دست داد. این بدان معنی است که ستون C1 ممکن است مقداری از پیش تنیدگی اولیه را تا یک رانش 4 درصدی حفظ کرده باشد. بر اساس یافته‌های [45]، میله‌های ستون C3 تا 10 درصد از قبل فشرده شدند تا دامنه کرنش مرتبط با از دست دادن کامل تنش بازیابی به حدود 0.8 درصد افزایش یابد . نتایج در شکل 14(ب) برای C3 نشان می دهد که خارجی ترین میله ها کرنش 0.8٪ در حدود 4٪ سطح رانش ایجاد کردند. از این می توان استنباط کرد که این میله ها به طور کامل تنش بازیابی اولیه را زمانی که ستون به سمت رانش 4 درصدی رانده شد از دست دادند. با این حال، برای به دست آوردن اطلاعات دقیق تر و قطعی تر در مورد رانش ستون مربوط به کاهش تنش بازیابی، باید از یک لودسل در مطالعات آینده استفاده شود.

میله‌های Fe-SMA در C1 کرنش‌های متقارن کم و بیش در کشش و فشرده‌سازی را تجربه کردند. با این حال، در C3، در حالی که میله جهت کشش کرنش‌های مشابهی را در کشش و فشار تجربه کرد، میله در جهت بارگذاری فشار، کرنش‌های نسبتاً بالاتری را در فشرده‌سازی تجربه کرد. این ممکن است به این دلیل باشد که ستون ممکن است پس از پیش تنیدگی، مقداری شیب / شیب به سمت سمت فشار ایجاد کرده باشد. در نتیجه، نوار جهت بارگذاری فشار، زمانی که ستون پس از هر حرکت رانش به مبدأ خود بازمی‌گردد، کرنش باقیمانده به‌طور قابل‌توجهی بالاتری را نشان داد. در نتیجه، ستون C2 رانش باقی مانده بالاتری را در جهت فشار در مقایسه با جهت کشش نشان داد.

3.5 . رانش های باقیمانده و خود محوری

رانش های باقیمانده نشان داده شده توسط هر ستون در تخلیه از چرخه های فشار-کشش از پسماند نیرو-جابجایی برای چرخه بار دوم در رانش های هدف 1±٪، 2±٪، 3±٪، 4±٪ و ± محاسبه شد. 5 درصد برای ارزیابی بهتر عملکرد خود محوری، رانش های باقیمانده ستون ها با ستون های RC غیر پیش تنیده معمولی از دو مطالعه قبلی مقایسه می شوند [51] ، [52] . ستون متعارف در رضا و همکاران. 2020 [51] دارای نسبت بار محوری کل 0.15 بود، مشابه ستون‌های C1، C2 و C4 مطالعه فعلی، در حالی که ستون در Liu و همکاران. 2020 [52] نسبت بار محوری نسبتاً کمتری 0.07 داشت. نسبت آرماتور فولاد ED 1.6٪ و 1.5٪ در ستون های Raza و همکاران بود. [51]و لیو و همکاران [52] به ترتیب. حد رانش باقیمانده مربوط به مصالحه در عملکرد پل، در نتیجه ضمانت جایگزینی آن به عنوان 1٪ بر اساس توصیه های موجود در ادبیات [53] ، [54] انتخاب شده است . شکل 15نشان می دهد که ستون های C1 و C2 قادر به حفظ رانش باقیمانده ≤ 1٪ در جهت بارگذاری فشار و کشش تا یک رانش هدف 4٪ بودند. این به این دلیل است که این ستون ها بخشی از پیش تنیدگی اولیه را تا 4 درصد رانش، همانطور که قبلاً بحث شد، حفظ کردند. انتظار می رود میله های Fe-SMA با کمک به ظرفیت اتلاف انرژی ستون ها و افزایش رانش های باقیمانده، پس از از بین رفتن کامل تنش بازیابی اولیه، مشابه میله های ED رفتار کنند. بنابراین، رانش باقیمانده ستون C1 60٪ از 1٪ به 1.6٪ افزایش یافت زیرا دامنه رانش هدف از 4٪ به 5٪ افزایش یافت. ستون C3 همچنین به طور کلی رانش های باقیمانده کوچک تری را نشان داد، با این حال، رفتار رانش باقی مانده آندر جهت های فشار-کشش کاملا نامتقارن بود. رانش باقیمانده C3 حدود 2.5٪ در جهت فشار بود در حالی که رانش باقیمانده حدود 1.3٪ در جهت کشش در یک رانش هدف 5٪ بود. این عدم تقارن در رانش‌های باقیمانده را می‌توان به کرنش‌های فشاری بزرگ‌تر و کرنش‌های باقی‌مانده مربوطه که توسط نوار Fe-SMA روی صفحه فشاری ستون تجربه می‌شود نسبت داد. کرنش نوار Fe-SMA در مقابل نمودار رانش جانبی ستون C3 نشان داده شده در شکل 14(ب) نشان می‌دهد که حداکثر کرنش‌های توسعه‌یافته در میله‌های جهت کشش و فشار 9/0- و 8/0+ درصد زمانی که ستون به سمت رانش 5+ کشیده می‌شود، در حالی که حداکثر کرنش‌های میله‌ها در زمانی که ستون در جهت مخالف رانده شد. علاوه بر این، در تخلیه از -5٪ رانش به مبدأ، کرنش باقیمانده در نوار سمت فشار حدود -0.4٪ بود که تقریباً دو برابر کرنش باقیمانده در میله در تخلیه از +5٪ رانش است. کرنش‌های باقی‌مانده بیشتر منجر به نیروهای جانبی باقی‌مانده بزرگ‌تر و رانش‌های باقی‌مانده مربوطه در جهت بارگذاری فشاری شد.

ستون C4 رانش باقی مانده از ≤ 1٪ تا رانش هدف 3٪ را نشان داد. پس از آن، رانش های باقیمانده افزایش یافت و به دامنه حدود 2.8٪ در رانش هدف 5٪ رسید. رانش های باقیمانده نسبتاً بالاتر در C4 در مقایسه با سه ستون دیگر به دلیل مقدار بیشتر میله های ED در این ستون است. هر چهار ستون در نظر گرفته شده در این مطالعه رفتار خود محوری بهتری را نسبت به ستون‌های RC معمولی نشان دادند. شکل 15 نشان می دهد که دریفت های باقیمانده ستون های C1 و C2 حدود 60٪ کوچکتر از ستون های معمولی در 5٪ رانش هدف است. به طور مشابه، دریفت های باقیمانده ستون های C3 و C4 به طور متوسط به ترتیب 50٪ و 30٪ از ستون های معمولی کوچکتر بودند.

نتایج تجربی نشان می دهد که نسبت مقدار فولاد به آرماتور Fe-SMA پیش تنیده ( $\frac{ρ_{l, s t e e l}}{ρ_{l, s m a}}$ ) به طور قابل توجهی بر عملکرد خود محوری تأثیر می گذارد. اثر از $\frac{ρ_{l, s t e e l}}{ρ_{l, s m a}}$ نسبت رانش باقیمانده ستون ها در رانش های هدف 3%، 4% و 5% در شکل 15 (ب) نشان داده شده است. مقایسه برای ستون های C1 و C4 نشان داده شده است که دارای مقدار مشابه Fe-SMA اما آرماتورهای فولادی متفاوت بودند. نتایج نشان می‌دهد که با ثابت نگه داشتن سایر پارامترها، افزایش می‌یابد $\frac{ρ_{l, s t e e l}}{ρ_{l, s m a}}$ نسبت از 0.15 به 0.45 تقریبا دو برابر رانش باقی مانده از ستون در رانش های هدف 3٪، 4٪ و 5٪ است.

3.6 . باز شدن مفصل پایه

اندازه گیری های DIC برای تعیین میزان باز شدن در اتصال پایه پایه-ستون در سطوح مختلف رانش استفاده شد. شکل 16 نتایج باز شدن اتصال پایه برای ستون های C1، C3 و C4 را نشان می دهد. داده های باز شدن اتصال پایه برای ستون C2 به دلیل بارگذاری تصادفی در دسترس نبود. اندازه‌گیری‌های DIC برای ستون C4 نیز فقط تا 2% رانش در دسترس بود، بنابراین باز شدن مفصل پایه آن تا 2% رانش محاسبه شد.

باز شدن در اتصال پایه-ستون با رانش 0.4٪ برای همه ستون ها به دلیل لغزش میله های صاف Fe-SMA در سطح مشترک در نتیجه زوال استحکام باند آغاز شد. نتایج نشان دهنده روند باز شدن مفصل پایه مشابه برای ستون های C1 و C3 است. این احتمالاً به دلیل همان مقدار میله‌های ED در هر دو ستون است که در برابر دهانه مهار می‌کردند، اگرچه مقدار میله‌های Fe-SMA متفاوت بود. دهانه اتصال پایه ستون C4 به طور قابل توجهی کوچکتر از ستون های C1 و C3 بود، عمدتاً به دلیل افزایش مهار به دلیل ارائه میله های ED 3 برابر بیشتر. در نتیجه، در 2% رانش، دهانه اتصال پایه ستون C4 تقریباً 50% دهانه اتصال پایه مربوطه ستون های C1 و C3 است.

حداکثر باز شدن اتصال پایه در ستون های C1 و C3 در محدوده 12-13 میلی متر در رانش 5٪ است. این دهانه بزرگ در اتصال پایه نشان می‌دهد که نفوذ کرنش میله‌های صاف Fe-SMA منجر به چرخش انتهای ثابت ستون می‌شود، به‌ویژه به دلیل طول ۵۰ میلی‌متر بخش صاف میله Fe-SMA که به پایه متصل شده است. در نتیجه، تغییر شکل کل ستون ها شامل بخش قابل توجهی از جابجایی ناشی از چرخش انتهای ثابت علاوه بر تغییر شکل های خمشی و برشی بود.، به ویژه در رانش های بزرگ. شایان ذکر است که برای یک سطح بار معین، چنین ستون‌هایی جابجایی کل بیشتری را تجربه می‌کنند و بنابراین سختی کمتری نسبت به ستون‌های معمولی با رفتار غالب خمشی نشان می‌دهند. مهم است که این چرخش انتهای ثابت را در مدل‌سازی عددی و تحلیلی رفتار هیسترتیک ستون‌های آزمایش شده لحاظ کنیم. نادیده گرفتن چرخش انتهای ثابت منجر به دست کم گرفتن انحراف ستون در یک بار معین و برآورد بیش از حد سختی جانبی می شود .

3.7 . اتلاف انرژی

ظرفیت اتلاف انرژی تمام ستون ها با محاسبه مساحت محصور شده توسط پسماند نیرو-جابجایی در هر چرخه بارگذاری تعیین شد. کل اتلاف انرژی هیسترتیک ستون ها در شکل 17 نشان داده شده است(آ). نتایج نشان می دهد که بیشترین اتلاف انرژی مربوط به ستون C4 است که بیشترین مقدار میله های ED را دارد. ستون C1 ظرفیت اتلاف انرژی متوسط را نشان داد که حدود 32٪ کمتر از C4 بود. ستون‌های C2 و C3 کمترین ظرفیت اتلاف انرژی را نشان دادند که حدود 50 تا 60 درصد کمتر از C4 بود. ظرفیت اتلاف انرژی پایین ستون C2 علیرغم طراحی مشابه با C1 به این دلیل است که C2 پس از بارگذاری تصادفی تنها در معرض 1 چرخه رانش قرار گرفت. در نتیجه، جابجایی کل ستون C2 در طول آزمایش حدود 33 درصد کمتر از گردش ستون C1 بود. بر این اساس، ظرفیت اتلاف انرژی C2 حدود 39 درصد کمتر از C1 بود. مقایسه کل اتلاف انرژی و رانش‌های باقی‌مانده ستون‌های C1 و C3 نشان می‌دهد که C1 از نظر نشان دادن رانش‌های باقی‌مانده کوچک‌تر و همچنین اتلاف انرژی بیشتر از C3 بهتر عمل می‌کند. توجه داشته باشید که برای بهینهعملکرد لرزه ای ، حفظ تعادل بین ظرفیت اتلاف انرژی و رانش های باقیمانده مهم است، زیرا آنها رابطه معکوس دارند. در حالی که رانش های باقیمانده کوچکتر برای اطمینان از عملکرد پل ها پس از زلزله ضروری است، داشتن ظرفیت اتلاف انرژی کافی نیز مهم است. این به این دلیل است که اتلاف انرژی کمتر در طی اقدامات لرزه ای می تواند تقاضای جابجایی لرزه ای در ستون ها را افزایش دهد. چنین ستون‌هایی ممکن است جابه‌جایی‌های بزرگ‌تری را برای از بین بردنانرژی لرزه‌ایناشی از زلزله تجربه کنند.

تکامل اتلاف انرژی ستون ها با هر چرخه بار در شکل 17 نشان داده شده است.(ب). مشاهده می‌شود که تمام ستون‌ها انرژی مشابهی را تا 1% رانش تلف می‌کنند. ظرفیت اتلاف انرژی ستون‌ها پس از 1% رانش به طور متفاوتی شروع به تکامل کرد، با ستون C4 که بیشترین افزایش در اتلاف انرژی را با هر چرخه بار نشان می‌دهد که به دلیل بیشترین مقدار میلگردهای ED و نسبت آرماتور طولی کل است. ستون‌های C1 و C2 تکامل مشابه ظرفیت اتلاف انرژی را با هر چرخه بار نشان دادند. ستون C3 کمترین افزایش ظرفیت اتلاف انرژی را با هر سیکل بارگذاری به دلیل کمترین مقدار آرماتور طولی نشان داد. مقایسه اتلاف انرژی در رانش 5 درصد نشان می دهد که ظرفیت اتلاف انرژی ستون C4 تقریباً 35 درصد بیشتر از C1 و 55 درصد بیشتر از C3 بوده است.

3.8 . تخریب سفتی

سفتی ستون ها با استفاده از معادله تعیین شد. (1) با میانگین گیری نیروها و جابجایی ها در هر سیکل بارگذاری. سفتی اندازه گیری شده با سختی ناخالص نظری نرمال شد ( $k_{g}$ ) از ستون داده شده توسط معادله. (2) . مدول الاستیسیته بتن و شاتکریت برای تعیین سختی ناخالص نظری ستون ها در نظر گرفته شد. میانگین مدول الاستیسیته ( $E_{avg}$ ) با در نظر گرفتن سهم نسبی بتن هسته و لایه شاتکریت بیرونی برآورد شد. برای مرجع، مدول الاستیسیته شاتکریت حدود 20 گیگا پاسکال [46] و بتن هسته در محدوده 32.5 گیگا پاسکال تا 36 گیگا پاسکال بسته به مقاومت فشاری بتن بود . طول دهانه برشی (L) ستون 1400 میلی متر بود.(1) $k_{i} = \frac{|{+ F}_{i}| + |{- F}_{i}|}{|{+ Δ}_{i}| + |- Δ_{i}|}$ (2) $k_{g} = \frac{3 E_{avg} I_{g}}{L^{3}}$

پیشرفت کاهش سختی ستون ها با افزایش رانش در شکل 18 نشان داده شده است . بیشترین سختی اولیه توسط ستون C4 به دلیل بیشترین مقدار آرماتور طولی نشان داده شد، در حالی که C3 کمترین سفتی اولیه را به دلیل پیش تنیدگی اولیه کمتر و مقدار آرماتور طولی نشان داد. در شکل مشاهده می شود که سفتی اولیه ستون ها با سرعت بالاتری تا 1% رانش کاهش می یابد که پس از آن میزان تخریب کاهش می یابد. علاوه بر این، می توان مشاهده کرد که ستون ها بیش از 50٪ از سختی اولیه را تا یک رانش 1٪ از دست دادند. توجه داشته باشید که کاهش شدید سفتی اولیه ستون C2 را می توان بین 1% و 2% رانش مشاهده کرد. این عمدتا به این دلیل است که پس از 1٪ رانش، ستون C2 تحت بار تصادفی قرار گرفتچرخه های تا 4 درصد رانش. در نتیجه، ستون هنگام قرار گرفتن در معرض چرخه رانش برنامه ریزی شده 2٪ پس از بارگذاری تصادفی، کاهش شدید سفتی را نشان داد.

مقایسه سختی نرمال شده ستون های آزمایش شده با ستون معمولی از Raza و همکاران. [51] در شکل 18 نشان می دهد که تمام ستون های پیش تنیده Fe-SMA سختی کمتری نسبت به ستون معمولی نشان می دهند، علی رغم نسبت بار محوری کل مشابه. این عمدتاً به دلیل رفتار باز شدن اتصال در ستون های پیش تنیده Fe-SMA است که جابجایی کل ستون را به دلیل مولفه تکان دهنده تغییر شکل افزایش می دهد و در نتیجه سفتی ستون را کاهش می دهد.

سختی مؤثر ستون‌ها از پسماند نیرو-جابجایی بر اساس گرادیان یک خط از مبدأ تا نقطه‌ای که ستون تسلیم می‌شود، محاسبه شد. بار تسلیم ستون از پسماند نیرو-جابجایی با استفاده از روش تسلیم الاستوپلاستیک معادل سختی کاهش یافته تعیین شد [55] . در این روش نقطه تسلیم بر اساس تقاطع خطی که از 0.75 می گذرد محاسبه می شود. $F_{\max}$ و خط افقی از $F_{\max}$ . جدول 5 ممان موثر اینرسی ستون ها را به عنوان تابعی از گشتاور ناخالص اینرسی نشان می دهد. ممان موثر اینرسی برای ستون C2 بالاترین میزان بود زیرا بخش بزرگتری از مقطع آن به دلیل اعمال پیش تنیدگی پس از اولین لایه شاتکریت همانطور که قبلاً بحث شد، پیش تنیده شده بود. از سوی دیگر، ستون C3 به دلیل پیش تنیدگی اولیه کمتر، کمترین ممان موثر اینرسی را داشت.

جدول 5 . ممان اینرسی موثر ستون ها.

نمونه	لحظه موثر اینرسی $I_{eff}$
C1	0.28 $I_{g}$
C2	0.30 $I_{g}$
C3	0.25 $I_{g}$
C4	0.28 $I_{g}$
متعارف [51]	0.36 $I_{g}$

نتایج جدول 5 نشان می دهد که گشتاور موثر اینرسی ستون های پیش تنیده Fe-SMA C1، C2 و C4 با وجود نسبت بار محوری مشابه، کمتر از ستون معمولی است. این نیز عمدتاً به دلیل افزایش انعطاف پذیری این ستون ها به دلیل چرخش انتهای ثابت و رفتار تکان دادن است.

3.9 . تغییر مکان محوری-رفتار رانش جانبی

جابجایی محوری خط مرکزی ستون با میانگین اندازه گیری چهار نقطه متصل در چهار گوشه بلوک بارگیری محاسبه شد. جابجایی محوری ستون ها با افزایش رانش های جانبی در شکل 19 نشان داده شده است . ستون‌ها حداکثر ازدیاد طول محوری را در حداکثر/حداقل رانش و حداکثر کوتاه شدن در مبدا تجربه کردند. حداکثر طول ستون ها در محدوده 3-4 میلی متر در رانش 5٪ و حداکثر کوتاه شدن 0.4 میلی متر در مبدا ثبت شد. ستون C2 طول نسبتاً بالاتری را در مبدأ در طول چرخه‌های بارگذاری تصادفی نشان داد، همانطور که در شکل 19 (ب) مشهود است، عمدتاً به این دلیل که بار محوری آن نیز در طول چرخه‌های بار تصادفی در نوسان بود.

جالب است بدانید که هیچ افزایش شدیدی در کوتاه شدن ستون ها تا سطوح دریفت 5 درصد مشاهده نشد. این نشان می‌دهد که ستون‌ها از حالت حدی فروپاشی در پایان آزمایش دور بودند، زیرا معمولاً کوتاه شدن محوری ستون‌ها به شدت افزایش می‌یابد، زیرا ستون به حالت حدی فروپاشی نزدیک می‌شود.

4 . مکانیزم خود محوری ستون‌های تقویت‌شده با میلگردهای Fe-SMA پیش تنیده

توانایی خود محوری یک ستون RC به نسبت گشتاور خود مرکزی به ممان مقاومتی در هنگام تخلیه ستون بستگی دارد [5] ، [56] . ممان خود محوری ناشی از بار ثقلی و نیروهای پیش تنیدگی است که روی ستون اعمال می شود. از طرف دیگر، لحظه مقاومت توسط میله های ED ایجاد می شود که باعث می شود ستون توانایی خود را برای مرکز مجدد از دست بدهد. یک ستون می تواند به طور موثر به مبدأ خود متمرکز شود زمانی که ممان خود محوری بزرگتر از ممان مقاومتی باشد (یعنی شاخص خود محوری > 1)، همانطور که در معادله نشان داده شده است. (3). در ستون‌های پیش تنیده Fe-SMA، ممان خود مرکزی مجموع ممان تولید شده توسط بار ثقلی، و میله‌های Fe-SMA تا از بین رفتن کامل تنش بازیابی در میلگردهای Fe-SMA است. برای سطوح رانش کوچک، لحظه ی خود محوری را می توان با استفاده از معادله بیان کرد. (4) با گرفتن ممان در مرکز بلوک فشاری بتن (به شکل 20 مراجعه کنید ). لحظه مقاومت در سطوح رانش کوچک فقط توسط میله های ED ارائه می شود و می تواند با معادله بیان شود. (5) .(3) $s e l f - c e n t e r i n g i n d e x = \frac{M_{sc}}{M_{resisting}}$

معادلات حاکم برای لحظاتی قبل از از دست دادن استرس بازیابی اولیه:(4) $M_{sc} = P_{G} (\frac{D}{2} - d_{FC}) + \sum_{i = 1}^{n} F_{SMA, i} (d_{SMA, i} - d_{FC})$ (5) $M_{resisting} = \sum_{i = 1}^{n} F_{ED, i} (d_{ED, i} - d_{FC})$

در سطوح رانش بزرگ، تنش بازیابی اولیه میله‌های Fe-SMA کاملاً از بین می‌رود و گشتاور خود محوری تنها با بارگذاری گرانشی فراهم می‌شود، همانطور که در معادله بیان شده است. (6) . میله های Fe-SMA پس از از دست دادن پیش تنیدگی اولیه، شروع به کمک به لحظه مقاومت می کنند. بنابراین، لحظه مقاومت پس از از دست دادن تنش بازیابی اولیه، مجموع ممان های ناشی از میله های ED و میله های Fe-SMA است، همانطور که در معادله بیان شده است. (7) .

معادلات حاکم برای لحظاتی پس از از دست دادن استرس بازیابی اولیه:(6) $M_{sc} = P_{G} (\frac{D}{2} - d_{FC})$ (7) $M_{resisting} = \sum_{i = 1}^{n} F_{ED, i} (d_{ED, i} - d_{FC}) + \sum_{i = 1}^{n} F_{SMA, i} (d_{SMA, i} - d_{FC})$

گشتاورهای خود محوری و مقاومتی برای ستون‌های C1، C3 و C4 برای سطوح رانش هدف 1٪ و 5٪ محاسبه شد. برای تعیین شاخص خود محوری، لحظه‌هایی که ستون از رانش‌های 1% و 5% به مبدأ تخلیه شد، محاسبه شد. تنش بازیابی اولیه میله‌های Fe-SMA به دلیل کرنش‌های کوچک در میله‌ها تا حد زیادی دست‌نخورده در هنگام تخلیه از رانش 1٪ دست نخورده است و به دلیل کرنش‌های زیاد در میله‌ها در سطح رانش 5٪ کاملاً از بین می‌رود. بر این اساس، معادلات (4) ، (5) برای تعیین گشتاورهای خود محوری و مقاومتی در تخلیه از 1% رانش و معادلات استفاده شد. (6) ، (7)برای تعیین گشتاورهای مربوطه در تخلیه از 5 درصد رانش استفاده شد. برای محاسبه ممان ها، نیروهای Fe-SMA و میله فولادی بر اساس اندازه گیری کرنش ها از کرنش سنج ها برآورد شد. تعادل گشتاورها در مورد مرکز بلوک فشاری بتن برای تعیین فاصله از بیرونی ترین الیاف تا مرکز بلوک فشاری بتن استفاده شد. $d_{FC}$ ، در سطوح رانش 1% و 5% همانطور که در معادله بیان شده است. (8) . شکل 20 تعریف پارامترهای مختلف مورد نیاز برای محاسبات را نشان می دهد.(8) $M_{sc} {+ M}_{resisting} = M_{ext}$

مقایسه نسبت خود محوری ستون‌های C1، C3 و C4 در تخلیه از 1+ و 5+ درصد رانش در شکل 21 نشان داده شده است.. توجه داشته باشید که شاخص خود محوری برای دریفت‌های 2، 3 و 4 درصد محاسبه نشده است، زیرا اطلاعاتی درباره میزان تنش بازیابی باقی‌مانده در میله‌ها در این سطوح رانش وجود ندارد. نتایج نشان می‌دهد که ستون‌های C1 و C3 دارای شاخص خود محوری بسیار بالایی به ترتیب 97 و 57 در تخلیه از 1% رانش هستند. این عمدتاً به این دلیل است که این ستون‌ها تنها با دو میلگرد ED که در عمق بخش میانی قرار داشتند، تقویت می‌شدند، در نتیجه باعث ایجاد یک گشتاور مقاومتی کوچک می‌شد در حالی که ممان خود مرکزی به دلیل پیش‌تنیدگی اولیه و بار گرانشی بسیار زیاد بود. از سوی دیگر، ستون C4 به دلیل لنگرهای مقاومت نسبتاً بزرگتر به دلیل 6 میله ED، شاخص خود محوری 22 دارد. با این وجود، هر سه ستون در رانش 1% خود محوری مؤثری را نشان دادند زیرا ممان خود محوری بسیار بالاتر از ممان مقاومتی بود. در مقابل، ممان خود محوری ستون‌ها بسیار کمتر از ممان مقاومتی در تخلیه از +5% رانش بود، در نتیجه منجر به یک شاخص خود محوری پایین (یعنی <1) شد. این به این دلیل است که در 5% رانش، میله‌های Fe-SMA به طور کامل استرس بازیابی اولیه خود را از دست دادند و شروع به کمک به لحظه مقاومت کردند. بر این اساس، شاخص خود محوری ستون‌های C1، C3 و C4 در تخلیه از 5+ درصد رانش به ترتیب 0.13، 0.18 و 0.07 تعیین شد. رانش باقی مانده از ستون ها در تخلیه از 5% رانش به خوبی با شاخص خود محوری محاسبه شده یعنی C3 < C1 < C4 ارتباط دارد. ممان خود محوری ستون‌ها بسیار کمتر از ممان مقاومت در تخلیه از 5+ درصد رانش بود، در نتیجه منجر به یک شاخص خود محوری پایین (یعنی <1) شد. این به این دلیل است که در 5% رانش، میله‌های Fe-SMA به طور کامل استرس بازیابی اولیه خود را از دست دادند و شروع به کمک به لحظه مقاومت کردند. بر این اساس، شاخص خود محوری ستون‌های C1، C3 و C4 در تخلیه از 5+ درصد رانش به ترتیب 0.13، 0.18 و 0.07 تعیین شد. رانش باقی مانده از ستون ها در تخلیه از 5% رانش به خوبی با شاخص خود محوری محاسبه شده یعنی C3 < C1 < C4 ارتباط دارد. ممان خود محوری ستون‌ها بسیار کمتر از ممان مقاومت در تخلیه از 5+ درصد رانش بود، در نتیجه منجر به یک شاخص خود محوری پایین (یعنی <1) شد. این به این دلیل است که در 5% رانش، میله‌های Fe-SMA به طور کامل استرس بازیابی اولیه خود را از دست دادند و شروع به کمک به لحظه مقاومت کردند. بر این اساس، شاخص خود محوری ستون‌های C1، C3 و C4 در تخلیه از 5+ درصد رانش به ترتیب 0.13، 0.18 و 0.07 تعیین شد. رانش باقی مانده از ستون ها در تخلیه از 5% رانش به خوبی با شاخص خود محوری محاسبه شده یعنی C3 < C1 < C4 ارتباط دارد. شاخص خود محوری ستون‌های C1، C3 و C4 در تخلیه از 5+ درصد رانش به ترتیب 0.13، 0.18 و 0.07 تعیین شد. رانش باقی مانده از ستون ها در تخلیه از 5% رانش به خوبی با شاخص خود محوری محاسبه شده یعنی C3 < C1 < C4 ارتباط دارد. شاخص خود محوری ستون‌های C1، C3 و C4 در تخلیه از 5+ درصد رانش به ترتیب 0.13، 0.18 و 0.07 تعیین شد. رانش باقی مانده از ستون ها در تخلیه از 5% رانش به خوبی با شاخص خود محوری محاسبه شده یعنی C3 < C1 < C4 ارتباط دارد.

نتایج این مطالعه نشان می‌دهد که مکانیسم خود مرکزی میله‌های Fe-SMA پیش تنیده با تاندون‌های معمولی بدون پیوند متفاوت است. برخلاف تاندون‌های معمولی که الاستیک باقی می‌مانند و حداقل به اتلاف انرژی کمک می‌کنند، میله‌های Fe-SMA استرس بازیابی اولیه خود را در رانش‌های زیاد از دست می‌دهند و شروع به کمک به اتلاف انرژی ستون می‌کنند. از دیدگاه طراحی، این نشان می‌دهد که مقدار کمتری از میله‌های ED می‌تواند برای برآورده کردن الزامات اتلاف انرژی ستون‌های پیش تنیده Fe-SMA در مقایسه با ستون‌های پیش تنیده با تاندون‌های معمولی ارائه شود. با این حال، این همچنین به این معنی است که کاهش رانش های باقیمانده با پیش تنیدگی Fe-SMA ممکن است کمتر از پیش تنیدگی معمولی باشد.[57] ، [58] . با این وجود، نتایج این مطالعه امکان‌سنجی روش پیشنهادی را در کاهش رانش‌های باقی‌مانده نشان می‌دهد. برای ارزیابی جامع تر، توصیه می شود که عملکرد لرزه ای ستون های پیش تنیده Fe-SMA باید تحت پروتکل های بارگذاری جانبی چند جهته ارزیابی شود، زیرا آنها می توانند به طور قابل توجهی بر ظرفیت رانش ستون ها تأثیر بگذارند [59] ، [60] .

5 . نتیجه گیری

این مطالعه با هدف توسعه یک تکنیک خود محوری قوی با استفاده از میلگردهای Fe-SMA پیش تنیده برای کاهش تغییر شکل‌های باقیمانده در ستون‌های پل بتنی موجود تحت بارگذاری لرزه‌ای انجام شد . کارایی روش پیشنهادی با آزمایش بر روی چهار نمونه در مقیاس بزرگ مورد مطالعه قرار گرفت. پارامترهای متغیر مطالعه عبارت بودند از نسبت مقدار فولاد به SMA، مقدار کل آرماتور طولی و پیش تنیدگی اولیه اعمال شده. بر اساس نتایج این مطالعه می توان نتایج زیر را به دست آورد:

1.
تکنیک پیشنهادی با موفقیت قابلیت های خود محوری را به ستون ها اضافه کرد و رانش های باقیمانده را به میزان قابل توجهی کاهش داد. رانش باقی مانده از ستون ها به ترتیب 50-75٪ و 30-60٪ کوچکتر از ستون های معمولی در رانش های هدف 3٪ و 5٪ بود. علاوه بر این، تمام ستون‌ها می‌توانند 5 درصد رانش را بدون فروریختن حفظ کنند.
2.
روش پیشنهادی منجر به یک حالت گهواره ای کنترل شده از ستون با یک دهانه مشترک در رابط ستون-پایه شد. ناحیه آسیب بیشتر در محل اتصال ستون-پایی متمرکز بود و در نتیجه آسیب کمتری نسبت به ستون‌های معمولی داشت.
3.
نسبت مقدار فولاد به آرماتور Fe-SMA پیش تنیده ( $\frac{ρ_{steel}}{ρ_{sma}}$ ) به طور قابل توجهی بر رانش باقیمانده ستون ها تأثیر گذاشت. ستون ها با $\frac{ρ_{steel}}{ρ_{sma}}$ 0.15 = و 0.3 قادر به حفظ میانگین رانش باقیمانده ≤ 1٪ تا رانش هدف 4٪ بودند. با ثابت نگه داشتن سایر پارامترها، سه برابر افزایش می یابد $\frac{ρ_{steel}}{ρ_{sma}}$ از 0.15 تا 0.45 تقریباً دو برابر رانش باقیمانده ستون برای دریفت های هدف ≥ 3٪ است.
4.
ستون با $\frac{ρ_{steel}}{ρ_{sma}}$ 0.45 = 32 درصد اتلاف انرژی بیشتر را در مقایسه با ستون با نشان داد $\frac{ρ_{steel}}{ρ_{sma}}$ = 0.15. با این حال، رانش باقیمانده آن در رانش هدف 5 درصد نیز در مقایسه با آن حدود 75 درصد بیشتر بود. بنابراین، از جمله جایگزین های در نظر گرفته شده در این تحقیق، طراحی با $\frac{ρ_{steel}}{ρ_{sma}}$ 0.15 = منجر به تعادل کافی بین اتلاف انرژی و رانش‌های باقیمانده کم شد و بنابراین، طرح پیشنهادی است.
5.
ستون های پیش تنیده Fe-SMA نسبت به ستون های پیش تنیده معمولی مکانیسم خود محوری و اتلاف انرژی متفاوتی را نشان می دهند. در ستون‌های معمولی، تاندون‌های بدون پیوند تا زمان شکست ستون الاستیک باقی می‌مانند و حداقل به اتلاف انرژی کمک می‌کنند. در مقابل، در این مطالعه، بیرونی‌ترین میله‌های Fe-SMA در ستون تسلیم شدند و پیش تنیدگی را با رانش 2% از دست دادند و پس از آن شروع به کمک به اتلاف انرژی کردند. برای رانش های ≥ 2٪، خود محوری از طریق میله های نزدیک به محور خنثی به دست آمد، که تا حدی پیش تنیدگی را تا 5٪ رانش حفظ می کرد. بنابراین، میله‌های Fe-SMA پیش تنیده می‌توانند هم خود مرکزی و هم اتلاف انرژی را به ستون ارائه دهند، در حالی که تاندون‌های معمولی فقط خود مرکزی را ارائه می‌دهند و به اقدامات اضافی برای اتلاف انرژی نیاز دارند.

نتایج این مطالعه نشان می‌دهد که میله‌های Fe-SMA پیش تنیده می‌توانند جایگزین امیدوارکننده‌ای برای تکنیک‌های متداول پس کششی برای افزودن رفتار خود محوری به اعضای ساختاری عمودی باشند. مطالعات آینده ممکن است کاربرد میلگردهای Fe-SMA پیش تنیده را در طراحی سازه‌های جدید، از جمله ستون‌ها و دیوارهای قطعه‌ای پیش‌ساخته با ویژگی‌های خود محوری در نظر بگیرند.