نشت آب در سدهاي خاکي و نحوه کنترل آن، اولين گام موثر و يکي از مهمترين مسائلي است که در طراحي سدها مورد توجه خاص متخصصين امر قرار مي‌گيرد. دانش و آگاهي از قوانين بنيادي نشت به متخصصين اجازه مي‌دهد تا از بوجود آمدن مشکلات جدي در کنترل نشت جلوگيري کرده و بهترين نوع سيستم کنترل نشت را انتخاب نمايند. آگاهي از تاثير پارامترهاي زيادي که در نشت آب دخالت دارند مي‌تواند در رفع سريعتر مشکلات طراحي کمک شاياني بنمايد. در اين تحقيق جهت آناليز نشت پي و بدنه سدباغكل از نرم‌افزار SEEP/W استفاده شده است.
مقدمه:
يکي از مهمترين مسائل در سدهاي خاکي مسئله حرکت بطئي آب در بدنه سد و نيز معمولاً در شالوده آن ميباشد ]1[. اين حرکت بطئي که به نام زه‌آب ناميده ميشود، هم به لحاظ محاسبه مقدار تلفات آب که ممکن است درصد مهمي را تشکيل دهد و هم به لحاظ پايداري سد و هم به لحاظ محاسبه زير فشار، محاسبه ضخامت و طول زهکش‌ها، بررسي لزوم چاههاي کاهش فشار، بررسي لزوم تزريق، طرح ديواره آب‌بند و موارد ديگر حائز اهميت ميباشد ]2[.
تا قبل از سال 1965 بيش از 200 سد خاکي با شکست روبرو شده‌اند که بعضي از آنها تلفات جاني نيز داشته‌اند، بعضي از اين سدها حتي قبل از شروع به کار و بهره‌برداري شکسته شده و برخي پس از پر شدن مخزن و يا در زمانهاي بعد تخريب گرديده‌اند، بر طبق گزارشات واصله 25 درصد از اين خرابيها به علت وجود زه‌آب غير مجاز و شسته شدن خاک در اثر زه‌آب بوده است، بنابراين لازم است تا به منظور جلوگيري از خرابيهاي حاصل از زه‌آب مقدار کمي جريان زه در بدنه و شالوده سد خاکي به طور دقيق تعيين گرديده و به ميزان پيش‌بيني شده محدود گردد ]3[.
روشهاي متعددي براي محاسبه زه‌آب سدهاي خاکي وجود دارند که عبارتند از:
1- روش سنتي رسم شبکه جريان که از طريق تعداد بسيار زيادي آزمون و خطا انجام گرفته، وقت‌گير بوده و در نهايت نيز از دقت کمي برخوردار است ]2[.
2- روشهاي حل تحليلي مانند روش دوپويي، روش شافرناک، روش پاولوفسکي و روش گاساگرانده که معتبرترين آنها روش کاساگرانده بوده و همگي داراي تقريب بوده و از دقت خوبي در همه حالات برخوردار نمي‌باشند ]4[.
3- روشهاي آزمايشگاهي که از آن ميان ميتوان به مدل‌هاي شبيه‌سازي الکتريکي اشاره نمود ]5[.
4- روشهاي حل عددي که نياز به کامپيوتر با ظرفيت بالا داشته و دقت آنها در در مقالات بسياري به اثبات رسيده است ]6[.
منطقه اراك با توسعه روزافزون صنايع بزرگ ازقبيل پالايشگاه ،پتروشيمي ،نيروگاه،ماشين سازي وشهرك سازي صنعتي اهميت قابل توجهي برخوردار ميباشد.درحال حاضرتمامي اين صنايع آب مورد نياز خودرا ازمنابع آب زيرزميني دشت اراك وشازند تامين مينمايند استفاده صنايع ازمنابع آب زيرزميني منطقه باتوجه به محدوديت آن علاوه برتاثير منفي برپتانسيل منابع اب زيرزميني دررابطه با تامين آب مورد نياز آينده مشكلات عديده اي ايجاد خواهد .
همچنين استفاده ازسيستم چاهاي جاذب به منظور دفع فاضلاب شهري ونشست فاضلاب صنايع به سفره هاي آب زيرزميني سبب تغير تدريجي كيفيت اين منابع خواهد شد كه درآينده استفاده ازآنهارا بامشكل مواجه ميسازد.با انتقال آب مورد نياز ازحوضه هاي مجاور ميتوان ضمن تامين كمبود آب مورد نظر ،به بهينه سازي برداشت اب ازمنابع محدود زيرزميني كمك كرد .
به منظور تامين اهداف فوق مطالعات شناخت تامين و انتقال آب سرشاخه هاي دز به حوضه استان مركزي درسال 1372 آغاز شد .نتايج بررسي هاي نشان داد كه به لحاظ فني واقتصادي مناسب ترين منبع آب براي انتقال به حوضه استان مركزي درمحل تلاقي رودخانه هاي بزرگ وقلعه نو (محل سدمخزنيكمال صالح) ازسرشاخه هاي رود تيره ميباشد.
دراين راستا مطالعات مرحله اول طرح توسط مهندسين مشاور لار انجام ونتايج آن در18جلد گزارش تهيه وتدوين گرديد . مطالعت مرحله دوم ازنيمه دوم سال 1372آغاز وپيش بيني ميشود كه در پايان ديماه 1380پايان پذيرد.
زمان اجراي طرح :
براي احداث سد شش سال وخط انتقال 5سال پيش بيني گرديده است كه درصورت تخصيص بودجه مورد نياز ، عمليات اجرايي ازسال 1383 آغاز خواهد شد.
مشخصات پروژه:
پس از بررسي ژئوتکنيکي پي و تکيه‌گاهها، وضعيت توپوگرافي محل سد، مزيا و معايب فني و اقتصادي و با در نظر گرفتن حداکثر استفاده از مصالح طبيعي موجود و استفاده بهتر از امکانات اجرايي محلي، بهترين گزينه، سد خاکي با هسته رسي شناخته شده است ]7[. شکل (1) و (2) بترتيب جانمايي سد و مقطع تيپ سد را به همراه مشخصات و ضرايب نفوذپذيري نشان مي‌دهد.
شکل 1: پلان و توپوگرافي سد خاکي كمال صالح
No Flow zone (q=0)
پايين‌دست سد h=40 m
بالادست سد h=63 m
Kx= 4*10-8 (m/s)
Ky= 4*10-9 (m/s)
Kx=Ky= 1.3*10-7 (m/s)
Kx=Ky= 4*10-7 (m/s)
Kx=Ky= 1.3*10-7 (m/s)
L=160 m
Kx= 2*10-8 (m/s)
Ky= 4*10-9 (m/s)
Kx= 1.34*10-4, Ky= 2.7*10-5 (m/s)
Kx= 1.34*10-4, Ky= 2.7*10-5 (m/s)
h=25 m
l=15m
h=20 m
h=6 m
h=3 m
h=7m
h=2 m
شکل 2: مقطع عرضي سد خاکيكمال صالح به همراه ضرايب نفوذپذيري لايه‌هاي مختلف خاک
بدليل پيچيده بودن روشهاي تحليلي حل مسائل نشت و عدم دقت آن، تنها راه عملي روشهاي عددي عددي ميباشد. در ميان اين روشها، روش اجزاي محدود بدليل سازگار شدن با شرايط مساله راه حل مناسبي بوده که در مدل کردن سد خاکي باغكل از اين روش استفاده شده است. معادله اصلي نشت را در شکل سه‌بعدي ميتوان بصورت زير نوشت (معادله لاپلاس) ]8[:
(1)
معادله (1) شكل كلي معادله لاپلاس را در مورد جريان آب در يك محيط متخلخل و در حالت پايدار نشان مي‌دهد. چنانچه محيط همروند باشد Kx=Ky=Kz، بنابراين معادله لاپلاس در چنين محيطي بصورت زير خلاصه ميشود ]8[:
(2)
با تقسيم ناحيه پيوسته جريان به اجزاي کوچکتر، حل مساله محدود به بدست آوردن مقدار h در گره‌هايي ميشود که از بهم پيوستن اجزاي کوچکتر حاصل شده‌اند. بطور کلي براي رسيدن به مقادير h در گره‌هاي اجزاي کوچکتر (المان) گامهاي زير طي ميشود ]9[:
الف) شبکه‌بندي نواحي متفاوت جريان به المان‌هاي کوچکتر
ب) بدست آوردن معادلات
ج) تشکيل ماتريس ضرايب
د) حل دستگاه معادلات
پس از محاسبه مقادير گره‌اي h، خطوط هم‌پتانسيل و جريان بدست آمده و از آنجا ميتوان دبي نشت را محاسبه کرد ]9[. در تحليل نشت مساله مزبور تمامي مراحل توسط برنامه SEEP/W انجام شده است. اين نرم‌افزار هدايت هيدروليكي و رطوبت خاك را به صورت تابعي از فشار آب حفره‌اي به صورت توابع پيوسته مدل مي‌نمايد، در حالي كه نرم افزارهاي ديگر از فرضيات غير واقعي استفاده كرده و اين پارامتر را به صورت پله‌اي مدل مينمايند كه اين به ايجاد خطا در محاسبات مي‌انجامد. دامنه اين تحليل علاوه بر خاكهاي اشباع خاكهاي غير اشباع را نيز در بر مي‌گيرد. اين موضوع تفاوت مهم اين نرم‌افزار با نرم‌افزارهاي ديگر مهندسي خاك است. به کمک شرايط مرزي ميتوان به حل نهايي مساله دست يافت، که اين شرايط بصورت زير اعمال شده است ]10[.
کليه شرايط بر روي گره‌ها اعمال شده، بطوريکه گره‌هاي قرار گرفته در سطوح مخزن داراي بار کل ثابت برابر ارتفاع نرمال مخزن (63 متر) و بار کل گره‌هاي قرار گرفته به سطوح پاشنه پايين‌دست، برابر با بار ثقلي هر گره (ارتفاع گره از سطح دريا) ميباشد. در تکيه‌گاههاي جانبي و بسترنفوذناپذير کف پي، بعلت عدم تبادل جريان، دبي جريان برابر با صفر در نظر گرفته شده است. بدنبال تعيين شرايط مرزي و حل دستگاه معادلات، مقادير گره‌اي h بدست مي‌آيد. با محاسبه h در گره‌ها ميتوان خطوط هم‌پتانسيل و جريان را ترسيم کرد، که در اشکال نشان داده شده است.
مدل‌هاي مورد بررسي:
در اين مقاله مدل‌هاي مختلفي از سد فرنق مدل شده و آبگذري در آن بدست آمده است. در ابتدا براي بررسي تاثير المان‌بندي بر روي نتايج، سد فرنق به سه صورت درشت، متوسط و زير المان‌بندي شد، شکل (3). بر اساس نتايج بدست آمده و همانطور که در جدول (1) نشان داده شده است با ريزتر شدن المان‌ها زه عبوري از بدنه، پي و کل زه عبوري از بدنه و پي سد کاهش مي‌يابد و از 3770 مترمکعب در روز به 3479 مي‌رسد. اما از يک حد به بعد با کوچکتر شدن المان‌ها، تاثيري در نتايج مشاهده نمي‌شود. بنابراين با کوچکتر شدن المان‌ها، نتايج دقيقتر و واقعي‌تر بدست مي‌آيند. در شکل (4) نيز خطوط هم‌فشار و هم‌پتانسيل نشان داده شده‌اند، همانطور که ملاحظه ميشود از بالادست به سمت پايين‌دست فشار کاهش مي‌يابد و از 63 متر در بالادست به 40 متر در پايين‌دست مي‌رسد.
براي بررسي تاثير پرده آب‌بند در کاهش نشت در اين مقاله از پرده آب‌بند به ضخامت 6/0 متر و ضريب نفوذپذيري k=1*10-9 (m/s) و با طول‌هاي 4، 7 و 14 متر استفاده شده است، شکل (5). در ساخت مدلها سعي بر اين بوده است که براي رسيدن به جوابهاي دقيقتر از المان‌بندي ريز استفاده شود.همانطور که در جدول (2) نشان داده شده است، نشت کل از بدنه و پي هنگامي که از هيچگونه تمهيدات آب‌بندي استفاده نشود برابر 3770 متر مکعب در روز است، اگر از پرده آب‌بند به طول 4 متر (لايه اول) استفاده شود اين مقدار به 2679 متر مکعب در روز کاهش پيدا مي‌کند. اگر اين پرده آب‌بند کل طول ناحيه آبرفتي را در بر گيرد (7 متر) ميزان نشت به 105 متر مکعب در روز کاهش مي‌يابد و اگر پرده آب‌بند تا انتهاي لايه سوم ادامه پيدا کند و به 14 متر برسد، ميزان نشت باز هم کاهش پيدا کزده و به 31 متر مکعب در روز مي‌رسد. ولي اين مقدار کاهش در نشت در مقابل افزايش طول پرده آب‌بند ار لحاظ اقتصادي قابل توجيه نمي‌باشد، زيرا با دو برابر شدن طول پرده آب‌بند، ميزان نشت به اندازه 74 متر مکعب در روز کاهش يافته است.
مقاوم سازي عبارتست از مجموعه اقداماتي كه سبب افزايش سختي و تقويت عنصر در برابر نيروهاي وارد به سازه ميگردد.
تعريف بهسازي:
مجموعه راهكارها و تمهيداتي است كه بتوان رفتار عضو يا سازه را در برابر نيروهاي جانبي ناشي از زلزله بدون نياز به تقويت مستقيم اعضا بهبود بخشيد.
هدف از بهسازي و مقاوم سازي:
هدف بهسازي عبارت از انتخاب سطوح عملكرد مورد انتظار تحت اثر زلزله‌هاي با سطح خطر معين ميباشد.
از نظر كلي به شش دسته زير تقسيم‌بندي ميشوند:
دسته اول: بهسازي و مقاوم سازي مبنا
در اين حالت تحت اثر زلزله سطح خطر –I سطح عملكرد ايمني جانبي C-3 بايد براي ساكنين ساختمان تأمين گردد.
دسته دوم: بهسازي و مقاوم سازي مطلوب:
در اين سطح از بهسازي و مقاوم سازي انتظار ميرود كه ابتدا هدف بهسازي تأمين گردد و دوم ساختمان تحت اثر زلزله سطح خطر II در سطح عملكرد آستانه فرو ريزش (E-S) قرار گيرد.
دسته سوم: بهسازي و مقاوم سازي ويژه:
در اين سطح سازه مقاوم شده نسبت به بهسازي مطلوب از تراز عملكرد بيشتري تحت همان سطوح خطر زلزله قرار گيرد.
دسته چهارم: بهسازي و مقاوم سازي محدود:
در صورتيكه به دليل محدوديت‌هاي اقتصادي و مالي امكان بهسازي مبنا ميسر نباشد ممكن است بهسازي در سطح عملكرد پايين‌تري در نظر گرفته شود.
دسته پنجم: بهسازي و مقاوم سازي موضعي:
چنانچه به دلايل اجرائي و يا مالي امكان بهسازي تمام سازه ميسر نباشد عمليات بهسازي ممكن است در چند قسمت انجام شود. و در اينصورت در هر مرحله نبايد خللي در تراز عملكرد سازه يا ادامه عمليات ايجاد شود.
دسته ششم: عدم بهسازي و يا مقاوم سازي:
برآورده نمودن ضوابط آئين نامه 2800 و يا عدم صرفه اقتصادي مي‌تواند بر عدم بهسازي و يا مقاوم سازي ساختمان دلالت داشته باشد.
راهكارهاي مقاوم سازي لرزه‌اي:
راههاي زير را ميتوان به صورت منفرد يا در تركيب با يكديگر براي بهسازي و مقاوم سازي در سازه به كار بست.
1- تأمين پايداري لازم براي مجموعه سازه
2- تغيير كاربري سازه
3- استخدام سيستمهاي غيرفعال اتلاف انرژي
4- كاهش جرم سازه
5- به كارگيري سيستمهاي جداسازي لرزه‌اي
6- تأمين سختي جانبي لازم براي كل سازه
7- اصلاح اجزايي از سازه كه عملكرد مناسبي در برابر زلزله ندارند
8- حذف و يا كاهش بي‌نظمي در ساختمان
بهسازي در سازه‌ها بايد به گونه‌اي صورت گيرد كه در صورت ايجاد خرابي در بخشي از اعضا سازه تخريب گسترش نيابد به طوري كه با تخريب يك يا چند عضو كل سازه ناپايدار نشود.
شرح موارد فوق:
1- هنگامي كه سازه داراي ضعف فراگير است به طوري كه در اكثر اعضاي آن نسبت تقاضا به ظرفيت و تغيير شكلهاي غيرخطي بزرگ باشد به جاست كه براي كل مجموعه ساختمان، سيستم باربري جانبي با ظرفيت كافي ايجاد شود.
براي اين منظور ميتوان قابهاي مهاربندي شده، قابهاي نقشي يا ديواره‌هاي برشي به سازه مذكور اضافه نمود.
در چنين شرايطي اندر كنش سازه موجود و سيستم باربر جانبي جديد بايد مورد توجه قرار گيرد.
چنانچه قاب مهاربندي شده يا ديوار برشي داراي سختي زيادي باشد ممكن است بخش قابل توجهي از بارهاي جانبي را به خود معطوف كند.
آگر افزايش ظرفيت با اضافه كردن قاب خمشي ايجاد شود به دليل نرمي قاب اندر كنش سازه موجود و قاب خمشي موجب توزيع بار بين هر دو سيستم ميگردد.
ح) تغيير كاربري سازه يكي ديگر از روشهاي بهسازي است.
چنانچه امكان بهسازي يك ساختمان براي سطح عملكرد مورد نياز ميسر نباشد يا هزينه آن قابل توجه نباشد با تغيير كاربري ميتوان سطح عملكرد مورد نياز را پايين آورد و نياز به بهسازي را حذف و يا به حداقل رساند.
3) استخدام و به كارگيري سيستمهاي جذب انرژي براي كنترل و كاهش تغيير شكل ساختمان يكي از روشهاي بهسازي است. در مجموعه هايي كه داراي سختي جانبي كافي نيستند با تعبيه اجزاء جذب انرژي در سازه ميتوان تغيير شكلهاي ساختمان را محدود كرد.
براي اين منظور اجزا خاص طراحي شده اند كه با ايجاد اصطكاك و يا تغيير شكل چيزي يا استفاده از ويسكوزيته سيالات بخشي از انرژي سازه را جذب ميكنند بدين ترتيب تغيير شكلهاي سازه محدود ميشود.
4- در سازه هايي که داراي ضعف کلي از نظر سختي جانبي يا ظرفيت باربري مي‌باشند يکي از راهکارهاي مفيد براي بهسازي کاهش جرم ساختماني است.
با کاش جرم ميتوان ميزان تغيير شکلها و نيروهاي داخلي ناشي از زلزله را در اعضا تقليل داد.
براي اين منظور ميتوان با تخريب طبقات فوقاني تغيير نماي سازه، تغيير مشخصات ديوارهاي داخلي يا انتقال تجهيزات و انبارهاي سنگين به نقاط ديگر جرم سازه را کاهش داد.
5) به کارگيري سيستمهاي جدا سازي لرزه‌اي راهکار مناسبي براي کاهش اثرات زمين لرزه بر روي سازه ميباشد.
هنگامي که حفاظت از تجهيزات مهم و اجزا غير سازه‌اي مدنظر باشد با استفاده از روشهاي جداسازي لرزه‌اي ميتوان انتقال انرژي موجود در حرکات ارتعاشي زمين را به ساختمان محدود نمود.
جهت اين منظور تکيه گاههاي مناسب با شکل پذيري بسيار زياد در ساختمان تعبيه ميشود.
هنگام وقوع زلزله تغيير شکلهاي ساختمان در تکيه گاهها که قابليت شکل پذيري زيادي دارند متمرکز شده و سازه مانند جسم صلب با تغيير شکلهاي کوچک ارتعاش مي‌کند.
اين روش براي مقاوم سازي ويژه ساختمانها مناسب ميباشد.
روش جداسازي براي ساختمانهاي کوتاه و نسبتاً صلب مؤثر ميباشد و براي ساختمانهاي بلند و نرم کارايي ندارد.
6) چنانچه مشخص شود که ضعف ساختمان در کمبود سختي جانبي آن و در نتيجه تغيير مکانهاي زياد ميباشد ميتوان با افزايش مهاربندي‌ها يا ديوارهاي برشي، سختي جانبي را براي سازه فراهم کرد.
7) زماني که تعدادي از اعضاي سازه داراي ظرفيت کافي براي حمل نيروها يا تحمل تغيير شکلها نيستند ميتوان به صورت موضعي نسبت به تقويت اعضا و اتصالات آنها به سازه اقدام نمود به نحوي که ظرفيت کافي براي حمل نيروها و تحمل تغيير شکلها در اين اعضا ايجاد گردد.
8) حذف يا کاهش بي نظمي در سازه مي‌تواند يک راه مناسب براي بهسازي سازه هايي باشد که به دليل بي نظمي فاقد سطح عملکرد مطلوب ميباشد.
براي اين منظور لازم است نتايج تحليل مدل سازه مورد بررسي قرار گيرد و با توجه به ميزان تغيير شکلها، نسبت تقاضا به ظرفيت، توزيع تغيير شکلهاي غيرخطي و بي نظمي سازه‌ها از نظر توزيع سختي، جرم و ظرفيت اعضا مشخص ميشود.
نامنظمي در سازه معمولاً به دليل عدم پيوستگي در اجزا باربر جانبي بوجود مي‌آيد.
در چنين شرايطي با ايجاد تغييراتي در سيستم باربري جانبي ممکن است بتوان از نامنظمي سازه کاست.
در ساختمانهايی که داراي طبقه نرم هستند ميتوان با اضافه نمودن مهاربندي ها، سختي جانبي را متناسب با طبقات ديگر افزايش داد.
در مورد بي نظمي‌هاي پيچشي نيز ميتوان با اضافه کردن عناصر باربر جانبي فاصله مرکز جرم و سختي را کاهش داد.
ايجاد درز جدايي در سازه نامنظم و تبديل آن به دو يا چند ساختمان کوچکتر اما منظم يکي ديگر از روشهاي بهسازي است.
مقاوم سازي پي ها
مقاوم سازي سازه‌هاي موجود و عملکرد لرزه‌اي آنها بدون توجه به پي‌ها و مخاطرات ژئوتکنيکي محتمل امکانپذير نمي باشد.
غالباً پي‌ها در ساختارهايي که پتانسيل جابجايي زمين در اثر گسلش، زمين لغزشي يا روانگرايي وجود ندارد، عملکرد خوبي دارند.
از سويي ديگر معمولاً مقاوم سازي در تراز شالوده بدليل محدوديت فضاي کاري ناشي از وجود ساختمان بسيار پرهزينه ميباشد.
از اين رو تقبل هزينه‌هاي گزاف و سنگين مقاوم سازي آن با توجه به نقش آن در پاسخ لرزه‌اي کل سازه بايد بدقت مورد ارزيابي قرار گيرد.
مخاطرات ساختگاهي
خطرات ساختماني شامل گسلش، روانگرايي، نشست ناهمگوني و زمين لرزه ميباشد.
کاهش مخاطرات ساختگاهي:
در برخي شرايط امکان بهبود عملکرد لرزه‌اي ساختگاه و سازه با هزينه‌هاي معقول وجود دارد و در برخي حالات ديگر کاهش خطرات ممکن است از نظر اقتصادي توجيه پذير نباشد.
گسلش:
حرکات بزرگ توسط گسلها غالباً از نظر اقتصادي قابل کنترل نخواهد بود.
اگر با توجه به سطح لرزه‌اي مورد نظر ميزان حرکت افقي و قائم گسل براي هر يک از اجزاي سازه، شامل خرد سازه و شالوده آن قابل قبول نباشد اجزاي مذکور بايد تا حد مقاومت لرزه‌اي مورد نياز سخت و مقاوم گردند.
روانگرايي:
راه حل اول ـ تقويت سازه
راه حل دوم ـ تقويت پي
راه حل سوم ـ بهسازي خاک
نشست ناهمگون:
تکنيک بهسازي خاک مانند آنچه ياد شد مي‌تواند براي کاهش خطر نشست ناهمگون که از تراکم خاکهاي سست نتيجه ميشود مورد استفاده قرار گيرد.
زمين لغزه:
به طور کلي روشهاي پايدار سازي شيبها را ميتوان در چهار گروه زير تقسيم بندي نمود.
ـ تغيير هندسه شيب به منظور کاهش نيروهاي محرک و يا افزايش نيروهاي مقاوم
ـ کنترل آبهاي سطحي جهت کاهش نيروهاي تراوشي
ـ کنترل تراوش جهت کاهش نيروهاي محرک
ـ تقويت شيب جهت افزايش نيروهاي مقاوم.
روشهاي بهسازي و مقاوم سازي پي ها
پي سطحي
افزايش سطح پي
در اين حالت پي با سطح افزايش يافته بايد ظرفيت کافي براي انتقال برش و لنگر در سطح تماس بين قسمتهاي قديم و جديد را داشته باشد.
روش زير دوخت
عبارت است از برداشتن خاک نامناسب زير پي و جايگزين فوري آن با بتن در گامهاي زماني و مکاني کوتاه بنحويکه پايداري سازه به خطر نيفتد. اينکار براي افزايش سطح پي و نيز انتقال بار به لايه‌هاي باربر در اعماق پايين تر استفاده ميگردد.
شمع‌ها و ميکرو پايل‌هاي کششي
با سوراخ کردن خاک زير پي و تثبيت مهارهاي درون آن بوسيله پر کردن حفره از بتن يا گروت ميتوان مقاومت پي را تا حد لزوم افزايش داد.
افزايش عمق موثر پي
در اين روش براي افزايش مقاومت برشي و خمشي، بتن جديد توسط آرماتور دوخت کافي به بتن قديم متصل ميگردد و اگر لازم باشد آرماتور افقي نيز جهت مقاله با خمش در بتن جديد استفاده ميگردد. اين روش هم براي پي‌هاي تکي و هم پي‌هاي گسترده قابل اجرا است.
تغيير سازه ساختمان
با کاهش جرم يا تعداد طبقات مقدار بارهاي وارده به پي کاهش مي‌يابد، يا ميتوان از ديوار برشي يا مهاربندي جديد براي کاهش نيرو يا تغيير مکان پي‌هاي موجود نيز استفاده نمود.
اضافه نمودن پي‌هاي نواري جديد
با اضافه نمودن پي‌هاي نواري جديد بين پي‌هاي تکي اجرا شده و اتصال آنها به يکديگر، بارهاي جانبي بين پي‌هاي مختلف توزيع ميگردد.
ارتقاء کيفيت خاک موجود
اين روش شامل روتينگ خاک موجود براي بهبود آن ميباشد.
پي‌هاي عميق
تقويت پي‌هاي عميق مي‌تواند توسط يکي از صورتهاي زير انجام گيرد:
تعبيه شمع‌ها يا چاهک جديد
افزايش عمق موثر سر شمع
ارتقاء کيفيت خاک مجاور سر شمع موجود
افزايش سطح مربوط به فشار مقاوم در سر شمع
تغيير سيستم باربر ساختمان براي کاهش پاسخ لرزه اي
ساخت شمع‌ها يا چاهکهاي مايل جديد
افزايش ظرفيت کششي شمع يا چاهک
مقاوم سازي سازه‌هاي فولادي
محدوده کاربرد
دستورالعمل بهسازي و مقاوم سازي در اين فصل هم براي اجزاء فولادي ساختمان موجود و هم براي اجزاي فولادي تقويت شده با اضافه شده به سيستم سازه‌اي کاربرد دارد.
مشخصات مصالح
براي ارزيابي ظرفيت اعضاء و اتصالات فولادي موجود، حداقل اطلاعات زير مورد نياز خواهد بود:
1- تنش حد تسليم، تنش حد نهايي و ضريب ارتجاعي مصالح مبنا
2- تنش حد تسليم، تنش حد نهايي مصالح اجزاي اتصال
3- قابليت جوش پذيري مصالح مبنا و اجزاي اتصال و نيز تغيير شکل نسبي نهايي (از رو منحنی تنش ـ کرنش) مصالح با تعيين کربن معادل مصالح مبنا.
مشخصات مصالح بايد با نمونه برداري از مصالح در نواحي کم تنش انجام گيرد. براي آزمايش پيچ يا پرچ بايد پيچ مناسبي را قبلاً جايگزين نمود و نمونه برداري از يک اتصال جوش بايد با مرمت آن اتصال همراه باشد.
مشخصات کرانه پائين مصالح (Lower Bound Material Properties)
همان مشخصات محاسباتي تعيين شده براي مصالح در دفترچه محاسبات و نقشه‌هاي اجرائي خواهد بود و در صورت عدم اطلاعات فني، برابر متوسط مقادير حاصله از نتايج آزمايش منهاي يک انحراف معيار مقادير حاصل از آزمايش ميباشد.
مشخصات مورد انتظار مصالح (Expected Material Properties)
مشخصات مورد انتظار مصالح يا مشخصات اسمي مصالح براساس متوسط مقادير حاصل از آزمايشها است. يا ميتوان آنرا برابر 1/1 مشخصات کرانه پائين مصالح در نظر گرفت.
مشخصات کرانه پائين مصالح * 1/1 = مشخصات مورد انتظار مصالح در اجزاء فولادي
ـ در محاسبه ظرفيت اجزاء کنترل شونده توسط تغيير شکل، بايد از مشخصات مورد انتظار مصالح استفاده نمود.
علم مربوط به مطالعه و بحث و تحقيق درباره خاصيت خميري اجسام (پلاستيسيته) را ميتوان بدو قسمت متمايز از يكديگر بترتيب زير تقسيم كرد:
حالتي كه كرنشهاي خميري در حدود يا نزديك كرنشهاي ارتجاعي ميباشد و بهمين علت ميگويند كه جسم در حالت ارتجاعي خميري يا الاستوپلاستيك قرار دارد.
حالتي كرنشهاي خميري با مقايسه كرنشهاي ارتجاعي خيلي بزرگ بوده و در نتيجه ميتوان از گرنشهاي ارتجاعي در مقابل كرنشهاي خميري صرفنظر كرد.
حالت اول بيشتر براي مهندسين محاسب و طراح در انجام محاسبات ساختمانهاي فلزي و سازه‌ها، موشكها، ماشنيها، دستگاههاي مكانيكي و نظاير آنها بكار ميرود و بحث و تجزيه و تحليل مسائل مربوط بحالت ارتجاعي خميري بدون استفاده از كامپيوتر امكان‌پذير نيست و از سالهاي 1960 ببعد شروع به حل اين مسائل با استفاده از كامپيوتر گرديد.
حالت دوم بطور كلي براي مهندسين توليد جهت طرح ماشينها و دستگاههاي نورد، كشيدن سيمها و حديده‌كاري، چكش‌كاري، تزريق فلزات، فرم دادن قطعات و ايجاد تغيير شكل دائمي در آنها قابل استفاده است.
تاريخ علم حالت خميري از سال 1864 كه ترسكا (TRESCA) نتایج کارهای خودش را درباره سنبه زنی و حديده كاري و تزريق منتشر كرد شروع ميشود. او در اين موقع با آزمايشهائي كه انجام داد مبناي تسليم را بوسيلة فرمول نشان داد. چند سال بعد با استفاده از نتايج ترسكا، سنت و نانت (SAINT-VENANT) ولوي (LEVY)پايه‌هاي تئوري جديد حالت خميري را بيان كردند. براي 75 سال بعدي پيشرفت خيلي كند و ناهموار بود، گر چه كمك مهمي توسط فن ميسز و هنکي (HENCKY) ، پراند تل (PRANDTL )و سايرين شد، تقريباً فقط از سال 1945 بود كه نظرية يك شكلي پديدار گشت. از آن موقع كوششهاي متمركزي بوسيله بسياري از پژوهندگان انجام گرفت كه با سرعت زيادي به پيش ميرود. خلاصة تاريخچة پژوهشگران بوسيلة هيل (HILL) و وسترگارد (WESTERGAARD) بنحو شايسته‌اي بيان شده است.
نظريه‌هاي خميري به دو دسته تقسيم ميشوند: نظريه‌هاي فيزيكي و نظريه‌هاي رياضي. نظريه‌هاي فيزيكي در پي آنستكه علت جاري شدن خميري فلزات را در يابد. وقتيكه مصالح از نقطة نظر ميكروسكپي ديده شود، كوشش اين است كه معلوم گردد برسراتمها- كريستالها و دانه‌هاي مصالحي كه در حالت جريان خميري ميباشد چه مي‌آيد. نظريه‌هاي رياضي از طرف ديگردر طبيعت بصورت حادثة منطقي به موضوع توجه كرده سعي ميكند كه آنرا فرمول بندي نموده و در حالت بزرگ و مرئي بشكل قابل استفاده در آورد بدون اينكه بطور عميق به مبناهاي فيزيكي توجه داشته باشد. اميد احتمالي البته اين است كه بالاخره ايندو نظريه يكي شده و حالت و وضع مصالح را در حالت خميري تعيين نموده و مبنائي براي استفاده هر عملي به مهندسين بدهد. در اين بخش بيشتر روي فرضيه‌هاي رياضي اقدام شده است طوريكه اين فرضيه‌ها از نوع فيزيكي كاملاً متمايز است. فرضيه‌هاي فيزيكي توسط فيزيكدانها مخصوص فيزيكدانهاي حالت جامد مورد بحث و مطالعه واقع ميشود.
بحث دربارة حالت جريان خميري در فلزات بصورت زير از طريق درك مستقيم انجام ميشود: هرگاه نواري از فولاد در نظر گرفته شود كه يك طرف آن درگيره‌اي ثابت شده و بطرف ديگرش نيروي خمشي وارد آيد، طرف آزاد خم ميگردد. اگر مقدار نيروي وارده زياد نباشد وقتي نيرو برداشته شود انتهاي آزاد نوار بحالت اوليه برگشت خواهد يافت طوريكه هيچگونه تغيير شكل محسوس در نوار باقي نمي‌ماند. هرگاه نيروي وارد به انتهاي آزاد بزرگ باشد پس از برداشت نيرو ديگر جسم بحالت اول بر نمي‌گردد ومقداري از تغيير شكل در آن بطور دائم خواهد ماند و گفته ميشود كه تغيير شكل خميري در جسم ايجاد گرديده است. منظور ما اين نيست كه معلوم كنيم چرا تغيير شكل خميري در جسم توليد شده است بلكه مي‌خواهيم تعيين كنيم كه از نظر عوامل وارد بجسم مانند تنشها- كرنشها- و بارها چه پديده‌هائي در جسم بوجود آمده است.
بطور خلاصه، حالت خميري عبارتست از خاصيت اجسام سخت وقتي كه تحت اثر بارهاي خارجي تغيير شكل دائمي در آنها ايجاد شود، حالت ارتجاعي يا الاستيسيته عبارتست از خاصيت جسم سخت كه تغيير شكل حاصله در آنها با برداشتن بار از بين رفته و بشكل اول برگشت پيدا كند. در حقيقت تعريف اجسام ارتجاعي كاملاً تصوري ميباشد زيرا اجسام طبيعي پس از برداشت نيروهاي وارده كم و پيش مقداري از تغيير شكل را در خود نگه‌ميدارد و لو ميزان نيروي موثر آنها كم باشد.
براي چنين اجسام ارتجاعي مقدار تغيير شكل توليد شده بقدري كم است كه در اثر بارهاي كوچك قابل اندازه‌گيري نيست. بنابراين نظرية پلاستيسيته در حالاتي بكار برده ميشود كه بارهاي وارد جسم بمقداري باشد كه تغيير شكلهاي دائمي حاصله در جسم قابل اندازه‌گيري باشد.
نظرية حالت خميري اجسام را ميتوان به دو قسمت تقسيم كرد. در يك قسمت عمليات تغيير فرم دادن فلزات مانند چكش‌كاري- حديده‌كاري- تزريق- نورد‌كاري و غيره بررسي ميشود كه در آنها تغيير شكلهاي خميري (پلاستيكي) به مقدار زياد مشاهده ميشود.براي اين نوع مسائل ميتوان از كرنشهاي ارتجاعي صرفنظر كرد و فلز را ميتوان خميري كامل فرض نمود. در قسمت ديگر دسته‌اي از مسائل قرار مي‌گيرد كه مقدار كرنشهاي خميري در مقابل كرنشهاي ارتجاعي كوچك است اين قسمت يا نوع دوم از كرنشها براي طراحان ماشينها و محاسبان سازه‌ها در درجه اول اهميت است. با توجه فراواني كه اخيراً روي تقليل وزن هواپيما- موشكها- كشتي‌هاي فضائي و نظاير آنها بكار ميرود ديگر طراحان اين دستگاهها نمي‌توانند ضرائب اطمينان را در سطح بالا در نظر بگيرند و ميبايد كه حداكثر نسبت بار به وزن را در محاسبات بدست آورند. اين نوع محاسبه مطمئناً در ناحية پلاستيك انجام خواهد شد. حتي در موارد استعمال سادة صنعتي رقابت شديدي روي كاربرد مصالح و بازده بالاتر وجود دارد.
1-2- آزمايشهاي مبنائي
در اين بخش نتايج بعضي آزمايشهاي مبنا روي فلزات نشان داده شده است منحني تنش- كرنش در مورد كشش كه اساس تئوري پلاستيسيته ميباشد بطور تفصيل آمده است. اثر بارگزاري معكوس- نرخ كرنش، دما و فشار هيدرواستاتيك بطور خلاصه بحث شده است. منحني‌هاي تصويري تنش- كرنش و نمونه‌هاي متعدي از مصالح و عمل آنها در آزمايشها شرح داده شده است.
1-2-1- آزمايش كشش
ساده ترين و عمومي ترين آزمايشها كه مهمترين آنها نيز ميباشد، آزمايش كشش ساده است. يك نمونة استوانه‌اي شكل كه در شكل 1-1 نشان داده شده است در داخل ماشين قرار داده ميشود، بار بتدريج اضافه ميشود، تغييرات ميزان بار وارده در مقابل تغيير طول علامت گزارش شده روي نمونه و كم شدن قطر آن يادداشت ميشود. نوع عمومي نمودار تنش در مقابل كرنش در شكل 2-1 نشان داده شده است.
تنش اسمي كه عبارت از بار وارده بر سطح مقطع اولية نمونه است در مقابل كرنش قراردادي كه همان كرنش مهندسي ناميده ميشود رسم شده است. كرنش مهندسي (قراردادي) عبارتست از مقدار اضافه طول تقسيم بر طول اوليه علامت گزاري شده در روي نمونه تنش اسمي را ميتوان بوسيلة رابطة زير نشان داد.
و كرنش مهندسي (قراردادي) توسط رابطة زير نشان داده ميشود:
(2-1)
در شروع ملاحظه ميشود كه رابطة بين تنش و كرنش خطي است. اين قسمت خطي تا نقطة A ادامه مي‌يابد كه به حد تناسب معروف است. در اين ناحيه است كه تئوري خطي ارتجاعي با استفاده قانون هوك معتبر است.
شکل 1-1- نمونه کششی
با زياد كردن تنش مقدار كرنش نيز اضافه ميشود ولي اين اضافه كرنش ديگر تابع خطي تنش نيست ولي هنوز جسم داراي خاصيت ارتجاعي ميباشد يعني بازاي برداشتن بار نمونه بوضع اوليه‌اش برگشت پيدا ميكند.
با زياد كردن تنش مقدار كرنش نيز اضافه ميشود ولي اين اضافه كرنش ديگر تابع خطي تنش نيست ولي هنوز جسم داراي خاصيت ارتجاعي ميباشد يعني بازاي برداشتن بار نمونه بوضع اوليه‌اش برگشت پيدا ميكند.
شکل 2-1- نمودار تنش اسمی – کرنش مهندسی
اين حالت تا نقطه B ادامه دارد كه به حد ارتجاعي معروف است و گفته ميشود كه نقطه تسليم رسيده است. در خيلي از مصالح فاصله بين نقاط A وB كم است. براي منظورهاي ما اين دو نقطه یکي فرض ميشوند. ضمناً تعيين محل نقطه‌هاي AوB تا ميزان زيادي بستگي به دقت و حساسيت دستگاههاي اندازه‌گيري دارند. در مورد بعضي از مصالح صنعتي براي تعيين نقطه تسليم با آن چنان اشكالي برخورد ميشود كه اجباراً نقطه‌اي را با ميزان كرنش معلوم براي تسليم انتخاب ميكنند، بعنوان مثال نقطه‌اي را كه داراي 2/0% درصد كرنش است ميتوان انتخاب نمود، تنش چنين نقطه‌اي را تنش تسليم فرعي و يا تنش تسليم كرنشي مي‌نامند. پس از نقطة حد ارتجاعي در جسم تغيير شكل دائمي بوجود مي‌آيد كه به تغيير شكلهاي خميري معروف هستند. كرنشهاي حاصله در اجسام در حد ارتجاعي بين (001/0 تا 1/0) در صد مي‌باشند. وقتي كه بار از حد ارتجاعی بگذرد كرنشها با نرخ زيادتري اضافه ميشوند. البته تا موقعيكه بار اضافه نشود كرنش اضافه نخواهد شد. اين حالت را در جسم سختي كار يا سختي كرنش مي‌نامند.
مقدار تنش لازم براي اينكه كرنش خميري بيشتري در جسم ايجاد شود تنش جريان مي نامند. وقتي آزمايش ادامه پيدا كند منحني بنقطة C كه در آن بارماكزيم مقدار خود را دارد مي‌رسد، اين نقطه كه به نقطة حداكثر بار يا نقطه عدم تعادل معروف است نمونه به حالت ميان باريك در مي‌آيد و سپس در نقطه D ميشكند. پس از نقطه C يك حالت تنش سه محوري وجود دارد. نقطه C نشان دهندة حد قسمتي از محني است كه قابل استفاده از نظر تئوري – پلاستيسيته در آزمايش كشش است. مقدار تنش در نقطه C به مقاومت كششي و يا حد تنش معروف است. هرگاه در هر نقطه‌اي بين حد ارتجاعي B و بارماكزيم C بار وارده برداشته شود منحني باربرداري موازي با خط نشان دهندة حالت ارتجاعي مانند B¢C¢ بدست مي‌آيد، بنابراين مقداري از كرنش در جسم مانده و مقداري برگشت داده ميشود كه اين مقدار اخير كرنش ارتجاعي در تغيير شكل كلي ناميده مي گردد. ملاحظه ميشود كه كرنش كلي جسم را ميتوان مجموعة دو قسمت كرنش ارتجاعي و كرنش خميري (پلاستيكي) در نظر گرفت، يعني:
(3-1)
اگر مجدداً با روي جسم گزارده شود منحني B¢C¢ با تغيير كوچكي مجدداً ترسيم ميشود. در واقع حلقة كوچك پس ماند كرنشي تشكيل ميشود كه قابل اغماض است. جريان خميري تقريباً تا نقطه B¢ شروع نمي‌شود. اگر بارگزاري ادامه يابد منحني B¢C ادامه پيدا ميكند و چنان ادامه خواهد داشت كه اصلا برداشتن بار اتفاق نيفتاده است. در اينصورت نقطة B¢ عبارت خواهد بود از نقطه تسليم جديد براي جسمي كه در آن سختي كرنشي بوجود آمده است.
بعضي از مصالح مانند فولاد نرمي كه آب گرفته شده است درموقع آزمايش كشش ساده پس از رسيدن به نقطه تسليم بالائيB يك دفعه به نقطة پائين تري نزول پيدا ميكنند و اين حالت توسط نقطه چين روي شكل 2-1 نشان داده شده است. نمونه در اين موقع با باري تقريباً ثابت اضافه طول پيدا ميكند طوريكه اين كرنش تقريباً ده برابر كرنش نقطهB است و سپس کار سختي شروع ميشود. ميزان تنش در قسمت پائين كه خط مستقيم تسليم را نشان مي‌دهد به تنش تسليم پائيني معروف است و حالتي از جسم را نشان مي‌دهد كه بعلت اوضاع غير متعادل جهشي بين تسليم بالائي B و تنش پائيني حاصله در اثر انتشار نوارهاي لودر در نمونه بوجود آمده است. نقطه تسليم بالائي در مقابل تنشهاي خمشي يا ناهمگن بودن جسم و يا نرخ بارگزاري روي جسم خيلي حساس است. جريان خميري در نقطه تسليم به مقدار خيلي كمي توليد ميشود و به همين جهت است كه در محاسبات طراحي ماشينها بايد نقطه تسليم پائيني را از نظر جريان خميري مورد توجه قرار داد.
1-2-2- نمودار تنش حقيقي- كرنش حقيقي
ترسيم منحني تنش اسمي در مقابل كرنش قراردادي در بالا ذكر شد. كاملاً واضح است كه تنش اسمي همان تنش واقعي وارد به نمونه نيست زيرا سطح مقطع نمونه مرتباً در موقع آزمايش كششي كاهش مي‌يابد. براي تنشهائي كه تا نقطه تسليم و نزديك آن باشد اين تمايز خيلي مشخص نيست. در تنشهاي بالاتر اين تمايز نسبتاً مهم ميشود. تنش حقيقي را ميتوان بترتيب زير از تنش اسمي متمايز ساخت طوريكه اگر از تغييرات كوچك حجمي صرفنظر شود و جسم مورد آزمايش غير قابل تراكم فرض شود ميتوان نوشت كه:
كه در آن بترتيب سطح مقطع و طول اولية مورد آزمايش از نمونه و AوL مقادير جاري آنها در طول آزمايش است. اگر P بار وارده باشد در اينصورت تنش واقعي عبارتست از:
ولي تنش اسمي مساويست با:
كرنش قراردادي نيز مساويست با:
در اينصورت ميتوان نوشت كه:
(4-1)
با يك توضيح مشابه ميتوان نشان داد كه كرنش قراردادي يا كرنش مهندسي كاملاً كرنش واقعي جسم را نشان نمي‌دهد زيرا مبناي اندازه‌گيري آن طول اوليه جسم (يا قسمت مورد آزمايش نمونه) ميباشد در حاليكه طول جسم مرتباً در حال تغيير است. تعريف ديگري بوسيله لودويك (LODWIK)ِ روي طول متغير جسم بيان گرديد. بنابراين تغيير كرنش جسم بوسيله رابطه زير:
(5-1)
بيان گرديد كه كرنش كلي جسم در تمام طول آزمايش برابر خواهد بود با:
(6-1)
به كرنش طبيعي معروف بوده و کرنش لگاريتمي يا كرنش واقعي معروف بوده و تقريباً ميتوان گفت كه مقدار متوسط كرنش بين فاصله تا است. رابطه آن با كرنش مهندسي با استفاده از بصورت زير در مي‌آيد:
(7-1)
براي كرنشهاي كوچك هر دو تقريباً شبيه يكديگر مي‌باشند و به همين علت در كرنشهاي كم عموماً از كرنش مهندسي استفاده ميشود. كرنش طبيعي نيز مزاياي زيادي دارد مثلاً كرنشهاي طبيعي را ميتوان با هم جمع كرد در حاليكه كرنشهاي مهندسي را نمي‌توان با هم جمع نمود. ثانياً اگر يك جسم نرم مورد آزمايش فشار و كشش واقع شود منحني‌هاي تنش حقيقي در مقابل كرنش طبيعي براي هر دو تقريباً شبيه يكديگر خواهد بود در حاليكه اگر نمودارهاي تنش مهندسي درمقابل كرنش مهندسي يكي براي كشش و ديگري براي آزمايش فشار رسم شود اين دو شبيه يكديگر نخواهند بود. از طرف ديگر شرط تراكم ناپذيري با استفاده از كرنش طبيعي به صورت ساده‌تري بيان ميشود:
(8-1)
در حاليكه همين شرط با استفاده از كرنش مهندسي به شكل زير در خواهد آمد:
(9-1)
كه فقط در موقعيكه كرنشها خيلي كوچگ هستند بصورت زير در مي‌آيد:
اگر نمودار تنش حقيقي درمقابل كرنش حقيقي براي آزمايش كشش ساده كه قبلاً شرح داده شده است رسم گردد منحني عيناً شبيه نمودار قبلي نقطه تسليم و خيلي كم بالاتر از آن بدست مي‌آيد. پس از اين نقطه و نمودار از هم جدا ميشوند طوريكه منحني تنش حقيقي هميشه بالاتر از منحني تنش اسمي است و داراي نقطه ماكزيمي نخواهد بود. ميزان تنش حقيقي در نقطه تنش حد را به طريق زير ميتوان بدست آورد:
چون هميشه رابطة برقرار است، كه در آن P نيروي وارده تنش وA سطح مقطع نمونه است بنابراين در نقطة ماكزيم تنش چنين بدست مي‌آيد.
(10-1)
در روي منحني در مقابل مقدار در نقطه حد تنش روي نمودار – تنش و كرنش مهندسي وقتي اتفاق مي‌افتد كه شيب منحني برابر تنش در آن نقطه باشد. چنين نقطه‌اي در شكل 3-1 نشان داده شده است.
از طرف ديگر براي رسم نمودار تنش حقيقي در مقابل كرنش طبيعي ميتوان از كرنش قطري بجاي كرنش طولي استفاده كرد بشرط آنكه شكل مقطع نمونه گرد باشد. در اينصورت هر گاه كرنش قطري نمونه باشد، ميتوان نوشت كه:
(11-1)
كه در آن قطر اوليه و D قطر نمونه در مقطع تنش حقيقي است، بنابراين كرنش طبيعي قطري چنين خواهد بود:
(12-1)
و با استفاده از رابطه (8-2) كرنش طبيعي طولي برابر خواهد بود با:
(13-1)
كرنش حقيقي (طبيعي) بازاي هر بار را ميتوان با اندازه‌گيري تغيير قطر نمونه گرد بدست آورد. از رابطه (13-1) ملاحظه ميشود كه كرنش حقيقي را ميتوان بصورت زير هم نوشت:
(14-1)
قسمت راست رابطه بالا را كم شدن حقيقي سطح مقطع مي‌نامند.واين رابطه نشان مي‌دهد كه كرنش حقيقي طولي با كم شدن سطح مقطع مساويست.
شكل زير نمودار تنش حقيقي را در مقابل كرنش طبيعي براي تعدادي از فلزات و آلياژهاي فولاد نشان مي‌دهد.
شکل 3-1-نمودار تنش و کرنش حقیقی
شکل 4-1- نمودار کرنش حقیقی در مقابل کرنش حقیقی برای چند نوع از مصالح
شکل 5-1- تنش حقیقی در مقابل کرنش طبیعی روی محورهای لگاریتمی
انتهاي منحني‌ها نقطه پارگي هريك را نشان مي‌دهد و نقطة تو خالي روي هر منحني محل تنش ماكزيم مربوط به منحني تنش اسمي در مقابل كرنش مهندسي (حد تنش كششي) را معلوم ميسازد كه ضمناً به نقطة عدم تعادل موسوم است. براي رسم تمام نمودار تا نقطه پارگي مقدار كرنشهاي ارتجاعي كه در روي محور طولها بايستي جدا شوند آنقدر كوچك مي‌باشند كه مشكل ميتوان نشان داد. اين نمودارها روي محورهائيكه مقياس لگارتيمي دارند در شكل 5-1 نشان داده شده است. از روي منحني اخير ديده ميشود كه بوسيله معادلة توان و به صورت زير ميشود رابطه تنش حقيقي و كرنش طبيعي را نشان داد.
(15-1)
كه در آن A و n مقادير ثابت مربوط به جسم بوده و n شيب منحني است وقتي كه روي محورهاي لگارتيمي رسم شود. A را ضريب مقاومت و n را توان سختي كرنشي مي‌نامند.
از رابطة (10-1) چنين استفاده ميشود كه در مورد جسمي كه خواص آن مطابق رابطة (15-1) است مقدار تنش حقيقي در نقطه حد تنش بوسيله رابطة زير بدست مي‌آيد:
(16-1)
رابطة مزبور جهت مطالعة اجساميكه تا نقطة شكست تحت آزمايش قرار ميگيرند خيلي مورد استفاده است. معادلة (15-1) را براي تمام اجسام نمي‌توان بكار برد و همچنين در كرنشهاي خيلي كم يا خيلي زياد قابل استفاده نمي‌باشند يكي از دانشمندان با اسم مارين (MARIN )تعداد سي و يك جسم را تحت بررسي و مطالعه قرارداد و نتيجه گرفت كه حد متوسط انحراف بين مقادير نظري كه از رابطة (16-1) بدست مي‌آيد و مقدار عملي آن دو درصد است. تنها عاملي در اجسام كه قابليت تغيير شكل خميري را در آنها نشان مي‌دهد نرمي آنهاست.
در این مقاله روش محاسباتی به منظور پیش بینی تعداد الیافرهای گذرنده از یک مقطع مستطیل نوضیح داده می شود و قسمت اعظم مقاله در مورد محاسبه تئوریکی فاکتور جهت گیری بحث می کند.
فاکتور جهت گیری در اینجا به عنوان طول میانگین برآمدگی (qrojectio) بر روی محور طول همة الیاف های گذرنده از یک سطح مقطع که توسط طول الیاف تقسیم می شود تعریف می گردد.
هنگامیکه فاکتورجهت گیری بدست آمد با یک محاسبه ساده می توان تعداد الیاف های گذرنده از یک را بدست آورد. مقایسه بین تعداد الیاف های محاسبه شده و الیاف های عبوری از سطح مقطع، نشانگر پیش بینی خوب این روش می باشد.
1ـ مقدمه:
یکی از توانایی های بسیار مهم الیاف فولادی، توانایی انتقال تنش از مقطع یک ترک می باشد. این توانایی اکثراً با پارامتر شناخته می شود که مقیاس برای انرژی مصرف شده در طول یک آزمایش می باشد. تحقیقات تجربی در دانشکده مهندسی عمران K.u.peven نشان داده است تناسب بزرگی بین و تعداد الیاف های بکار رفته در مقطع کنجکاو می کند.
تعداد الیاف های موثر تنها وابسته به مقدار معینی الیاف نیست بلکه به فاکتور جهت گیری و نیز فاکتور بازدهی طول وابسته می باشد. در این مقاله تعداد کلی الیاف ها(اعم از مؤثر یا غیر مؤثر) محاسبه می گردد.
برای محاسبات بیشتر می توان فرض کرد تعداد الیاف های مؤثر متناسب با تعداد کمی الیاف ها می باشد.
محاسبه این ضریب تناسب که وابسته به کارایی الیاف می باشد در این مقاله مورد بحث قرار نخواهد گرفت.
2) دیدگاه کلی:
به منظور محاسبه تعداد کل الیاف ها به دانستن فاکتور جهت گیری ضروری است Krechel[S] نشان داد می توان تعداد کل الیاف ها را از رابطه زیر بدست آورد.
که در آن n : تعداد الیاف بر واحد سطح است. : ضریب جهت گیری است. : کسر جمعی الیاف و : سطح مقطع یک الیاف است.
محاسبه فاکتور جهت گیری مورد توجه بسیاری از محققان بوده است نخست فاکتور جهت گیری برای حالتیکه، الیاف می توانست آزادانه در همه جهات بچرخد محاسبه گردیداین حدود در ناحیه 1 شکل 1 آمده است.
دوم: شرط وزی در نظر گرفته شد موازی با جهتی که فاکتور جهت گیری تعیین می شد و (ناحیه 2 در شکل 1) و سرانجام شرطی وزی موازی با جهتی که فاکتور جهت گیری تعیین می شد ولی این بار عمود بر شرایط وزی اولیه تعیین می گردد. و این الیافی را در گوشة قالب ( ) شبیه سازی می کند h,b به ترتیب عرض و ارتفاع مقطع می باشند lf طول الیاف می باشد در زیر هفت فرض برای محاسبة فاکتور جهت گیری در هر یک از این سه ناحیه در نظر گرفته شده است.
1ـ الیاف ها صاف می باشند برای الیاف های با سر قلاب دار تا زمانیکه بتوان تأیید قلاب را بر فاکتور جهت گیری ناچیز تلقی کرد می توان از فاکتور جهت گیری مشابه با حالت الیاف صاف استفاده کرد.
2ـ اگر بتون تازه برای مدت زمان طولانی تکان داده شود الیاف ها تمایل خواهند داشت تا در جهت افقی جهت گیری کنند این جهت گیری وابستگی شدیدی به مدت زمان ارتفاعش و چرخش (Dibroto) و فرکانس کارایی و ترکیب دارد و تعیین آن بسیار مشکل است. با این وجود از تحقیقات دیگر
این نتیجه حاصل شده است که ارتفاعش و تکان دادن تأکید مؤثری بر روی جهت گیری ندارد و اگر ( ) تنها به مدت 1 تا 6 دقیقه تکان داده شود و اگر کارایی خیلی زیاد نباشد تأکید ارتفاعش و تکان دادن بر روی جهت گیری الیاف ها در این مقاله بررسی نخواهد شد.
3ـ موقعیت الیاف در تیر (beam) بوسیله و گرانش آن شخص می گردد هر نقطه از سطح مقطع دارای شانس و احتمال یکسانی برای در نظر گرفته شدن به عنوان نقطة گرانش الیاف می باشد.
4 ـ جهت گیری الیاف در ناحیه (1) شکل (1) تحت هیچ شرایطی تحت تأثیر شرایط وزی قرار نمی گیرد.
5ـ جهت گیری الیاف در ناحیه ای تنها بوسیله یک سطح (جدار) از قالب ( ) تحت تأثیر قرار می گیرد.
6ـ جهت گیری الیاف در ناحیه (3) شکل (1) تحت تأثیر دو جدار از قالب قرار می گیرد.
7ـ فرض می شود سطح فوقانی مقطع دارای شرایط وزی یکسانی مانند جداره های قالب باشد.
بعد از ریختگی (قالب) این سطح صاف و صیقلی گردیده است تا هیچ الیافی بیرون نزند.
بر روی سطح فوق می تواند تعداد زیادی الیاف قرار گیرد، این تأیید در این مقاله بررسی نمی شود. هنگامیکه فاکتور جهت گیری برای نواحی 1 و 2و 3 (شکل 1) به ترتیب شناخته شد پس فاکتور جهت گیری کلی بدین صورت قابل محاسبه است.
: فاکتور جهت گیری در ناحیه (1) شکل (1) : فاکتور جهت گیری در ناحیه فاکتور جهت گیری در ناحیه (3) شکل (1) می باشند.
3) فاکتور جهت گیری در قسمت انباشتگی
یک الیاف در ناحیه 1 شکل (1) توسط هیچکدام از شرایط وزی محدود نشد و می تواند به سادگی حول نقطه گرانش خود بچرخد. اگر همه جهت گیری های ممکنه الیاف در نظر گرفته شود نقاط انتهای الیاف توصیفگر سطح یک کره می باشد. هر نقطه بر روی کده شانس این را دارد که انتهای الیاف باشد. این بدین معنی است که احتمال اینکه الیاف با محور طول تیر زاویه درجه بسازد متناسب با سطح Da می باشد شکل (2)
سطح سهم مقطع dA از فاکتور جهت گیری عبارتست از
انتدال گیری از نصف کره و تقسیم آن بر نصف سطح کره می دهد.
بر پایه اصول Stereologial به نتایج مشابهی رسیدند.
نشان داده شده در شکل (2) نشانگر وضعیتی است که یک طول جایگزین همان و با نصف طول الیاف باشد. liet of [a] موارد بسیاری را بررسی کرده است که طول جایگزین متفاوت از نصف طول الیاف می باشد. در این مقاله تنها ارائه یک روش ساده جهت محاسبه ضریب جهت گیری میانگین الیاف ها در دقت بررسی است و اینکار بدون در نظر گرفتن طول های جایگزین ممکن برای الیاف ها صورت می گیرد.
4) فاکتور جهت گیری الیاف با یک شرط وزی:
این موردی است که در ناحیه 2 شکل (1) اتفاق می افتد فرض کنید نقطة گرانش الیاف در فاصلة y از قالب ( ) باشد. y<lf/2، الیاف نمی تواند زیاد بچرخد، نقاط انتهای کره ای را توصیف می کنند که به شکل کلاه کروی بریده شده است شکل (3)
اگر دوباره زاویه بین الیاف با محور طول باشدو از صفر شروع به کند هیچگونه مقاله ای حادث نخواهد شد به شرطی که:
تحت این شرایط سطح اولیه dA هنوز توسط معادله (2) قابل حصول است.
هنگامیکه زاویة شود dA تا خطوط پر رنگ در برش A-A کاهش می یابد شکل (3)
برای الیافی با نقطه گرانش به فاصلة y از کنارة قالب ( )، ضریب جهت گیری عبارت است ا
در عبارت مربوط به بایستی به عنوان پارامتر مد نظر گرفته شود.
انتگرال عددی رفته شده از عبارت 7 مقدار 6/0 را برای که منتقل از طول الیاف می باشد اگر چه طول الیاف یک از پارامتر هایی است که در عبارت 7 وجود دارد ولی هیچگونه تأثیری بر روی نتیجه عبارت ندارد. طول الیاف تنها موجب اختلافی در ضریب جهت گیری کل می شود که در فرمول (1) محاسبه گردید.
S) ضریب جهت گیری الیاف با دو شرط وزی:
این عددی است که در ناحیه 3 از شکل (1) نشان داده شده است. الیافی با و گرانش در فاصله y از یک جدار قالب و به فاصلة7 از جذر دیگر قالب که عمود بر اول باشد در نظر بگیرید. شکل (4) دو مورد وجود دارد: هیچگونه مشکل وجود نخواهد داشت به شرطی که
هنگامیکه
سطح dA می تواند با معادلة حاصل شود.
اگر باشد می توان از شکل (4) نتیجه گرفت سطح dA برابر است با
معادله15 تنها زمانی اعتبار دارد که باشد. (11)
اگر i معادله 11 برقرار نباشد dA بایستی برابر مد نظر گذاشته شود. سطح کلی کره ای از چهار سمت بریده شده است بدین صورت محاسبه می گردد.
سطح dA توسط معادله (2)داده شده است. برای سطح dA بایستی بدین صورت محاسبه می گردد:
اگر بوسیله معادله 15 محاسبه می گردد سطح کلی کره ای که از چهار جهت بوسیله بریده شده است اینگونه محاسبه می گردد.
با جمع آوری همه عبارت می توان ضریب جهت گیری را اینگونه فرمول بندی کرد:
انتگدال عددی انتگدال به مقدار 84/0 و مستقل از lf می باشد.
مثال محاسباتی:
در دانشکده مهندسی عمران K.U.leuven یک سری از تیرها قبل آزاد ماشین ، در تیر شکافی به عرض 25 میلی متر ایجاد گردید بعد از آزمایش، تیر به دو تکه شکسته شد شکل (s)در ناحیه جدید (ناحیه s,l) دیده می شوند به منظور حصول و بدست آوردن ضریب جهت گیری میانگین برای این نواحی، تصحیح ساده بررسی معادلات 7وs کفایت می کند کافی است انتگدال بجای شروع از صفر از عمق شکاف شروع شد. هر بجای تقسیم بر lf/2 تقسیم بر (lf/2-ND) (lf/2) گردد. بکار گیری این مطالب معادلات 16 و 17 را حاصل نی کنند.
/0 برای این مثال داریم.
برای مثال که در اینجا بررسی شد مقدار 69/0 = می باشد. مقادیر بر خلاف وابسته به طول الیاف و عمق شکاف می باشد در این مثال طول فیبر برابر mm65 در نظر گرفته شده بود. در نتایج آزمایش چنین الیافی با طول ss میلی متر 40 میلی متر مورد استفاده قرار گرفته بود. محاسبات برای این طول ها، مشابه هم می باشد البته تا زمانیکه عمق شکاف بزرگتر از نصف طول اایاف باشد هیچگونه نیازی به نمی باشد. بوسیله یک انتگدال ساده می توان مقدار را برای هر مورد به خصوص محاسبه کرد. برای یک کاربر ایده ال مشکل شکاف وجود ندارد ضریب جهت گیری کلی با رابطه زیر قابل محاسبه باشد.
برای طول الیاف mm65 مقدار برابر S8/0 می باشد ()
در مورد شکاف عمیق تر از lf/2 برای محاسبه ضریب جهت گیری کل فرمول زیر بایستی بکار برده شود.
میانگین الیاف ها در یک مقطع با رابطه زیر قابل محاسبه می باشد.
واژه فولاد ساختمانی (structural steel) عموماً به فولادهای C-Mn اطلاق می شود که ساختاری فریتی – پرلیتی دارند و در تناژ بالا برای مصارف ساختمانی و شیمیایی تولید می شوند. تولیدات اغلب به صورت ورق و مقاطع شکل دار است. که ضخامت آنها گاه بیش از 10 سانتیمتر می رسد، استحکام تسلیم تا حدود N/mm² 500 است ولی گریدهای کم آلیاژ با انجام عملیات حرارتی تا مقادیر N/mm²700 را نیز کسب می کنند. ساختمان، پل، مخازن، کشتی و خودرو از کاربردهای مرسوم این فولادها به شمار می آید، اما اخیراً در سکوهای نفت و گاز دریایی، خطوط لوله و مصارف دمای پایین نیز وارد شده اند و مصارف آنها گسترش روزافزونی یافته است.
تحقیقات ده1950 را می توان انقلابی در طراحی فولادهای سازه قلمداد نمود؛ کار دو نفر از محققین نشان داد که ریز کردن دانه های فریت منجر به افزایش استحکام تسلیم تافنس فولادی می شود. به این ترتیب فولادهای ساختمانی با نقطه تسلیم Mpa 300 همراه با ضربه پذیری خوب و قابلیت جوشکاری مناسب تولید شد که در ترکیب آنها از مقادیر اندک آلومنیوم برای ریزسازی دانه ها استفاده شده بود. ریز کردن دانه ها در فولادهای فریتی –پرلیتی اکنون نیز مهمترین پارامتر متالوژیکی برای اصلاح فولادهای سازه به شمار می آید برای دستیابی به استحکام بالاتر مکانیزم های دیگری را مانند تشکیل رسوبات ریز می توان به کار گرفت. با افزودن مقادیر کم (تا حدود 15/0 درصد) عناصر نیوبیم، وانادیم و تیتانیم به فولادهای ساختمانی می توان استحکام تسلیم را تا حوالی Mpa 500 بالا برد این عناصر را میکروآلیاژی می نامند و آلیاژ حاصل در گروه فولادهای کم آلیاژ استحکام بالا (HSLA) قرار می گیرد.
در تحقیقات بعدی فرایند تولید فولاد HSLA نیز مورد توجه قرار گرفت و نورد کنترل شده به عنوان مکمل ترکیب شیمیایی برای دستیابی به سطوح استحکام بالاتر تعریف شد. به این ترتیب توانستند فولادهای ریزدانه را در حالت نورد شده و بدون نیاز به عملیات هزینه بر نرماله کردن به استحکام مورد نظر برسانند.نکته قابل توجه ان است که با حذف این عملیات حرارتی خواص مکانیکی بهتری هم در فولاد ایجاد می شد. تحقیقات دهه های 1970 به بعد نشان داد که علاوه بر حضور عناصر میکروآلیاژی و نورد کنترل شده،نحوه سرد شدن را نیز می توان چنان اجرا نمود که باز هم مشخصات مکانیکی را ارتقا دهد و به این ترتیب فرآوری ترمومکانیکی وارد صنعت تولید فولاد شد.
فولادهای کم آلیاژی استحکام بالا اولین کاربردهای خود را در آغاز دهه 1960 به صورت ورق و مقاطع ساختمانی به دلیل توانایی جوشکاری آسان کسب نمودند. در اوایل دهه 1970 این فولادها در خطوط لوله گرم همچنین شرایط سخت قطبی مورد استفاده قرار گرفتند و در اواخر این دهه، همزمان با بروز بحران انرژی فولادهای HSLAجهت کاهش وزن اتومبیل و کامیون به کار گرفته شد. در دهه 1980 فولادهای HSLA به صورت تیرچه و قطعات فورج شده توسعه یافته و کاربردهای خاص خود را پیدا کردند و بدون نیاز به عملیات حرارتی مورد استفاده قرار گرفتند. مراحل پیشرفت و توسعه تکنولوژی ساخت فولادهای HSLA را تا سال 1989 می توان در جدول 1 ملاحظه کرد.
علی رغم گسترش چشمگیر فولادهای استحکام بالا در ممالک توسعه یافته، این فولادها در کشور به خوبی معرفی نشده اند و به دلیل عدم آشنایی کافی مصرف کنندگان و مهندسین طراح با خواص آنها جایگاه خود را کسب ننموده اند. این در حالی است که استفاده از فولادهای کم آلیاژ استحکام بالا به جای فولادهای ساختمانی معمولی در صنعت سازه از نظر اقتصادی اهمین فوق العاده ای دارد. با توجه به این واقعیت و در نظر گرفتن اینکه گروهی از فولادهای استحکام بالا در کشور تولید می شود، در مقاله حاضر خواص این فولادها ارزیابی می شود و خصوصیات لازم برای سازه های مهندسی با مشخصات فولادهای استحکام بالا مقایسه و مورد بحث قرار می گیرد.
جدول 1- روند توسعه فولادهای HSLA
محدوده زمانی
نقطه عطف
پیشرفت در فناوری
1960-1939
کشف متالوژی
عناصر میکروآلیاژی به صورت جزیی در مقاطع ساختمانی استفاده شد تا استحکام لازم بدست آید
1965-1960
تحقیق و آزمایش در مورد مکانیزمهای استحکام دهی
توسعه متالوژی فیزیکی، فولادهای نیمه آرام و آرام تاکید بر جایگزینی با فولادهای عملیات حرارتی شده
1976-1970
جوش پذیری و شکل پذیری
تاکید بر کاهش درصد کربن و کربن معادل،کاهش درصد گوگرد، کنترل شکل ناخالصی ها، توسعه شکل پذیری
1972 تا کنون
خواص ثانویه و فولادسازی
کاهش دمای DBTT ، افزایش مقاومت در برابر خوردگی H ₂ S توسعه ریخته گری مداوم
1979 تا کنون
فرمول بندی تازه و نوآوری
تغییراتی در امکان استفاده از عناصر آلیاژی نظیر مولیبدن و توسعه در فولاد سازی
1980 تا کنون
گسترش تکنولوژی
توسعه فرآیندهای تولید
2- استحکام بخشی فولادهای سازه
در صنعت سازه با توجه به اهمیت پایین نگهداشتن قیمت تمام شده ، از مکانیزمهای چند گانه برای افزایش استحکام استفاده شده است. اعمال این مکانیزم ها نه تنها از دیدگاه هزینه تولید در خور توجه است بلکه در ارتباط با خصوصیات دیگر مورد نیاز در سازه ها مانند جوش پذیری باید در نظر گرفته شود. همانطور که در شکل 1 دیده می شود، مکانیزمهای عمده شامل تشکیل محلول جامد، ریزکردن دانه ها و ایجاد رسوبات با عناصر میکروآلیاژی است.
افزایش استحکام ناشی از تشکیل محلول جامد چندان زیاد نیست، کربن در فریت حلالیت اندکی دارد و عناصر آلیاژی زیادی نیز در فولادهای ساختمانی یافت نمی شود به این دلیل اثر استحکام بخشی محلول جامد نسبتاً کم است و در شکل 1 به صورت نوار سیاه رنگی به استحکام زمینه اضافه شده است. بر اساس آنچه درشکل دیده می شود اگر دانه های فریت خیلی درشت باشند،استحکام تسلیم فولاد تنها حدود MPa 100 خواهد بود، مشروط بر آنکه مکانیزم دیگری در ساختار فعال نشده باشد.
استحکام حاصل از ریز شدن دانه ها بسیار شاخص است و در شرایط بهینه به MPa 300 می رسد بدون آنکه انعطاف پذیری را کاهش دهد و یا به ضربه پذیری فولاد آسیب وارد سازد. رابطه ای که ارتباط اندازه دانه را با استحکام تسلیم نشان می ده (Hall – petech equation) از مهمترین روابط متالوژی است.
σy = σi +k.d⁻½
σy : yield strength
σi friction stress
k: constant
d: ferrite grain size
3- عوامل کلیدی در انتخاب فولاد
عوامل تعیین کننده در انتخاب فولاد مناسب برای مصارف ساختمانی را می توان بدین صورت بیان نمود
(1)- استحکام تسلیم (strength)
(2)- قابلیت جوشکاری (Weldability)
(3)- ضربه پذیری در دمای کاری (Toughness)
(4)- قیمت (price)
3-1- استحکام یک سازه کمیت قابل تغییری است زیرا می توان مقاطعه فولادی را بزرگتر و ضخیم تر درنظر گرفت و استحکام را افزایش داد، در حالی که خواص دیگر مانند قابلیت جوشکاری حد مشخصی دارد که به نوع فولاد مربوط می شود. از سوی دیگر، بالا بردن استحکام آلیاژ به سه دلیل مطلوب است؛ کاهش حجم، کاهش وزن، و کاهش قیمت. براین اساس هر قدر بتوان از فولادهایی که استحکام تسلیم بالاتری دارند در صنعت سازه استفاده نمود، حجم کمتری اشغال می شود و بار ساکن بعنی وزن سازه کاهش می یابد.
مقادیر زیادی میله گرد فولاد برای تقویت بتن در ساختمان ها و پل ها و اسکله ها مصرف می شود. در سال های گذشته از فولادهای نامرغوب برای میله گرد استفاده می شد تا قیمت پایین تری داشته باشد، حتی در مواردی ذوب های برگشتی خارج از استاندارد را بدین منظور به کار می بردند. با این حال تمایل به سمت فولادهای استحکم بالا افزایش یافته و تولیدات مرغوب با استاندارد بالاتر اکنون مورد توجه قرار گرفته است به این ترتیب میله گردهایی که از فولاد ساده کربنی با استحکام تسلیم MPa 250 ساخته می شوند به تدریج جای خود را به فولادهای قوی تر با نقطه تسلیم در حد MPa 500 می دهند. صرفه جویی وزنی به دلیل استفاده از میله گردهای استحکام بالا بسیار قابل توجه است. طبق استاندارد( (BS4449 حداقل استحکام تسلیم برای میله های ساده و آجدار به ترتیب MPa250 و MPa460 است و ترکیب شیمیایی آنها در جدول 2 دیده می شود. کربن معادل این دو نوع میله گرد حداکثر 42/0 درصد (گرید 250) و 51/0 درصد (گرید 460) است تا قابلیت جوشکاری کافی را داشته باشند. حداقل انعطاف پذیری آنها به ترتیب 22٪ و12٪ قید شده است و باید خم 180 درجه را در قطرهایی مشخص تحمل کنند. مشخصه پیر شدن آنها نیز طبق استاندارد تعریف شده است.
از ویژگی های صنعت سازه استفاده از فرآیندهای جوشکاری است که برای ایجاد اتصالات مطمئن به کار می رود. جوشکاری که از دهه 1940 به تدریج جایگزین روش های دیگر اتصال سازه های فولادی شد، در ابتدا با مشکل ترک خوردگی قطعات مواجه بود زیرا فولادهای ساختمانی درصد کربن نسبتا بالایی داشتند. تولید انواع فولادهای کم کربن به خصوصدر خلال جنگ جهانی دوم برای ساخت کشتی های تجارتی ضرورت یافته که سازه آنها یک پارچه جوشکاری می شد.
تعریف کلی جوش پذیری آلیاژ یا فلز قابلیت آن برای ایجاد جوشکاری سالم با خواص مورد نظر است جوش پذیری فولاد در حالت کلی با افزایش سختی پذیری کم می شود زیرا ایجاد ساختارهای سخت حساسیت فولاد را به ترک خوردن افزایش می دهد. برای بررسی جوش پذیری فولادهای کربنی و آلیاژی تاثیر عناصر موجود را به صورت عددی به کربن معادل تبدیل می کنند.
+ + CE = %C + (کربن معادل)
فولادهایی با CE تا 35/0 درصد نیازی به پیشگرم یا پسگرم ندارند. اگر CE بین 35/0 تا 55/0 باشد عملیات پیشگرم لازم است و اگر CE بیشتر از 55/0 درصد باشد هم پیشگرم و هم عملیات حرارتی پس از جوشکاری ضرورت دارد. این محاسبه تقریبی است زیرا تنها بر اساس ترکیب شیمیایی فولاد پایه محاسبه می شود و تاثیر سایر عوامل در آن منظور نشده است. کربن معادل فولاد شاخصی برای جوش پذیری یا احتمال ترک خوردن جوش است.
فولادهای HSLA را می توان به خوبی با روش هایی که در مورد فولادهای ساده کربنی ساختمانی استفاده می شود جوشکاری نمود. این روشها شامل جوشهای SMAW، زیر پودری،FCW ، GMAW ، GTAW و جوشکاری مقاومتی است به لحاظ استحکام بالای این فولادها روش هایی که محافظت بیشتری در برابر هیدروژن استفاده شود، ترجیح داده می شود. به طور مثال در روش SMAW اگر از الکترودهای کم هیدروژن استفاده شود، جوشکاری را می توان بدون عملیات پیش گرم آغاز کرد. پیش گرم عموماً‌در ضخامت های بیش از MM25 و اتصال تحت تنش بالا مورد نیاز است و بسته به گرید فولاد و ضخامت و روش جوشکاری مورد استفاده در محدوده 40 تا 200 درجه سانتیگراد است. یکی از دلایل مهم استفاده از فولادهای HSLA جوش پذیری خوب در کنار استحکام بالاست. باید توجه نمود که عامل تعیین کننده در انتخاب الکترود جوشکاری استحکام فلز جوش است و ترکیب شیمیایی فاکتور فرعی به شمار می آيد. در جدول 3 می توان چگونگی انتخاب الکترود مناسب جوشکاری فولادهای HSLA را ملاحظه نمود.
3-3-مقاومت به ضربه (TOUGANESS)
خصوصیت جذب انرژی ضربه ای را می توان به سادگی با مراجعه به شکل 3 تعریف نمود، آلیاژی که استحکام بالا داشته باشد ولی ترد و فاقد خاصیت تغییر شکل باشد قابل استفاده نیست. آلیاژی با استحکام پایین و انعطاف پذیری زیاد نیز کاربردی ندارد و هر دو از نظر تافنس ضعیف به شمار می آیند. آلیاژ مقاوم به ضربه آناست که ترکیبی از هر دو خصوصیت را داشته باشد و در این حال گفته می شود که تافنس بالایی دارد.
شکل 4 نشان می ده که با افزایش درصد کربن فولاد انرژی ضربه ای به شدت افت می کند، اگر چه استحکام بالا می رود. برای فولادهای کم کربن انرژی شکست به حدود 200 ژول می رسد، در حالی که با کربن بیشتر از 2/0 درصد، انرژی ضربه ای به کمتر از 100 ژول کاهش می یابد. نکته دیگری که از مقدار انرژی شکست معمتر است دمایی است که فولاد از حالت انعطاف پذیر به حالت تردی می رسد و به دمای انتقال (DBTT) معروف است.
دمای انتقال که عامل اصلی ضایعت معمی در سازه های بزرگ و کشتی ها بوده است در فولادهای ساده کربنی با زیاد شدن درصد کربن افزایش می یابد و به دماهای بالای صفر می رسد؛ یعنی آنکه فولاد در دمای محیط شکننده شده و در معرض شکست ترد قرار می گیرد.
ریز شدهن دانه ها موجب افزایش مقاومت به ضربه می شود در حالی که سایر روش های استحکام بخشی فولاد منجر به کاهش ضربه پذیری می شوند. معادله زیر ارتباط تافنس را با اندازه دانه بیان می کند.بر این اساس فولادهای خیلی ریزدانه تا حدود 100 درجه سانتیگراد زیر صفر به صورت نرم رفتار می کنند و خط شکست ترد ندارد.
Βt = Lnβ – Lnc –Lnd ⁻½
Β and C : constants
d: ferrite grain size
T: ductile – brittle transition temp.
3-4- جنبه های اقتصادی
به استثنای بعضی مصارف خاص، در سایر موارد قیمت عامل تعیین کننده انتخاب نهایی است و باید مد نظر قرار گیرد. قیمت پایه فولادهای سازه (BS 4360) در شکل 5 ارایه شده است و اگرچه قیمتها به روز نیست اما به صورت مقایسه ای نشان می ده که با بالا رفتن استحکام تسلیم از گرید 40 تا 55 قیت افزایش می یابد. در هر گروه استحکامی نیز با افزایش ضربه پذیری از نوع A تا EE یا F قیمت پایه زیاد می شود.
ارزیابی صحیح تری از رابطه بین استحکام وم قیمت فولاد را می توان در شکل 6 مشاهده نمود که محور افقی نمودار حداقل تنش تسلیم و محور عمودی آن قیمت به ازای یک نیوتن بر میلیمتر مربع استحکام است؛این نسبت با افزایش استحکام تسلیم بطور قابل ملاحظه ای کاهش می یابد. بنابراین استفاده از فولادهای استحکام بالا در صنعت سازه از دیدگاه اقتصادی توجیه پذیر است و تمایل به سوی فولادهایی که استحکام تسلیم بالاتری دارند رو به افزایش است.
با استفاده از فولادهای استحکام بالاتر،ضخامت و در نتیجه وزن سازه را می توان کاهش داد، میزان کاهش وزن ممکن به نوع تنش وارد شده به سازه بستگی دارد. شکل 7 نشان می دهد که دو برابر شدن استحکام تسلیم کاهش 50 درصدی وزن سازه ای را که تحت تنش کششی قرار دارد موجب می شود. هنگامی که تنش های اعمالی از نوع خمشی و یا پیچشی باشد کاهش وزن کمتر است اما هنوز قابل توجه خواهد بود. شایان ذکر است که در مواقعی که پدیده Bckling در طراحی قطعه عامل تعیین کننده باشد، ملاحظات دیگری را باید مد نظر قرار داد.
به واسطه عملیات خاص تولید فولادهای HSLA قیمت این فولادها قدری از فولادهای ساده کربنی بیشتر است، اما به نظر می رسد کاهش مصرف فولاد تاثیر کمی بر کاهش قیمت کل می گذارد و بیشترین صرفه جویی و کاهش قیمت را می توان در هزینه های حمل ونقل و ساخت سازه جستجو کرد. در مورد جوشکاری این فولادها کاهش ابعاد سازه سبب کاهش حجم جوش مورد استفاده می شود، از این دیدگاه در زمان اجرا و هزینه مواد مصرفی در جوشکاری صرفه جویی زیادی به عمل می آيد. جدول 4 هزینه های سازه این 1000 تنی (به طور مثال یک پل) ساخته شده با فولاد MPa 355 (استحکام تسلیم) را با هزینه آن هنگم جایگزینی با فولاد دارای استحکام تسلیم MPa 460 مقایسه می کند.
در برخی مراجع نسبت قیمت ها جهت مقایسه دو فولاد با استحکام تسلیم متفاوت تعریف شده است. اگر سازه ای تحت تنش کششی را در نظر بگیریم، نسبت قیمت دو فولاد را می توان از رابطه زیر بدست آورد:
که در آن و استحکام تسلیم فولادها و فاکتور قیمت نسبی است. در جدول 5 مقایسه ای میان فولاد A36 با فولادهای استحکام بالاتر صورت گرفته است؛ این جدول نشان می دهد که فاکتور قیمت نسبی همواره کمتر از نسبت استحکام تسلیم است و به این ترتیب استفاده از فولادهای استحکام بالا سبب قیمت تمام شده پایین تری خواهد
4- کاربرد فولادهای پر استحکام
فولادهای HSLA شامل گریدهای گوناگون با مشخصات و استانداردهای متنوعی تولید می شوند این گریدها معرف خواصی نظیر استحکام، تافنس، شکل پذیری و خوردگی اتمسفری است. این گروه از فولادها تحت عنوان آلیاژی شناخته نمی شوند اگرچه درصدهای کمی از عناصری خاص جهت حصول خواص مکانیکی بهینه به ترکیب فولاد اضافه می شود. تقسیم بندی کلی فولادهای HSLA از این قرار است:
فولادهای مقاوم در برابر خوردگی اتمسفری
فولادهای فریتی – پرلیتی میکروآلیاژی
فولادهای پرلیتی نوردی
فولادهای فریت سوزنی
فولادهای دوفازی
فولادهای با شکل آخال کنترل شده
فولادهای مقاوم در برابر ترک هیدروژنی
تنوع محصولات که به دلیل فرآیندهای تولید و ترکیب شیمیایی متفاوت حاصل شده است گستره وسیعی از کاربردها را برای فولادهای HSLA به وجود می آورد. از کاربردهای این فولادها می توان به ساخت پل ها،ساختمان ها،دکل های برق، مخازن تحت فشار،درسچه های کنترل آب، انبار آهن آلات، ریل های راه آهن، کامیون ها، وسایل حمل و نقل زمینی، تجهیزات معدنی، مخازن و تیرچه های تقویت کننده اشاره کرد. در جدول 6 می توان میزان استفاده از فولادهای HSLA درکابردهای متنوع و در میان کشورهای مختلف مقایسه کرد. بسته به شرایط هر منطقه و کشور نوع استفاده از فولادهای HSLA متفاوت است. برای مثال در ژاپن بیشترین سهم استفاده در ساخت کشتی است در جایی که اروپا پیشرو استفاده از این فولادها در ساخت تجهیزات و سازه های دریایی به شمار می آيد.
حفاري به معني نفوذ در سنگ است. نفوذ در سنگها گاهي به منظور خرد كردن آنها انجام مي گيرد. براي خرد كردن سنگها بايد چالهاي انفجاري حفر كرد و در داخل آنها مواد منفجره قرار داد. با منفجركردن چالها، سنگها خرد مي شوند، و با خرد شدن سنگها، استخراج و برداشت آسانتر است و با هزينه كمتري انجام مي گيرد. در استخراج كليه معادن به استثناي موارد نادر، مانند استخراج سنگهاي ساختماني يا برداشت بعضي از سنگهاي سست، حفاري جزء عمليات اجتناب ناپذير محسوب مي شود. اين نوع حفاري را حفاري استخراجي مي گويند. حفاري در معادن تنها به منظور استخراج نيست؛ بلكه قبل از استخراج يا به هنگام استخراج، براي اكتشاف نيز انجام مي پذيرد.
حفاري اكتشافي ممكن است به منظور كشف و پي بردن به وجود كاني يا ماده معدني، ويا به منظور پي بردن به شرايط كيفي سنگها صورت گيرد. با توجه به بالا بودن هزينه حفاري اكتشافي و بعضي مشكلات فني توصيه مي شود كه هر دو گروه متخصصاني كه به دنبال كشف كاني يا در جستجوي كشف شرايط كيفي سنگها هستند، مطالعات خود را همزمان شروع كنند، علاوه بر حفاري استخراجي و حفاري اكتشافي، حفاري به منظور كارهاي تكنيكي مانند حفاري به جهت تزريق سيمان در داخل درزه ها، حفاري جهت خارج كردن گازها از لايه ذغال يا حفاري به منظور منجمدكردن آب در داخل طبقات نيز انجام مي گيرد. لذا عمليات حفاري در زمينه هاي مختلف مهندسي و علوم كاربرد وسيعي دارد. امروزه بيش از95 درصد حفاريها به روش مكانيكي و با ماشينهاي ضربه اي، چرخشي و ماشينهاي ضربه اي- چرخشي انجام مي گيرد. در روش مكانيكي نفوذ در سنگ با انرژي مكانيكي و از طريق اعمال ضربه هاي پي در پي، يا در اثر تماس انجام مي گيرد. قطر چالهايي كه با روش مكانيكي حفر مي شوند بين2/1 اينچ تا24 اينچ و عمق آنها از چند تا سانتيمتر تا چند هزار متر متغير است. عمق غالب چالهاي انفجاري كمتر از20 متر و قطر آنها در معادن زيرزميني كم است. اما امروزه در معادن روباز، براي پايين نگهداشتن هزينه هاي حفاري و انفجار و نهايتا كاهش هزينه استخراج قطر چالهاي انفجاري را زياد مي گيرند؛ از اين رو بين ماشينهايي كه چالهاي انفجاري در معادن روبار حفر مي كنند و ماشينهاي حفاري اكتشافي و ماشينهايي كه به منظور استخراج نفت، گاز و آب به كار مي روند، مشابهت زيادي وجود دارد. به طور مصطلح در حفاريهايي كه به منظور دسترسي و استخراج سيالاتي مانند نفت ، گاز و آب انجام مي گيرد، و همچنين در حفاري اكتشافي به جاري واژه چال از واژه چاه استفاده مي شود. در به كارگيري واژه چال يا چاه صرفنظر از نقش سيال، ژنومتري، بويژه، عمق چال يا چاه نيز موثر است. چالها معمولا عمق كمي دارند؛ درحالي كه عمق چاه بيشتر است. درهر صورت، شكل چالها يا چاهها سيلندري است و قطر آنها از عمق كمتر است. غير از روش حفاري مكانيكي، روشهاي ديگر نيز وجود دارد كه در دست تحقيق و توسعه اند؛ مانند روشهاي حفاري حرارتي، و حفاري ليزري كه نفوذ در سنگها تنها به كمك انرژي مكانيكي انجام نمي گيرد؛ بلكه ابتدا از طريق حرارت يا فعل و انفعالات شيميايي، سنگ را سست مي كنند؛ سپس به كمك ماشينهاي حفاري عمدتا چرخشي، در سنگ سست نفوذ مي كنند تا چال يا چاه ايجاد شود. در اين روشها كه به انها روشهاي پيشرفته حفاري نيز مي گويند، هرچند سرعت حفاري200 تا400 درصد افزايش مي يابد،مشكلات فني متعددي وجود دارد كه تا رفع اين عيوب به زودي قابل استفاده نخواهد بود.
1-2 تاريخچه حفاري
به طور كلي، تاريخچه حفاري مبهم است، اما از زمانهاي دور، ملتهاي متمدن، به منظور دسترسي به آب و بعضي كريستالها، عمليات حفاري را انجام داده اند. پروفسور« هرمن بائر» در كتاب هيدرولوژي آبهاي زيرزميني و پروفسور«كي.مك گرگر» در كتاب حفاري در سنگ معتقدند كه هنوز آثاري از تونل، قنات و چاههاي عميق حفر شده توسط ايرانيان و چيني هاي قديم ديده مي شود. و مصريان قديم نيز به وسيله كروندم، درميان سنگهاي پورفيري چالهايي حفر كرده اند. تا چند دهه قبل، سيستم حفاري دستي جهت ايجاد چال براي احداث تونل، خط راه آهن و معدن متداول بود، و بدون شك، در مناطقي كه امكان دسترسي به برق نيست. اين روش حفاري هنوز كاربرد دارد. روش ابتدايي سيستم حفاري دستي بيشتر براي حفر چال كم عمق در سنگهاي با مقاومت ضعيف يا متوسط مورد استفاده داشته است. براي انجام اين روش، وجود يك حفاري كافي است. حفار معمولا با يك دست، مته را روي سنگ قرار مي دهد. و با دست ديگر، به وسيله ضربه زدن يا چكش حفاري(با وزن4 پوند يا8/1 كيلوگرم)، ضربه اي روي مته جهت نفوذ آن در سنگ وارد مي كند. حداكثر سرعت در اين روش،3/0 متر(يك فوت) در ساعت است و بيشترين حد ممكن براي عمق60 سانتي متر( دو فوت) و براي قطره حدود32 ميليمتر ( اينچ) است. حفاري دستي، بنا به ضرورت، تكامل تدريجي يافت؛ به نحوي كه امكان ايجاد چال با عمق بيشتر نيز ممكن گرديد. در اين مرحله، معمولا يك نفر مته را روي سنگ مورد نظر قرار مي دهد و يك يا دو نفر ديگر با وارد كردن ضربه كمك چكشهاي حفاري2/3 تا5/4 كيلوگرمي(7 تا10 پوندي) موجبات نفوذ در سنگ را فراهم مي كردند. براي حفر يك چال با عمق8/1 متر(6فوت) در سنگهاي سخت و آذرين، مانند گرانيت، وجود يك گروه دو يا سه نفره حفار با كار مداوم5 تا6 ساعته كافي است. البته، بدون شك شرايط حفاري در سرعت حفاري موثر است؛ به عنوان، مثال، سرعت حفاري در سنگهاي رسوبي دو برابر سرعت حفاري در سنگهاي آذرين است(تاثير جنس سنگ).با گذشت زمان و افزايش نياز به حفاريهاي عميق، بويژه براي دسترسي به آب، روش ديگري از حفاري دستي به نام روش كابلي متداول شد كه درآن، طول مته بيشتر بود و براي ضربه زدن از كابل فولادي استفاده مي شد. در اين روش كه امكان حفر چالهاي تا15 متر(50 فوت) را فراهم آورد، مته فولادي طويلتري به كابل فولادي متصل بود. به طور معمول، سه يا چهار نفر با حركت كابل به سمت بالا و فرود آوردن آن روي محل مورد نظر، حفاري را انجام مي دادند. با اين روش، امكان حفر چالهاي عميقتر با قطر بيشتر در زمان كمتر فراهم شد. به عنوان مثال با اين روش در سنگهاي آهكي نسبتا نرم حفر چالهايي با قطر50 ميليمتر(2 اينچ) و عمق7 متر(20 فوت) توسط يك گروه حفار سه نفره طي3 ساعت عملي گرديد. با اين روش، فقط چالهاي قائم حفر مي شود.
طي ساليان دراز، تنها منبع تامين انرژي مورد نياز درحفاري، نيرو انساني بوده است. به تدريج با رواج يافتن استفاده از ماشين بخار، الكتريسيته، و سوختهاي گازي و مايع، ساخت انواع ماشينهاي حفاري مكانيكي نيز توسعه يافت؛ به نحوي كه امروزه، امكان بيشتري براي افزايش عمق و سرعت در عمليات حفاري وجود دارد. در اينجا به پاره اي از تحولات در زمينه حفاري مي پردازيم:
1-بين سالهاي1820-1810، سيستم حفاري چرخشي ساخته شد كه منبع انرژي آن، ماشين بخار بود(Trevithick).
2-بين سالهاي1840-1830 سيستم حفاري كابلي توسعه يافت كه منبع انرژي آن نيز ماشين بخار بود(Issac Singer).
3-بين سالهاي1860-1850 ، دستگاه حفاري مجهز به الماس(روي مته هاي آن) ساخته شد(Bullock) و دستگاه ضربه اي نيز كه ضربه زدن آن پيستون بود و منبع انرژي آن هواي فشرده در تونل آلپين، در آمريكا مورد استفاده قرار گرفت.
4- بين سالهاي1880-1870، سيستم حفاري مغزه گير مجهز به الماس(روي مته آن) در آمريكا توسعه يافت؛ به نحوي كه تا عمق670 متر(2200 فوت) را حفاري مي كرد. شركت ارائه دهنده اين سيستم،« اينگرسل» (Ingersoll) نام دارد.
5-بين سالهاي1890-1880، سيستم حفاري مغزه گير الماسي در آمريكا ارائه شد كه امكان حفاري تا عمق1750 متر(5734 فوت) را فراهم كردو
6-بين سالهاي1900-1890، سيستمهاي حفاري ضربه اي- چرخشي در آمريكا ساخته شد كه منبع انرژي آن، هواي فشرده، بخار و الكتريسيته بود. در اين فاصله سيستم حفاري چرخشي كه منبع انرژي آن بخار بود، جهت حفر چاههاي نفت توسعه داده شد.
7-بين سالهاي1910-1900،مته هايي توسعه يافت كه روي آن سه عامل برش دهنده مخروطي شكل يا خردكننده سنگ نصب شده بود.
8-بين سالهاي1940-1920، براي اولين بار، مته هايي از جنس كربور تنگستن درآلمان به كار رفت.
9- بين سالهاي1966-1940، مته هاي ساخته شده از جنس كربور تنگستن در حفاري بسيار متداول و رايج شد.
10-بين سالهاي1975-1970، ماشين حفاري هيدروليكي به صنعت حفاري معرفي شد كه در اين ماشين بر خلاف ماشينهاي حفاري ضربه اي از روغن تحت فشار به جاي فشار هوا در حفاري استفاده مي شود.
11-بين سالهاي1985-1970، تلاش كشورهاي شوروي و آمريكا براي حفر چاههاي عميق با سيستم حفاري چرخشي به منظور دسترسي به نفت و گاز به نتيجه رسيد. و در اكلاهماي آمريكا و سيبري شوروي، با استفاده از اين روش، چاههاي با عمق بيش از10000 متر(30000 فوت) حفر شد، و متعاقب آنها آلمانيها چاهي با عمق حدد13000 متر حفاري كردند.
با توجه به تاريخچه مزبور، سيستمهاي حفاري توسعه يافته را مي توان به پنج گروه تقسيم كرد:
سيستم حفاري دستي كه ضربه زن آن چكش حفاري است و اعمال ضربه به كمك نيروي انساني صورت مي گيرد.
سيستم حفاري چكشي كه ضربه زن آن چكش حفاري و مكانيكي است.
سسيستم حفاري كابلي كه ضربه زن آن كابل فولادي است.
سيستم حفاري چرخشي كه به جاي ضربه زدن به مته، با چرخش لوله حفاري و مته، عمل نفوذ پذيري و حفر چال صورت مي گيرد.
سيستم حفاري ضربه اي- چرخشي كه اساس كار آن ضربه است و عامل چرخش نيز دارد.
سيستم حفاري هيدروليكي كه به جاي استفاده از فشار هوا از فشار روغن استفاده مي شود. در سالهاي اخير، حفاري مكانيكي به تدريج جايگزين حفاريهاي دستي شده و بخار، هواي فشرده، الكتريسيته، و مابع، منبع اصلي انرژي براي دستگاههاي حفاري است.
1-3 واژه هاي اصلي مورد استفاده درحفاري
1-چاه يا چاه:
فضا يا حفره استوانه اي كه درآن، قطر از عمق كمتر است و در موارد ذيل كاربرد دارد:
الف) برقراري ارتباط بين بخشهاي مختلف معدن
ب) كشف مواد معدني
ج) انفجار، و استخراج مواد معدني
د)دسترسي به آب، نفت، وگاز
هـ) كارهاي تكنيكي، مانند منجمد كردن آبهاي داخل چال يا خارج كردن گاز متان از لايه ذغال.
2-شفت:
اين واژه كه از اواخر قرن شانزدهم ميلادي رايج گشت، به چاههاي قائم يا داراي شيب بسيار كم اطلاق مي گردد كه به منظور كشف و يا استخراج ذغال و ساير مواد معدني حفر مي شد. در سالهاي اخير، اين واژه به چاههاي قائم يا داراي شيب بسيار كم اطلاق مي شود كه از سطح تا عمقي كه ماده معدني گسترش دارد ادامه مي يابد. معمولا در كمر پايين ماده معدني حفر مي شود و از آن جهت دسترسي به ماده معدني، اياب و ذهاب كاركنان معدن، تهويه، و حمل مواد معدني استفاده مي شود.
3-حفار: اين واژه بر كسي اطلاق مي شود كه به دليل داشتن تجربه، دانش و توانايي كافي، مسئوليت حفظ و هدايت ابزار حفاري را به عهده مي گيرد.
4-مته: مته بخشي از دستگاه حفاري و در تماس با سنگ است كه با وارد كردن انرژي، موجب شكستن مقاومت سنگ و خرد شدن آن مي شود. مته براساس موارد كاربرد، انواع گوناگوني دارد.
5-ميله يا لوله حفاري: اين قسمت از دستگاههاي حفاري، انرژي توليد شده از منبع را به مته منتقل مي كند. طول و قطر لوله هاي حفاري متفاوت است، و جنس آنها، آلومينيوم، يا آلياژ فلزاتي مانند كرم يا نيكل است. ميله حفاري ممكن است سوراخهايي با قطر متفاوت داشته باشد. انتقال سيال حفلري نيز از درون ميله يا لوله حفاري به سر مته انجام مي گيرد. به طور معمول، در سيستم ضربه اي، قطر سوراخها كم، و در سيستم چرخشي، قطر آنها زياد است.
6-منبع انرژي: منظور از اين واژه، محل تامين نيروي لازم براي سيستم حفاري( هوا، بخار، الكتريسيته، و يا مايع) است.
7-آرايش چاله ها: اين واژه بر اندازه فواصل طولي و عرضي چالها دلالت دارد.
8- چالزن: اين واژه به سيستم يا دستگاهي اطلاق مي شود كه به كمك آن مي توان در سنگ، فلز، چوب، و ساير مواد، چال يا چاه استوانه اي حفر كرد و انواع آن عبارتند از:
الف) حفاري دستي:
در اين سيستم، انرژي مكانيكي وجود ندارد، و حفاري با كمك نيروي انساني صورت مي گيرد؛ بدين ترتيب كه فردي به نام حفار، به تنهايي يا با كمك فرد ديگري به نام كمك حفار، با نگهداري مته روي سنگ، به وسيله ضربه زن(چكش حفاري) ضربه اي به مته وارد مي كند.
ب)حفاري ضربه اي:
در اين سيستم، با ضربه هاي پي در پي، ابعاد سنگ كوچك مي شود. منبع معمول انرژي در اين سيستم، هواي فشرده است. متداولترين انواع اين سيستم حفاري عبارتند از:
-چكش حفاري: يكي از كوچكترين انواع سيستمهاي حفاري ضربه اي است كه بدون استفاده از وسايل نقليه مكانيكي، توسط فرد حفار جابجا مي شود.
-دريفتر: سيستم ديگري از حفاري ضربه اي است كه به دليل بزرگي آن، جابجايي به كمك وسايل نقليه مكانيكي صورت مي گيرد.
-واگن دريل: نوعي ماشين ضربه اي است كه چالژن و تكيه گاه آن روي دو يا سه چرخ نصب شده و از اين طريق حمل مي گردد. بعضي از انواع واگن دريل چرخ زنجيري شبيه تانك نظامي دارند.
-استاپر: اين سيستم ضربه اي نيز بيشتر براي حفر چال در طبقات بالا(بالاي سر)، مانند تونل بالا رو به كار مي رود.
-سيستم حفاري كابلي: اين سيستم كه براساس روش ضربه اي كار مي كند، مته اي فولادي دارد و بيشتر براي حفر چالهاي عميق با قطر بيش از15 سانتي متر(6 اينچ) كاربرد دارد. حفاري با اين دستگاه به نحوي است كه مته فولادي به وسيله كابل فولادي به سمت بالا انتقال مي يابد، و پس از رها شدن، ضربه هايي پي در پي به قعر چاه وارد مي كند؛ بدين ترتيب، موجبات خرد شدن سنگ فراهم مي شود.
ج)سيستم حفاري چرخشي:
اين ماشين به صفحه دواري مجهز است كه لوله حفاري و مته را مي چرخاند. در اين سيستم، مته به لوله حفاري متصل است، و نفوذ در سنگ و حفر چاه از طريق چرخش مته عملي مي شود. انرژي اين دستگاه از طريق موتور بخار، ديزل، گازولين يا الكتريسيته تامين مي شود و ذرات خرد شده در قعر چاه را هوا، آب با گل حفاري، به عنوان سيال حفاري، به سطح انتقال مي دهد. اين سيستم به عنوان جديدترين نوع سيستم حفاري، ابتدا جهت حفر چالهاي انفجاري معادن سطحي، در اواسط قرن نوزدهم به وجود آمد و توسعه يافت؛ اما بعدا براي حفاريهاي عميق نيز استفاده شد. با اين ماشين مي توان چالهايي به قطر60-10 سانتي متر(4 تا اينچ) را حفاري كند. متداولترين انواع سيستم حفاري چرخشي عبارتند از:
-سيستم حفاري الماسي: اين سيستم چرخشي كه مته مورد استفاده آن الماسي است، بيشتر جهت تهيه نمونه ها يا مغزه هاي ترجيحا تا3 اينچي به كار مي رود.
2-1-شواهد تجربي ومطالعات درخصوص اثرات ساختگاه تیز گوشه و مثلثی شکل بر پاسخ زمين
غالباً پس از زلزله‌های مخرب چنین گزارش شده است که ساختمانهای واقع در قلل تپه‌ها و کوهها، خسارت شدیدتری را نسبت به آنهایی که در پای تپه‌ها و کوهها قرار داشتند متحمل گردیده‌اند. از جمله نخستین مشاهدات در این زمینه می‌توان به زلزله Lambesc در کشور فرانسه به سال 1909 ]105[ اشاره داشت.(Davis & West, 1973) ]39[ یکی از نخستین مطالعات انجام شده در زمینه تاثیر توپوگرافی در پاسخ ساختگاه را انجام دادند. آن چه دیویس و وست را به بررسی این پدیده کشاند، نتایج ثبت شده پس از آزمایش هسته‌ای کلارکز موبایل بود. طی این آزمایش که در صحرای نوادا و در سال 1968 انجام شده بود شتابنگارهای نصب شده در شهر تونوپا و خارج از آن مقادیر متفاوتی را نشان می‌دادند و این در حالی بود که شهر تونوپا در دره قرار داشت و شتابنگارهای نصب شده در حاشیه آن بر روی کوه قرار داشتند. با این وجود، بدلیل این که شیوه قرارگیری شتابنگارها به گونه‌ای نبود که بتوان از نتایج آنها جهت ارائه مقادیر بزرگنمایی طیفی استفاده کرد مجموعه تلاشهایی برای بررسی چگونگی تاثیر توپوگرافی بر پاسخ ساختگاه آغاز شد.
همانگونه که می‌دانیم امواج لرزه‌ای تا رسیدن به محل ثبت، تابع وضعیت چشمه لرزه، مسیر و ساختگاه خواهند بود و روش انجام مشاهده دیویس و وست نیز بر این اساس استوار بود که با ایجاد موجهای لرزه‌ای با مشخصات چشمه و مسیر یکسان به بررسی چگونگی تاثیر توپوگرافی بر امواج لرزه‌ای بپردازند.
باید توجه داشت که در تابع تاثیر ساختگاه پارامترهای عمده‌ای نقش دارند که وضعیت توپوگرافی تنها یکی از این پارامترها می‌باشد و به همین دلیل در انجام آزمایشهای محلی تلاش جهت انتخاب نقاطی با وضعیت لایه‌های زمین‌شناسی یکسان یا نزدیک به هم حائز اهمیت بسیاراست.
با توجه به تمامی این موارد دیویس و وست سه ناحیه جدا از هم را جهت بررسی انتخاب کردند. چگونگی ترازهای توپوگرافی و نیز وضعیت جغرافیایی نقاط انتخاب شده در شکلهای (1-2) تا (-23) قابل مشاهده می‌باشد.
برای ایجاد امواج لرزه‌ای، در مجموع از پنج انفجار استفاده شد که امواج ایجاد شده در اثر این انفجارها مشابه زلزله‌هایی با بزرگای بین 6/2 تا 2/3 بوده است. با تبدیل این شتابنگاشت‌ها به طیف PSRV، امکان بررسی محتوای طیفی شتابنگاشتهای ثبت شده ایجاد گردید.
از دیگر نکات قابل ملاحظه در نتایج حاصله افزایش دامنه امواج در قله‌ها و افزایش مدت زمان تداوم حرکت لرزه‌ای بود که می‌توانست در نتیجه تشدید کوه یا در نتیجه انعکاس و انکسار امواج حجمی در کوه حاصل شده باشد.
(Griffith & Bollinger, 1979) ]67[ نتایج مشاهدات خود در مورد تاثیرات توپوگرافی سطح زمین بر اثر ساختگاه را ارائه کردند. این دو، فعالیت خود را به عنوان جمع‌بندی و بررسی نهایی فعالیتهای محاسباتی و مشاهداتی پیشین مطرح نمودند و به همین دلیل در تمامی مراحل کار تلاش کردند تا به مقایسه نتایج به دست آمده با نتایج موجود از تحقیقات پیشین بپردازند.
شکل (1-2)- کوه کاگل، توپوگرافی، زمين‌شناسی و محل ايستگاه‌ها ]39[
شکل (2-2)- کوه ژوزفين پيک، توپوگرافی، زمين‌شناسی در محل ايستگاه‌ها ]39[
شکل (2-3)- کوه باتلر، توپوگرافی، زمين‌شناسی و محل ايستگاه‌ها ]39[
منطقه انتخاب شده توسط این دو، قسمتهایی از کوههای آپالاچی بود و علت انتخاب این ناحیه را نزدیک بودن هندسه کوهها با هندسه دو بعدی مورد استفاده در مطالعات عددی از جمله تحقیقات (Boore, 1972) ]23[ و نیز امکان بررسی تاثیر دو عارضه توپوگرافی مجاور هم در این ناحیه عنوان نمودند.
روش کار گریفیث و بالینگر بدین صورت بوده است که سه ناحیه مجزا با توپوگرافیهای متفاوت را انتخاب نمودند و سپس مقدار بزرگنمایی طیفی را در قسمتهای مختلف هر یک از این نواحی سه‌گانه به روشی مشابه روش بور محاسبه نمودند. در مرحله بعد با انجام انفجارهایی در منطقه به ثبت مقدار واقعی ضرایب بزرگنمایی روی آوردند و در انتها به مقایسه نتایج پرداختند. وضعیت مناطق انتخاب شده در شکلهای (2-4) تا (2-6)، نتایج محاسبات تئوریک در شکلهای (2-7) تا (2-9) قابل مشاهده می‌باشد.
همانگونه که ملاحظه می‌شود هرچند که نتایج مربوط به روشهای محاسباتی و روشهای مشاهداتی از نظر کیفی سازگار هستند، اما از لحاظ مقدار ضریب بزرگنمایی، تفاوتهایی بین این دو روش به چشم می‌خورد.
با توجه به خروجی‌های ارائه شده، گریفیث و بالینگر نخست به مقایسه نتایج حاصل از روشهای محاسباتی و نتایج حاصل از روشهای مشاهداتی پرداختند در نتایج ارائه شده برای پاسخ های عددی، سه زاویه 0، 30 و 60 درجه جهت زاویه برخورد امواج با سطح توپوگرافی فرض شد و به همین دلیل در هر ناحیه سه مقدار متفاوت به عنوان ضریب بزرگنمایی ارائه گردید. با مقایسه ضرایب بزرگنمایی حاصل از روشهای عددی و ضرایب حاصل از شکلهای (2-7) تا (2-9) چند موضوع اساسی به عنوان نتیجه مطرح گردید؛ از جمله این که ضرایب حاصل از روش عددی مقدار کمتری را برای ضریب بزرگنمایی بر روی قله کوه بدست می‌دهد. این تفاوت هرچند در سایر نقاط نیز مشاهده می‌گردید ولی مقدار آن بر روی قله بیش از سایر نقاط بوده است. در این راه هرچند استفاده از فرکانس‌هایی غیر از فرکانس‌های استفاده شده در حل عددی ممکن بود به ضرایب بزرگتری منجر گردد ولی به نظر نمی‌رسید که این افزایش مقدار در اثر تغییر فرکانس ورودی چندان قابل توجه باشد. همچنین در صورت استفاده از فرکانس‌های مختلط برای امواج مهاجم، مشابه روش (Aki & Larner, 1970) ]3[ ، از مقدار ضریب بزرگنمایی حاصل از حل عددی کاسته می‌شد زیرا در این تحقیق تنها از فرکانس‌های حقیقی استفاده شده بود.
شکل(2-4)کوه پاول وايستگاههای انتخاب شده]7 [ 6 شکل (2-5)- کوه بيز و ايستگاههایانتخاب شده]67
شکل (2-6)- کوه گپ و ايستگاههای انتخاب شده ]67[
شکل (2-7)- کوه پاول، ضريب بزرگنمايی حرکت افقی زمين، به روش بور]6
شکل (2-8)- کوه بيز، ضريب بزرگنمايی حرکت افقی زمين، به روش بور]67[
شکل (2-9)- کوه گپ، ضريب بزرگنمايی حرکت افقی زمين، به روش بور]67[
از سوی دیگر روشهای عددی و مشاهداتی هر دو در زمینه تاثیر زاویه برخورد به نتیجه مشترک می‌رسیدند که هرچند زاویه برخورد در مقدار ضریب بزرگنمایی موثر است ولی نوع و مقدار تاثیر آن به نحوی تقریباً غیرقابل پیش‌بینی در هر قسمت از کوه متغیر است. با این وجود، گریفیث و بالینگر چنین اظهار داشتند که با دور شدن زاویه برخورد از زاویه قائم، محل وقوع بیشترین ضریب بزرگنمایی به سوی دره دورتر از چشمه حرکت می‌نماید.
ضرایب ارائه شده توسط گریفیث و بالینگر مقداری کمتر از ضرایب ارائه شده توسط دیویس و وست بوده است. آنها با توجه به این تفاوت، علت را در بلندتر بودن کوههای مورد مطالعه توسط دیویس و وست می‌دانند.از سوی دیگر هرچند در آن زمان اطلاعات ثبت شده در مورد ضرایب بزرگنمایی حرکت قائم زمین چندان زیاد نبود ولی همین اطلاعات اندک با نتایج حاصل توسط دیویس و وست تطابق داشت و براساس آن چنین نتیجه گرفته شد که تاثیر توپوگرافی سطح زمین بر حرکت قائم کمتر از تاثیر توپوگرافی بر حرکت افقی می‌باشد.برای جمع‌بندی نتایج بدست آمده از ضرایب بزرگنمایی زمین براساس فاصله از قله میانگین گرفته شد و حاصل این امر در یک نمودار مجزا رسم گردید. این نمودار در شکل (2-10) قابل مشاهده است. در این نمودار خطوط نقطه‌چین، خط‌چین و توپر معرف نتایج حل عددی به روشی مشابه روش بور با زاویه هجوم متفاوت می‌باشد.
شکل (2-10)- ضريب بزرگنمايی سطح زمين براساس فاصله از قله برای کوههای پاول ، بيز و گپ ]67[
همانگونه که ملاحظه می‌شود با توجه به نتایج گریفیث و بالینگر در بین نتایج تئوری، نتایج مربوط به زاویه هجوم 30 درجه بیش از بقیه به نتایج مشاهدات نزدیک می‌باشد. این امر بیانگر این مساله است که روشهای مورد استفاده تا سال 1979 برای مدل کردن تمامیت یک عارضه توپوگرافی کارایی نداشته‌اند و به عبارت دیگر پارامترهای تاثیر گذاری وجود داشته‌اند که در این روشها در نظر گرفته نمی‌شدند. همچنین (Jibson, 1987) ]76[ تشدید تقویت شده در نزدیکی تاج تپه طی پنج زلزله در Matsuzaki ژاپن را اندازه‌گیری نموده است. شکل (2-11) نشان می‌دهد که شتاب ماکزیمم نرمال شده چگونه در نقاط مختلف در امتداد تپه تغییر میکند. شتاب ماکزیمم متوسط تاج حدود 5/2 برابر شتاب متوسط قاعده می‌باشد.
(Finn, 1991) ]56[ نیز الگوی مشابهی از نحوه تشدید در ناهمواریها در زلزله‌های ایتالیا و شیلی را با استفاده از الگوهای خسارت پیشنهاد داده است.
(Campillo et al., 1993) ]31[ اظهار نمودند تحلیل ناهمواریهای توپوگرافی مسئله‌ای پیچیده است و اندرکنش امواج می‌تواند بسته به هندسه ناهمواری و انواع آن، فرکانس‌ها و زاویه برخورد امواج ورودی، الگوهای پیچیده‌ای از تشدید و تضعیف را ایجاد کند.
((Bard, 1994 ]18[ عنوان کرد که همخوانی خوبی میان بزرگنمایی حرکات لرزه‌ای مشاهده شده در قله کوهها و تضعیف آن در قعر دره‌ها با نتایج بدست آمده از مطالعات تئوری و عددی وجود دارد. وی اظهار داشت بزرگنمایی حرکت زمین در قله کوهها معمولاً برای مولفه‌های افقی بیشتر از مولفه قائم می‌باشد که مولفه‌های افقی ناشی از امواج S و مولفه قائم ناشی از امواج P هستند. همچنین تفاوت میان دو مولفه افقی، بسته به اینکه کدامیک در راستای توپوگرافی و کدامیک عمود بر آن باشد، نیز محسوس است. ((Bard, 1994 ]18[ نشان داده است که حداکثر بزرگنمایی با تیزی توپوگرافی ارتباط دارد و هرچه شیب توپوگرافی تیزتر باشد، بزرگنمایی حاصله بیشتر می‌شود.
شکل (2-11)- شتابهای ماکزيمم نرمال شده Matsuzaki ژاپن]76[
(Pedersen et al ., 1994a) ]133[ نتایج بررسیهای خود در زمینه تقویت موضعی و تفرق امواج بر روی یک پشته طویل در نزدیکی Sourpi در مرکز یونان را ارائه نمودند که مربوط به تحلیل رکوردهای زلزله‌های محلی ومنطقه‌ای بود. داده‌های مورد استفاده طی عملیات صحرایی جمع‌آوری گردید که بطور خاص به این منظور طراحی شده بود. شکل (2-12) هندسه Sourpi و محل ایستگاهها را نشان می‌دهد. داده‌های جمع‌آوری شده در حوزه زمان و فرکانس تحلیل شدند. در حوزه فرکانس، نسبتهای طیفی مقادیر تقویتی برابر 5/1 تا 3 را در قله پشته نسبت به قاعده پشته نشان می‌دادند. مولفه‌های افقی حرکت بیش از مولفه قائم دچار تقویت شده بودند و پایداری نسبتهای طیفی مشاهده شده برای زلزله‌های رخ داده در نواحی مختلف مشهود بود. نسبتهای طیفی نظری محاسبه شده توسط روش اجزای مرزی غیرمستقیم به محل وقوع زلزله‌ها وابسته بوده ولی از تطابق کلی با مقادیر مشاهداتی برخوردار بودند، شکل (2-13). سری دیگر داده‌ها که مربوط به Mont St. Eynard در نواحی آلپی فرانسه بود خصوصیات مشابهی را در خصوص مقادیر طیفی دارا بود به این ترتیب که مقادیر دامنه طیفی ایستگاههای واقع بر قله پشته تا چهار برابر مقادیر مربوط به قاعده پشته نیز می‌رسید. این مقادیر تقویت نسبی در محدوده برآوردی توسط شبیه‌سازیهای عددی نیز قرار می‌گرفت. شکل (2-14) هندسهMt. St. Eynard و موقعیت محل ایستگاهها و شکل (2-15) نتایج مقایسه بین مقادیر محاسبه شده و مشاهداتی را نشان می‌دهد. نتایج بررسیهای آنها نشان می‌داد که تطابق خوبی بین داده‌های تجربی و نتایج نظری وجود دارد و از شبیه سازیهای عددی می‌توان برای تخمین تقویت ناشی از توپوگرافی بر قله پشته‌ها استفاده کرد. همچنین نتایج موید آن بود که مقدار تقویت ناشی از توپوگرافی برای پشته‌های تحت مطالعه، محدود و معقول بوده است.
شکل (2-12)- هندسه کوه Sourpi و ايستگاههای اندازه‌گيری ]133[
شکل (2-13) مقايسه نسبتهای طيفی نظری (خطوط توپر) و نسبتهای طيفی مشاهده شدهبعلاوه و منهای انحراف معيار(ناحيه سايه زده شده) ]133[
شکل (2-14)- هندسه کوه Mt. St. Eynard و ايستگاههای اندازه‌گيری]133[
شکل (2-15)- نسبتهای طيفی نظری S2/S3 (خط‌چين‌ها) نسبتهای طيفی مشاهده شده (خطوط توپر)
و انحراف معيار نسبتهایطيفی مشاهده شده (نواحی سايه خورده) (a ) گروه T ، مولفه Z ،
) (b گروه T ، مولفه(c) E-W گروه R، مولفه (d) , Z گروه R ، مولفهE-W]133[
](Nechtschein et al.,1995 )124 [در فوریه سال 1994 یازده ایستگاه لرزه‌نگاری در دو محل را در اطراف شهر Nice و حدود 40 کیلومتری شمال آن به منظور بررسی برخی اثرات توپوگرافی مستقر نمودند. این اندازه‌گیریها به این منظور طراحی شده بود که تقویت و تضعیف حرکت سطح زمین در اثر عامل توپوگرافی نه فقط در قله پشته یا کف دره بلکه در امتداد پشته هم مورد ارزیابی قرار گیرد. در این راستا پنج دستگاه درCastillon و شش دستگاه درPiene نصب گردیدند. اندازه‌گیریها حدود یک ماه و نیم بطول انجامید و لذا تعداد زیادی زلزله‌های خفیف و انفجارهای معدنی ثبت شدند.
همانگونه که می‌دانیم محلهای در نظر گرفته شده برای انجام این نوع آزمایشات بایستی از لحاظ زمین‌شناسی هموژن باشند تا اثرات تقویت ناشی از خاک به حداقل برسند و لذا در چنین حالاتی تقویتها و تضعیفهای مشاهده شده از طریق نسبتهای طیفی بیشتر ناشی از اثرات توپوگرافی هستند. اشکال (2-16) و (2-17) مقاطع عرضی، زمین‌شناسی و موقعیت ایستگاهها برای هر دو محل انتخابی را نشان می‌دهند. برای تحلیل داده‌ها از روش نسبت طیفی استفاده شد که تقویت نسبی بین دو ایستگاه را اندازه‌گیری کرده و نشان می‌دهد. اشکال (2-18) و (2-19) منحنی‌های میانگین حاصل از تمامی نسبتهای طیفی برای دو ایستگاه مشخص را ارائه می‌دهند این محققان با توجه به نتایج اندازه‌گیریها جمع‌بندیهایی بعمل آوردند که برخی از مهمترین آنها عبارتند از : 1) همانگونه که نتایج مطالعات قبلی نشان می‌داد اثرات ناشی از توپوگرافی می‌توانند بسیار قابل ملاحظه باشند و از لحاظ مقدار و بزرگی به بزرگی مقادیر تقویت مشاهده شده در خاکهای نرم باشند.البته این بدان معنا نیست که اثرات توپوگرافی همیشه بزرگ هستند همانگونه که (Pedersen, 1994a) ]133[ نیز نشان داده بود؛ 2) برای پشته‌هایی که دارای امتداد مشخصی هستند اثرات تقویت در قله پشته در امتداد افقی عمود بر محور پشته بزرگترین مقدار را دارا می‌باشد که این نتیجه با محاسبات عددی 3D متعدد انجام شده توسط(Bouchon et al, 1995a) ]26[ و اغلب محاسبات 2D ساده (Geli et al.,1988) ]65[ تطابق کیفی دارد؛3) حرکت زمین تغییرات زیادی در امتداد شیب دارد.
شکل (2-16)- بالا) مولفه‌های E-W ثبت شده توسط ايستگاههای مستقر در Castillon ، پايين)
مقطع عرضی سايت Castillon]124[
شکل (2-17)- بالا) مولفه‌های E-W ثبت شده توسط ايستگاههای مستقر در Piene ، پائين) مقطع عرضی سايتPiene]124[
شکل (2-18)- نتايج تحليلهای طيفی برای مولفه E-W سايت Castillon]124[
شکل (2-19)- نتايج تحليلهای طيفی برای مولفه E-W سايتPiene]124[
2-2 - مطالعات نظری و تحليلهای عددی عارضه مثلثی شکل
در این بخش مطالعات نظری و تحلیلهای عددی مربوط به اثر توپوگرافی بررسی شده‌اند. در این ارتباط لازم بذکر است که به دلیل تعدد مطالعات نظری و تحلیلهای عددی، در این بخش و بطور خلاصه فقط سابقه تحقیقات و مختصری از نتایج مکتسبه ذکر گردیده است. برای نخستین بار در آغاز دهه هفتاد میلادی با توجه به مشاهدات انجام گرفته طی زلزله سن فرناندو که در زمستان سال 1971 میلادی روی داد، تلاشهایی جهت ارائه پارامترهایی برای ساده‌سازی مساله تاثیر توپوگرافی آغاز گردید. البته قابل ذکر است که پیش از این و در طول دهه شصت میلادی روشهای بسیار ساده شده‌ای بر مبنای چگونگی تبدیل موجهای حجمی به سطحی و انرژی منتقل شونده در این فرایند ارائه گردیده بود که از آن جمله می‌توان به تحقیقات(Gilbert& Knopoff,1960) ]66[، (Hudson, 1967) ]70[ و (Mc Ivor, 1969) ]112[ اشاره داشت.
بور با فرض یک محیط کاملاً الاستیک، ایزوتروپیک و هموژن به بررسی چگونگی انتشار امواج SH در برخورد با یک سطح آزاد ناهموار پرداخت. در این روش، او با استفاده از تفاضلهای محدود، بر روی مجموعه‌ای از نقاط واقع بر روی سطح آزاد ناهموار به ثبت تغییر مکانهای روی داده پرداخت و بدین ترتیب مجموعه‌ای از لرزه‌نگاشتها تهیه شد. در ادامه و با استفاده از تحلیل فوریه نسبتهای طیفی با تقسیم نتایج حاصل از سطح آزاد ناهموار بر نتایج مربوط به سطح آزاد هموار بدست آمد.
(Sanchez-Sesma & Rosenbluoth, 1979) ]140[، موج تفرق یافته ناشی از دره با شکل دلخواه تحت برخورد موج SH را بررسی نمودند. برای حل مسئله در این مطالعه، از فرمول‌بندی برحسب معادله انتگرالی فردهلم نوع اول استفاده شد. با استفاده از این روش، دره‌های با اشکال مثلثی و نیم سینوسی مورد تحلیل قرار گرفتند.
(Shah & Wong, 1982) ]155[ ، تفرق امواج SH در محیط نیم بیهایت را با استفاده از روش اجزاء محدود (FEM) مورد مطالعه قرار دادند. دره‌های به شکل نیم‌دایره و مثلثی شکل نیز بعنوان نمونه‌های عملی در این تحقیق مورد بررسی قرار گرفتند.
(Moeen-Vaziri & Trifunac, 1988a) ]116[ ، تفرق امواج SH در اثر برخورد با ناهمواریهای دو بعدی را بررسی نمودند. روش مورد استفاده ایشان، تکنیک بسط تابع موج در مختصات محلی و استفاده از توابع هنکل بوده است
(Sanchez-Sesma, 1990) ]148[ با استفاده از یک محیط با شکل گوه ساده، تلاش را جهت درک و ارائه حل تحلیلی تمرکز یا واگرایی امواج لرزه‌ای منعکس شده از عوارض توپوگرافی تحت اثر برخورد امواج SH و SV بعمل آورد.
(Moczo et al., 1996) ]113[ ، با استفاده از روش تفاضلهای محدود، تشدید 2D را در دره‌های آبرفتی تحت برخورد امواج SH بررسی نمودند. نتایج تحقیقات آنها نشان می‌داد که منحنی ارائه شده توسط (Bard & Bouchon, 1985) ]16[ برای تشخیص رفتار تشدید 2D همیشه صادق و کارا نیست. لازم به ذکر است که کلیه مطالعات فوق، در فضای تبدیل یافته فرکانسی انجام شده است.
از طرف دیگر، تحلیل ناهمواریهای توپوگرافی تحت امواج P وSV ، از پیچیدگی بیشتری برخوردار است. موج منعکس شده در اثر برخورد یک موج P به یک مانع، حاوی امواج P وSV خواهد بود. به همین ترتیب در اثر برخورد یک موج SV به یک مانع، موج منعکس شده هر دو مولفه P وSV را شامل می‌شود. به این پدیده، خاصیت تبدیل مود اطلاق می‌گردد.
(Vogt et al.,1988) ]168[ ، با استفاده از روش بارهای مجازی روی سطح دره، تفرق امواج حجمی در اثر وجود دره با شکل دلخواه را در فضای فرکانس بدست آوردند. مبنای این روش، استفاده از معادلات انتگرال مرزی بوده و دره‌های به شکل نیم‌بیضی و مثلثی مورد مطالعه موردی قرار گرفتند.
(Moeen-Vaziri & Trifunac, 1988b) ]117[، با استفاده از بسط سری توابع بصورت توابع بسل و هنکل، مسئله تفرق امواج از دره‌های دوبعدی را در فضای فرکانس مورد تجزیه و تحلیل قرار دادند و مقطع رسوبی دره لس‌آنجلس، با استفاده از روش فوق مورد آنالیز تفرق امواج قرار گرفت.
(Zhao et al.,1992) ]175[ ، با استفاده از یک روش عددی بر مبنای استفاده توام از المانهای محدود و نامحدود، تفرق امواج P وSV را در فضای فرکانسی بررسی نمودند. روش المانهای مرزی بکار رفته، مدل سازی دره با هرگونه هندسه خاص را امکانپذیر می‌ساخت.
(Zhao & Valliapan, 1993) ، تفرق امواج حجمی زلزله در اثر برخورد با توپوگرافی دره را مورد مطالعه قرار دادند. در مطالعه ایشان بار دینامیکی تابع زمان، به فضای فرکانس منتقل شده و سپس پاسخهای بدست آمده در فضای فرکانس، با تبدیل معکوس به فضای زمان انتقال یافته‌اند. مدل عددی مورد استفاده ترکیبی از المانهای محدود و نامحدود بود که با استفاده از آن، دره‌های به شکل مثلثی و ذوزنقه‌ای تحت شتابنگاشت زلزله پارکفیلد کالیفرنیا، مورد بررسی موردی قرار گرفتند.
(Pedersen et al., 1994b) ]134[ ، پاسخ لرزه‌ای سه‌بعدی توپوگرافیهای دوبعدی را با استفاده از روش اجزای مرزی غیرمستقیم (IBEM) مطالعه نمودند. نتایج مطالعات آنها نشان می‌داد که با توجه به بسیار کوچک بودن نسبت سیگنال به نویز در لرزه‌نگاشتهای مصنوعی حاصله (که با استفاده از تبدیل فوریه بدست آمده بودند) نه تنها تقویت امواج ورودی بلکه سرشت و طبیعت میدان امواج تفرق یافته نیز با استفاده از این روش قابل تفسیر می‌باشد.
(Sanchez – Sesma & Luzon., 1995) ]152[ ، از یک روش ساده شده اجزای مرزی غیرمستقیم برای محاسبه پاسخ لرزه‌ای دره‌های آبرفتی سه‌بعدی تحت برخورد امواج P ، S و رایلی سود جستند. آنها نتایج کار خود را در هر دو حوزه زمان و فرکانس ارائه دادند. نتایج آنها نشان می‌داد که امواج سطحی که بطور موضعی تولید می‌شوند نیز تاثیر قابل ملاحظه‌ای بر پاسخ لرزه‌ای دارند.
(Takenaka & Kennet, 1996a) ]163[ ، مدل الاستودینامیک2.5D جدیدی در فضای‌زمان برای یک محیط آنیزوتروپیک استنتاج نمودند که براساس تبدیل Radon ]110[ بدست آمده و در واقع جایگزینی از معادلات مبتنی بر تبدیل فوریه می‌باشد.
(Takenaka et al., 1996b) ]164[ ، انتشار موج از یک منبع نقطه‌ای را با فرض وجود یک توپوگرافی نامنظم مورد بررسی قرار داده و یک مدل محاسباتی جدید برای این مسئله 2.5D ارائه دادند. روش آنها در واقع گسترش و توسعه‌ای از روش ترکیبی معادله انتگرال مرزی – عدد موج بود که توسط (Bouchon, 1985) ]25[ و(Gaffet & Bouchon, 1989) ]62[ برای مطالعه مسائل توپوگرافی 2D پیشنهاد شده بود.
(Furumura & Takenaka, 1996) ]60[ ، روش شبه طیفی[1] را برای محاسبه میدان امواج الاستیک 3D منتشر شده در محیطی که دارای تغییراتی در دوبعد بود توسعه دادند. آنها در این تحقیق داده‌های مربوط به آزمایشات انکساری انجام شده در سال 1984 در کوههای Hidaka ژاپن را مورد استفاده قرار دادند و تطابق خوبی بین نتایج حاصله و مقادیر مشاهده شده یافتند.
(Luzon et al., 1997) ]108[ ، تفرق امواج P ، S و رایلی توسط توپوگرافیهای 3Dدر یک نیم فضای الاستیک را با استفاده از روش ساده شده اجزای مرزی غیرمستقیم مورد مطالعه قرار دادند. روش آنها براساس فرم انتگرالی میدانهای موج الاستیک تفرق یافته برحسب بارهای مرزی تک لایه‌ای استوار بود. (Gatmiri & Kamalian, 2002 a , b) ]63[ و ]64[ با استفاده از روش ترکیبی اجزای مرزی و اجزای محدود و اصلاح و توسعه توابع گرین مربوطه ، نرم افزاری را بنام Hybrid برای تحلیل دینامیکی غیرخطی محیطهای متخلخل اشباع تهیه نمودند که صحت نتایج حاصله از آن طی مقالات ]80[ ، ]81[ ، ]187[و]188[بررسی شده است. این روش و نرم‌افزار تهیه شده براساس آن، از معدود منابع موجود برای تحلیل در حوزه زمان محسوب می‌شوند که مهمترین مزایای آن را می‌توان به اینصورت خلاصه نموده ترکیب دو روش اجزای محدود و اجزای مرزی در فضای زمان، اصلاح و بازنویسی روابط مربوط به توابع گرین محیطهای الاستودینامیک در محیط زمان و امکان حل جداگانه مسئله با روش اجزای محدود و یا اجزای مرزی و یا ترکیبی از آنها. مروری بر موارد ذکر شده در این قسمت نشان می‌دهد که اغلب مطالعات انجام شده در حوزه فرکانس می‌باشند و در حوزه زمان مطالعات چندانی انجام نشده است.
تمامی مدلهای نظری و عددی فوق الذکر، وقوع تقویت حرکت لرزه‌ای در قلل پشته‌ها و یا بصورت کلی در توپوگرافیهای محدب نظیر دیواره‌ها را پیش‌بینی و برآوردمی‌نمایند. همچنین این مدلها اثرات تضعیف را در عوارض توپوگرافی مقعر نظیر دره‌ها و پای تپه‌ها تخمین می‌زنند. مطالعات نشان داده است(Pedersen et al.,1994a) ]133[ که شدت چنین اثراتی، حساسیت بیشتری نسبت به خصوصیات جبهه موج مهاجم، نظیر نوع موج و امتداد انتشار، دارند. نظریه‌های موجود همچنین موید آن هستند که اثرات ناشی از تقویت و تضعیف می‌توانند حرکات جزئی قابل توجهی را در امتداد و سطح زمین موجب شوند
در جمع‌اوري و تهيه اطلاعات موردنياز براي طراحي هر نوع حفاري زيرزميني پس از انجام مطالعات اقتصادي و فني (امكان‌پذيري مقدماتي طرح) پي‌جوئيهاي لازم و مقايسه‌گرينه‌هاي مختلف و انتخاب راه‌حل مطلوب مقدماتي كه براي دسترسي به هدف موردنظر ممكن ميباشد، مطالعات مقدماتي و تفصيلي زمين‌شناسي و اقليم‌شناسي منطقه اجراي طرح بايستي توسط مهندسين مشاور ذيصلاح پذيرد.
اقدام به جمع‌آوري اين اطلاعات و انجام مطالعات، اولين اقدام لازم در طراحي هرگونه فضاي زيرزميني بهر نوع و بهر شكل و براي هر هدفي كه باشد خواهد بود شناخت زمين‌شناسي محل احداث سازه، زيرزميني از ديدگاه تنشهاي موجود و بارهاي وارده بر وسائل نگهداري و انتخاب روشهاي كاربردي مطلوب حائز كمال اهميت است.
اطلاعاتي كه از نقشه‌هاي زمين‌شناسي بزرگ مقياس حاصل ميشود عمومي و كلي بوده و تمامي نيازهاي طراحان سازه‌هاي زيرزميني را در بر نمي‌گيرد. لذا براي تعيين دقيق مشخصات زمين‌شناسي، مطالعات كلي و دقيقتر خاك و سنگ از ضروريات اوليه طراحي است.
هدفهاي اصلي اكتشافات زمين‌شناسي
1ـ تعيين شرايط اوليه تشكيل و وضعيت واقعي سنگها، شرايط فيزيكومكانيكي آنها در محدوده حفريات و فاصله بين حفريات تا سطح زمين
2ـ تعيين شرايط سطحي زمين از نقطه‌نظر آبهاي سطحي، زهكشي‌هاي طبيعي، قناتها، چشمه و رودخانه‌ها
3ـ جمع‌آوري اطلاعات مربوط به گازدهي، حرارت و آب در زيرزمين
4ـ تعيين مشخصات زمين ساختي، تنشها و اثرات آنها روي دامنه فشارها در محدوده حفريات زيرزميني
مـراحـل اكتشـافي زمين‌شناسي از ديدگاه حفر و احداث حفريات زيرزميني
اقدامات اكتشافي از ديدگاه احداث حفريات زيرزميني شامل سه مرحله زير است:
الف ـ تحقيقات و اكتشافات مربوط به مشخصات عمومي طرح قبل از شروع طراحي
1ـ الف ـ بررسي كلي منطقه از ديدگاه تاريخي و آمارهاي موجود، سنگ‌شناسي چينه‌شناسي و محيط زيست
2ـ الف ـ بررسي عكس‌هاي هوائي، وضعيت گياهان منطقه، مشخصات بارز شيميائي سنگها و كشف شرايط اوليه تشكيل آنها (آذرين يا رسوبي)، مطالعه گسلها و چين‌خوردگي‌ها
3ـ الف ـ مطالعات آب‌شناسي، وضعيت رودخانه‌ها، سيل‌ها، تعيين PH آب، تعيين مشخصات حرارتي و شيميائي و املاح موجود در آبهاي سطحي براي تشخيص طبيعت سنگها و جنس زمين
4ـ الف ـ مطالعات ژئوشيمي براي تعيين مشخصات شيميائي سنگها و خاكهاي سطحي
5ـ الف ـ تعيين مشخصات ژئوفيزيكي با روشهاي مقاومت الكتريكي، لرزه‌نگاري و غيره و مقايسه آنها با نمونه‌هاي حاصل از گمانه‌هاي اكتشافي
6ـ الف ـ مطالعات دقيق درزه‌ها، گسيختگي‌ها و تهيه نقشه‌هاي مربوطه
ب ـ تحقيقات دقيق ژئوتكنيكي (زيرزميني) بموازات طراحي و قبل از شروع عمليات احداث
1ـ ب ـ جمع‌اوري اطلاعات مسلم از شرايط فيزيكي و شيميائي سنگهاي دربرگيرنده حفريات، هوازدگي، وزن مخصوص و مقاومت آنها
2ـ ب ـ جمع‌اوري اطلاعات در مورد استقرار و شيب لايه‌ها، چين‌خوردگي‌ها، گسلها، سطوح لايه‌بندي و درزه‌ها
3 ـ ب ـ جمع‌اوري اطلاعات مربوط به: مقدار، كيفيت، خواص شيميائي و عمق آبهاي زيرزميني
4 ـ ب ـ جمع‌اوري اطلاعات مربوط ب: مقدار، كيفيت و خواص شيميائي گازها و افزايش درجه حرارت زمين نسبت به عمق
ج ـ تحقيقات تكميلي در زمان عمليات احداث حفريات
تحقيقات تكميلي زير نه تنها براي كنترل اطلاعات داده شده توسط طراحان كه براي اطمينان از درستي روش اجرائي انتخاب شده و در صورت لزوم اصلاح و تغيير روشها بايستي صورت گيرد.
نمونه اين تحقيقات تكميلي در زمان احداث حفريات زيرزميني عبارتند از:
1ـ ج ـ حفر پيش تونلها و نمونه‌گيري از سنگهاي جلوتر از سينه‌كار و مطالعه ساير شرايط زمين محل طرح
2 ـ ج ـ تجزيه شيميائي آبها و گازها
3ـ ج ـ اندازه‌گيري تنشها و تقارب مقاطع
نتيجه‌گيري
احداث سازه‌هاي زيرزميني، در جهت دستيابي بهر هدف و يا در مسير حل هر مشكلي كه باشد، نسبت به احداث سازه‌اي مشابه در روي زمين بسيار پيچيده‌تر و مشكل‌تر و در نهايت بسيار گرانتر و پرهزينه‌تر خواهد بود
اجراي اينگونه طرحها، حتي با بكارگيري بهترين امكانات و توجه به كليه مقررات ايمني، نسبت به سازه‌هاي روي زمين، با خطرات جاني و مالي بيشتري روبرو ميباشد با توجه به اين حقايق است كه تهيه طرح توسط مهندسين مشاور، كه بر پايه مطالعات مقدماتي و تفصيلي زمين‌شناسي صورت پذيرفته باشد از الزامات و ضروريات هر پروژه زيرزميني است.
بدين ترتيب مشاور انتخابي براي طراحي سازه‌هاي زيرزميني بايد داراي توانائيهاي لازم جهت انجام دقيق اكتشافات و مطالعات موردنياز بوده و قدرت تحليل و طبقه‌بندي اطلاعات و كاربرد آنها را در طراحي صحيح پروژه داشته باشد و با كليه دستورالعمل‌هاي بين‌المللي اجرائي و روشهاي مدرن حفاري آشنا باشد.
بررسي نيروهاي وارده بر فضاهاي زيرزميني
1ـ تنش در پوسته زمين
وضعيت تنش در پوسته زمين، براي زمان و مكان معين، نتيجه تأثير نيروهايي با خصوصيات و فشارهاي گوناگون ميباشد. معمولاً قبل از شروع هر كار مهندسي در ساختارهاي زميني سعي ميشود وضعيت تنش را بدست آورد. وضعيت تنش زمين در حالت بكر پس از انجام عمليات حفاري و ايجاد ساختار دچار دگرگوني شده است و توزيع جديدي از تنش در سنگها و محدوده آن به وجود مي‌آيد.
تنشهاي مؤثر بر هر نقطه از پوسته زمين را ميتوان ناشي از فشاهاي زير دانست.
1ـ تنشهاي ثقلي: اين تنشها بر اثر وزن طبقات فوقاني ايجاد ميشود. به واسطه محصور بودن سنگها در دل زمين، تنشهاي جانبي نيز در اثر فشار ثقلي گسترش مي‌يابد. (اثر پواسون)
2ـ تنشهاي تكتونيكي: اين تنشها بواسطه تنشها بواسطه تأثير نيروهاي تكتونيكي و زمين ساختي نظير كوهزائي و يا گسل بوجود آيد.
3ـ تنشهاي محلي: اين تنشها بواسطه ناهمگوني در جنس طبقات يا سنگهاي همجوار بوجود مي‌آيند. نظير تمركز تنش در عدسيهاي ماسه سنگي يا اطراف كنكرسيونها.
4ـ تنشهاي باقيمانده: اين تنشها در حين تشكيل طبقات يا توده سنگها و در اثر فرآيندهايي نظير كريستاليزاسيون، دگرگوني، رسوبگذاري، تحكيم و بي‌آب شدن در سنگها بسته به مورد گسترش مي‌يابد. مثلاً تنش حاصل در مرز بين كريستالهاي يك سنگ كه داراي خواص فيزيكي متفاوت بوده و سرد شدن آنها متشابه يكديگر نيست از اين نوع مي‌باشند.
از بين انواع تنشهاي فوق تنشهاي ثقلي را ميتوان از طريق محاسبه بدست آورد. ذيلاً به انواع تنشهاي ثقلي و نحوه برآورد آنها اشاره مي‌كنيم.
فرض كنيم كه توده سنگي در عمق H و تحت محدوديت كامل داراي رفتار الاستيك باشد. در اين صورت وضعيت تنش چنين خواهد بود.
تنش قائم اصلي
كه در آن v وزن مخصوص سنگهاي فوقاني ميباشد.
كه در آن ضريب پواسون سنگ موردنظر ميباشد.
در اين حالت نسبت تنشهاي اصلي عبارتند از:
اگر محدوديت جانبي براي سنگ كامل نباشد مقدار H بيشتر از حد بالا خواهد بود. همينطور اگر سنگ ما كاملاً داراي رفتار پلاستيك باشد ميزان تنش هيدرواستاتيكي (M=1 و SH=Sv)
بايد توجه داشت براي سنگي با مشخصات مكانيكي معين يك عمق بحراني وجود دارد كه پس از آن سنگ داراي رفتار الاستيك بوده و تنش افقي ثقلي را ميتوان از ملاك تسليم بدست آورد به نحوه‌ي كه:
كه در آن OF برابر تنش تسليم (yield stress) ميباشد.
همينطور تنش قائم Sv در سنگهاي غيرهمگن (Heteregenous) ممكن است بواسطه تأثير ساختهاي زمين‌شناسي در يك فاصله افقي محدود دچار نوسانات زياد گردد. در شكل زير همانطوري كه ملاحظه ميشود وضع تنش قائم در صفحات افقي موازي كه يكسري طبقات چين خورده را قطع ميكند يكسان تغيير نمي‌كند در طول خط تنش قائم واقعي در زير ناوديس به 60% بيشتر از مقدار و در نقطه درست زير تاقديس به صفر مي‌رسد.
تأثير چين‌خوردگي سنگهاي لايه‌اي غير هموژن روي تنشهاي قائم زمين(1)
تأثير چين‌خوردگي سنگهاي لايه‌اي غير هموژن روي تنشهاي قائم زمين(2)
در حالت دوم سنگهاي چين‌خورده نظير يك چتر از انتقال مستقيم نيروهاي فوقاني به سنگهاي تحتاني جلوگيري ميكند. حال اگر طبقاتي در طول تاريخ حيات خود دچار تغييراتي نظير فرسايش شده باشد مشخصات و وضعيت تنشهاي افقي باز هم با آنچه از رابطه ساده SH=MSv بدست مي‌آيند متفاوت خواهند بود. فرض كنيم جزئي از يك سنگ كه در عمق Ho قرار دارد و در آن M=Mo است بواسطه تخريب ضخامتي برابر از طبقات رويي دچار كاهش بار گردد. (شكل 2ـ2) به واسطه حذف مقدار از تنش قائم تنش افقي به اندازه كاهش مي‌يابد. بنابراين بر اثر فرسايش ضخامت از سنگ، تنش افقي در عمق برابر خواهد بود.
بنابراين افزايش طبقات رويي باعث افزايش M شده و تنش افقي در اعماق كمتر از يك مقدار معين از تنش قائم بيشتر خواهد بود.
حال اگر چنانچه علاوه بر تنشهاي ثقلي انواه ديگر تنش نيز بر سنگ تأثير نمايد ممكن است نسبت تنشهاي افقي و قائم كاملاً متفاوت از آن است كه ذكر شد. برخي از دانشمندان معتقدند كه بواسطه خزش سنگها در طول اعصار زمين‌شناسي اختلاف تنشها از بين رفته و شرايط هيدرواستاتيكي فراهم آمده است.
تأثير فرسايش روي تنشهاي موجود در اعماق زمين
اندازه‌گيري بر جايي تنشهاي قائم و افقي در نقاط مختلف دنيا و تجربه و تحليل آماري آنها نشان مي‌دهد كه روابط زير بين تنش قائم و افقي و عمق نقطه موردنظر برقرار است: (Herget. G , 1973)
در اين روابط H برحسب فوت و Sv و SH برحسب pst ميباشد.
2ـ4 تنش در اطراف فضاهاي زيرزميني
فرض كنيم نقطه A در عمق 700 متري زمين تحت تأثير تنشهاي ثقلي قرار داشته باشد. وزن مخصوص سنگها در طبقات فوقاني 55/2 و ضريب پواسون سنگ در نقطه A برابر 3/0 فرض ميشود. وضعيت تنشهاي ثقلي در نقطه A بدين ترتيب خواهد بود.
همانطوريكه ملاحظه ميشود تنشهاي افقي و قائم هر دو فشاري هستند و سنگها معمولاً در فشار داراي استحكام كافي ميباشد لذا اين سؤال پيش مي‌آيد كه در اين شرايط ريزش فضاهاي زيرزميني به چه دلايلي صورت مي‌گيرد. پاسخ اين سؤال اين است كه ايجاد يك فضاي زيرزميني سبب متمركز شدن و افزايش سطح تنش در نقاطي واقع در اطراف فضاهاي مزبور ميگردد، به نحويكه تنش موضعي در اين نقاط از حد مقاومت سنگها فراتر ميرود همچنين بسته به عواملي نظير شكل تونل وضعيت اوليه تنش ممكن است تنشهاي كششي در نقاطي توسعه پيدا كنند و چون مقاومتها سنگها به كشش به مراتب كمتر از مقاومت آنها به فشار است لذا منجر به ريزش ميگردد.
1ـ2ـ4 تعريف تمركز تنش
نسبت تمركز تنش طبق تعريف عيارتند از نسبت تنش در يك نقطه مشخص يك جسم به ميانگين يكي از تنشهاي مؤثر بر جسم در شكل 3ـ2 داريم:
(ميانگين تنش مؤثر در نقطه P1)
(ميانگين تنش مؤثر در نقطه P2)
حال اگر سطح A1 مثلاً برابر سطح A2 باشد خواهيم داشت
تمركز تنشي
بدين ترتيب تنش متوسط مؤثر در نقطه P2 تمركزي برابر با ايجاد مي‌نمايد.
چگونگي تمركز تنش در اجسام باريك شده
اين موضوع در مورد فضاهاي زيرزميني نيز پيش مي‌آيد و بنابراين ضريب تمركز تنش در نقطه پس از ساختمان فضاي موردنظر عبارت است از: نسبت تنش در يك نقطه مربوطه پس از ايجاد ساختمان به تنش در همان نقطه قبل از ايجاد ساختمان مزبور در شكل بالا قسمتهاي هاشورخورده را ميتوان قسمت‌هايي از دو تونل موازي فرض نمود كه در توده سنگ موردنظر حفر شده‌اند. نتايج بالا را نيز ميتوان در مورد آنها تعميم داد. اگر علامت scf مثبت باشد تنش تمركز يافته با تنش اوليه هم علامت است ولي اگر scf منفي باشد تنش تمركز يافته داراي علامت خلاف تنش اوليه است.
2ـ2ـ4 توزيع تنش
اگر چنانچه مولفه‌هاي تنش (يا تنشهاي اصلي) در هر نقطه از جسمي مشخص باشد در اين صورت مي‌گوييم ميدان توزيع تنش مشخص است براي مثال در يك ميدان تنش ثقلي ساده، تنش در هر نقطه تابع مستقيمي از وزن طبقات فوقاني و به عبارت ديگر عمق نقطه (فاصله آن از سطح ميباشد) در بررسي وزن تنشها در اطراف فضاهاي زيرزميني معمولاً تنش در هر نقطه را با تنش قائم اوليه Sv يا( مقايسه نموده و ضريب تمركز تنش را تعيين مينمايند يعني
بنابراين در حالت بكر و دست نخورده ضريب تمركز تنش براي كليه نقاط دروني زمين برابر با 1+ است ولي به محض ايجاد يك فضاي زيرزميني، اين وضعيت اوليه به هم مي‌خورد و نتيجتاً تنش در برخي نقاط نسبت به وضع اوليه خود افزايش يا كاهش يا تغيير علامت مي‌دهد. اين تغيير بستگي مستقيم به شكل هندسي فضاي حفر شده دارد تا مسافتي دور از فضاي مربوطه مشاهده ميگردد ولي پس از آن فاصله تنشها به حالت اوليه خود باقي مي‌ماند به عنوان مثال اگر در يك ميدان تنش ثقلي ساده فضايي دايره‌اي حفر شود نقاطي كه بيش از 5 برابر شعاع دايره از مركز آن فاصله دارند دچار اغتشاش تنش نمي‌گردند و وضع اوليه خود را حفظ ميكنند.
3ـ2ـ4 تنشهاي مرزي يا جداره‌اي (Boundary stresses)
معمولاً بحراني‌ترين تمركز تنش در جداره تونل (يا فضايي ديگر) به وجود مي‌آيد. در هر نقطه از جداره تونل مولفه‌هاي مختلفي از تنش را ميتوان در نظر گرفت. به عنوان مثال در شكل 4ـ2 تنشهاي شعاعي ، مماسي و برشي (Tro) را ميتوان به هر جزء از جداره مؤثر دانست. در بين مولفه‌ها معمولاً تنش مماسي داراي تأثير بيشتري در پايداري بوده و لذا در بررسي وضعيت تمركز تنش در جداره اين مولفه را در نظر قرار مي‌دهند.
تنشهاي مؤثر بر جزء سطح جداره تونل
4ـ2ـ4 ضريب ايمني (Safety factor)
طبق تعريف نسبت مقاومت سنگ (كه طبق يكي از ملاك‌هاي تسليم تعريف ميشود) به تنش اعمال شده را ضريب ايمني گويند.
تنش مؤثر / مقاومت سنگي = ضريب ايمني
همانطوري كه مي‌دانيد معمولاً اختلاف قابل توجهي بين اندازه مقاومت نمونه سنگ در آزمايشگاه و مقاومت واقعي توده بر جاي سنگ وجود دارد. با منظور نمودن ضريب ايمني در محاسبات ميتوان اين اختلاف را موردنظر قرار داد.
اين امر در مورد ساير خواص سنگ نيز صادق است. و با احتساب يك ضريب ايمني مناسب ميتوان مقادير بدست آمده براي مشخصه‌هاي ماده سنگ را در مورد توده سنگ بكار برد. با به كارگيري يك ضريب ايمني همچنين اثر خطاهاي احتمالي را كه به بواسطه فرضيات متعدد در طول محاسبه تنش يا تغيير شكل ممكن است پيش آيد خنثي مي‌نمائيم.
در عمل مقادير متفاوتي از ضريب ايمني براي كارهاي مختلف پيشنهاد ميگردد يكي از مقادير متداول كه در طراحي ساختارهاي زيرزميني توصيه ميشود. (abert and durall) به قرار زير است.
1ـ براي قسمتهاي تحت فشار (نظير پايه‌ها و ديواره‌هاي معدني) S.F=2-4
2ـ براي قسمتهاي تحت كشش (نظير سقف تونل در سنگهاي مطبق) SF=4-8
مقادير كمتر ضريب ايمني در طراحي ساختارهاي كم عمر و مقادير بيشتر در ساختارهاي طويل‌العمر به كار برده ميشود.
5ـ2ـ4 تنش حول فضاي زيرزميني با مقطع دايره‌اي
شكل 5ـ2 وضع تمركز تنش را در طول محورهاي تقارن يك فضاي دايره‌اي نشان مي‌دهد. كه تحت تأثير يك ميدان تنش يك محوري در امتداد قائم قرار دارد. تمركز تنش تابعي از ميزان اغتشاش تنش حاصل از صفر فضاي زيرزميني بوده و برحسب تعريف
ميانگين تنش مؤثر خارج از وزن اغتشاش / تنش در نقطه موردنظر = تمركز تنش
تنش مماسي در مرز فضاي زيرزميني و در امتداد محور افقي ماكزيمم است و ضريب تمركز تنش در اينحالت برابر 3 است. همانطوريكه در شكل ملاحظه ميشود با دور شدن از فضاي زيرزميني بسرعت به حالت نرمال ميل ميكند. تنش مماسي روي محور قائم و در مرز فضا، برابر تنش متوسط مؤثر ولي با علامت مخالف ميباشد، يعني كه تنش فشاري وارده ايجاد تنش مماسي كششي و برابر همان تنش فشاري خواهد نمود.
به هم خوردگي در وضع تنشهاي شعاعي كمتر ميباشد كليه اغتشاشات براي نواحي كه فاصله آنها از مركز دايره از دو برابر قطر دايره بيشتر است عملاً از بين ميرود (r=4a) كه در آن a شعاع دايره و r فاصله شعاعي از مركز فضاي مربوطه است.
فشار محصوركننده نيز بر وضعيت جديد تنش در اطراف فضاي زيرزميني مؤثر است. شكل 6ـ2 توزيع تنشهاي مماسي را روي مرز فضاي زيرزميني در سطوح مختلف فشارهاي محصوركننده نشان مي‌دهد.
شكل تمركز تنش در امتداد محور تقارن يك فضاي دايره تحت اثر ميدان تنش يك محوري
شكل تمركز تنش در جداره يك فضاي دايره‌اي شكل
بدليل تقارن تنها يك ربع از دايره در اين شكل نشان داده شده است. M عبارت است از نسبت تنشهاي افقي (محصوركننده) به تنشهاي مؤثر قائم بنابراين برحسب تعريف M=0 نشاندهنده تنش يك محوري و M=1 ميدان تنش هيدرواستاتيكي خواهد بود. همانطور كه مشاهده ميشود با افزايش فشار محصوركننده، تنش مماسي در امتداد محور افقي كاهش مي‌يابد ولي تنش مماسي كششي در محور قائم به ازاي M=1/3 يكي است و مقدار آن برابر ميباشد.
6ـ2ـ4 فضاي زيرزميني با مقطع تخم‌مرغي
در شكل 7ـ4 توزيع تنشهاي مماسي در اطراف فضاهاي زيرزميني با مقطع تخم‌مرغي و يا نسبت‌هاي مختلف عرض به ارتفاع نشان داده شده است. تنش مماسي كششي در مركز دهانه سقف و حوالي آن يعني روي محور قائم ايجاد ميگردد. تنش در محور افقي (يعني نيمه ديواره‌هاي كناري) فشاري ميگردد وقتيكه M=1/3 باشد حداكثر تنش فشاري در امتداد محور كوچكتر اعمال ميگردد وقتيكه M>1/3 باشد با افزيش فشارهاي محصوركننده تنش مماسي كششي در محور بزرگتر كاهش يافته و تبديل به تنش فشاري ميگردد. براي مقدار M=1 تنش فشاري در نيمه ارتفاع ديواره كناري به حداقل مي‌رسد.
با تغيير وضع هندسي (نسبت عرض به ارتفاع) فضاي زيرزميني، وضع توزيع تنش نيز تغيير ميكند. توزيع تنش براي بعد كوچكتر و عرض يا ارتفاع) نسبت به تغييرات فشار محصوركننده حساس‌تر است.
-ترسيم مقاطع سه تيپ کف و تعيين بار مرده و سربار کف ها با برآورد تقريبی ضخامت دالها با فرض اينکه از نوع دال با ضخامت يکنواخت باشند.
مقاطع تيپ های کف(پارکينگ, مسکونی و بام) در نقشه های پيوست ترسيم شده است.
الف ) تعيين ضخامت دال :
سيستم دال اين ساختمان دو طرفه ميباشد كه بر اساس روابط موجود براي دالهاي دوطرفه ، براي حدس اوليه ابعاد داريم :
h = 1/160 (محيط)
ضخامت دال در بزرگترين چشمه :
h = 1/160 ( 2 * (5.1+5.2) ) = 12.875 ~ 13 cm
بنابراين با فرض يکنواخت بودن ضخامت دال, مقدار 15 سانتی متر بعنوان ضخامت دال پيشنهاد می شود.
ب)محاسبه بار کف ها:
- دال بتني بام و خرپشته
براي پوشش كف در بام و سقف خرپشته از آسفالت استفاده شده است.
وزن واحد سطح kg/m2
تعداد
وزن واحد حجم kg/m3
ضخامت به متر
m
110
1
2200
05
آسفالت
15
-
-
-
قير گوني در دو لابه
160
1
1600
0.1
پوكه براي شيب بندي
360
1
2400
0.15
دال بتني
32
1
1600
02
گچ و خاك
13
1
1300
01
سفيد كاري
جمع : 690 kg/m2
-دال بتني در طبقات :
وزن واحد سطح kg/m2
تعداد
وزن واحد حجم kg/m3
ضخامت به متر
m
110
1
2200
05
موزاييك و ملات
80
1
1600
05
پوكه
360
1
2400
15
دال بتني
32
1
1600
02
گچ و خاك
13
1
1300
01
سفيد كاري
جمع : 595 kg/m2
مقدار 5 سانتيمتر پوكه براي ايجاد فضاي مناسب جهت انتقال و جاسازي تجهيزات در نظر گرقته شده است.
-دال بتني طبقه همکف :
وزن واحد سطح kg/m2
تعداد
وزن واحد حجم kg/m3
ضخامت به متر
m
42
1
2100
02
ملات ماسه سيمان
91
1
1300
07
پوكه
360
1
2400
15
دال بتني مسلح
21
1
2100
01
پوشش کنيتکس
جمع : 514 kg/m2
ج)محاسبه بار سطحی ديوارها:
الف)ديوارهای داخلی(تيغه ها):
براي ديوار داخلي , از دو لايه نازك كاري ( گچ و خاك , سفيد كاري ) استفاده شده است. (جزئيات مطابق ديتيلها)
وزن واحد سطح
تعداد
وزن واحد حجم
ضخامت به متر
85
1
850
100
آجر مجوف
48
2
1600
015
گچ و خاك
13
2
1300
005
سفيد كاري
جمع : 146 kg/m2
وزن اين تيغه ها بصورت گسترده همراه با بارهای زنده به حساب می آيد.
ب ) ديوار پيراموني :
وزن واحد سطح kg/m2
تعداد
وزن واحد حجم kg/m3
ضخامت به متر
m
170
1
850
20
آجر مجوف و ملات
56
1
2800
02
سنگ گرانيت
44
1
2200
02
ملات پشت سنگ
32
1
1600
02
گچ و خاك
13
1
1300
01
سفيد كاري
جمع : 315 kg/m2
وزن واحد سطح براي ديوار پيراموني در جهت ديوار برشی برابر kg/m2 315 ميباشد.
با احتساب 40 درصد بازشو در جهت قاب خمشی داريم :
وزن واحد سطح ديوار در جهت قاب خمشی =315×( 1 – 0.4 ) =189 kg/m2
ج ) ديوار برشي :
وزن واحد سطح kg/m2
تعداد
وزن واحد حجم kg/m3
ضخامت به متر
m
170
1
850
20
آجر مجوف و ملات
56
1
2800
02
سنگ گرانيت
44
1
2200
02
ملات پشت سنگ
612
1
2450
25
بتن مسلح
32
1
1600
02
گچ و خاك
13
1
1300
01
سفيد كاري
جمع : 757 kg/m2
ب ) ديوار داخلی(دور راه پله) :
وزن واحد سطح kg/m2
تعداد
وزن واحد حجم kg/m3
ضخامت به متر
m
170
1
850
20
آجر مجوف و ملات
48
2
1600
015
گچ و خاك
13
2
1300
005
سفيد كاري
جمع : 231 kg/m2
ب ) دورچينی بام :
وزن واحد سطح kg/m2
تعداد
وزن واحد حجم kg/m3
ضخامت به متر
m
170
1
850
20
آجر مجوف و ملات
56
1
2800
02
سنگ گرانيت
84
2
2100
02
ملات پشت سنگ
جمع : 310 kg/m2
د)خلاصة بارهای گستردة کف ها:
بارهای گسترده هر کف شامل بارهای مرده و زنده است: که بارهای مرده عبارتند از: وزن دال و تيغه ها. بنابراين داريم:
بار زنده(kg/m2)
بار مرده(kg/m2)
کف طبقه
مجموع((kg/m2
بار معادل تيغه ها(kg/m2)
وزن کف(kg/m2)
500
660
146
514
همکف
200
741
146
595
طبقات
150
690
-
690
بام
البته در راه پله های طبقات بار زنده بعلت کاربری مسکونی ساختمان برابر با 350 kg/m2 در نظر گرفته شده است.
-طراحی نهايی دالها:
دال مورد استفاده در اين ساختمان در چهار لبة خود متکی بر ديوار يا تيرهای قوی می باشد. همة دالها دارای شرايط زيرند:
در چهار طرف روی تيرها يا ديوارهايی تکيه دارند.
رابطة زير در مورد تيرهای زيرسری صادق است:
که در رابطة فوق:
bw=عرض جان تير که برابر با 40 سانتيمتر است.
hb=ارتفاع کل تير که برابر با 50 سانتيمتر است.
ln=دهانه آزاد که حداکثر مقدار آن در بزرگترين چشمه برابر با 520-40=480 cm است.
hs=ضخامت دال که برابر با 15 سانتيمتر است.
نسبت طول آزاد دالها به عرض آزاد آنها, کوچکتر يا مساوی 2 می باشد.
بارهای وارد بر دالها, همه بارهای قائم بوده و بصورت يکنواخت پخش شده اند.
بنابراين تمام اين دالها شرايط آئين نامه بتن ايران را برای دالهای دوطرفة متکی در لبه ها ارضاء می کنند. در هر طبقة اين ساختمان 7 نوع دال داريم که اينها در نقشة تيپ بندی دالها رسم و نشان داده شده اند. دال تيپ 8 مربوط به دال سقف خرپشته است و مثل دال بام بارگذاری می شود.
برای طراحی اين دالها از روش ضرايب جدولی استفاده می شود. بعنوان مثال برای دال تيپ 2 واقع در طبقة سوم داريم:
ضخامت اولية دال:
ضخامت اولية دال طبق مرحلة قبل برابر با 15 سانتيمتر انتخاب می شود.
محاسبة بار نهايی وارد بر دال:
طبق بارهای حاصله در مرحلة قبل بار مردة اين طبقه برابر با 7.41 KN/m2 و بار زندة آن برابر با 2 KN/m2 می باشد. در نتيجه:
wu=1.25wD+1.5wL=1.25×7.41+1.5×2=12.2625 KN/m2
تعيين لنگرهای طراحی:
طول دهانة کوتاه برابر با 5.0 متر و طول دهانة بلند برابر با 5.2 متر می باشد و در نتيجه m برابربا 0.96 خواهد شد و ضرايب لنگر و برش براساس اين m درون يابی می شوند.
لنگر منفی در لبة ممتد دال
(در امتداد دهانة کوتاه)M-=0.037×12.2625×5.02=11.343 KN.m/m
(در امتداد دهانة بلند)M-=0.057×12.2625×5.22=18.90 KN.m/m
لنگر مثبت
در امتداد دهانة کوتاه:
(بار مرده)M+=0.0216×9.2625×5.02=5.00 KN.m/m
(بار زنده)M+=0.0304×3×5.02=2.28 KN.m/m
کل M+=7.28 KN.m/m
در امتداد دهانة بلند:
(بار مرده)M+=0.0214×9.2625×5.22=5.36 KN.m/m
(بار زنده)M+=0.0276×3×5.22=2.24 KN.m/m
کل M+=7.60 KN.m/m
لنگر منفی در لبة غيرممتد
(در امتداد دهانة بلند)M-=3/4×7.60=5.7 KN.m/m
چون چشمة مذکور در امتداد دهانة کوتاه خود لبة غيرممتد ندارد, مقدار لنگر غيرممتد در امتداد آن دهانه برابر با صفر فرض می شود.
حال ظرفيت خمشی حداکثر ضخامت 150 ميليمتر را تعيين می کنيم.
چون شرايط محيط ملايم است, مقدار پوشش بتن برای دالها برابر 25 ميليمتر در نظر گرفته می شود.
در هر امتداد لنگر متوسط در نوار لبه ای مساوی ⅔ لنگر نوار ميانی است. بنابراين کافی است در نوار لبه ای, فاصلة ميلگردهای بدست آمده برای نوار ميانی در 1.5 ضرب شود. البته فاصلة حداکثر ميلگردها نبايد از h=3×150=450 mm يا 350 ميليمتر تجاوز نمايد. پس داريم:
لبة ممتد در امتداد دهانة کوتاه=(Ф10at350)
وسط دهانه در امتداد دهانةکوتاه= (Ф10at350)
لبة غيرممتد در امتداد دهانة کوتاه=(Ф10at350)
لبة ممتد در امتداد دهانة بلند=(Ф10at220)
وسط دهانه در امتداد دهانة بلند= (Ф10at350)
لبة غيرممتد در امتداد دهانة بلند=(Ф10at350)
انتخاب نقاط قطع ميلگردها:
نقاط قطع ميلگردهای دال در هر جهت در نقشه های پروژه ترسيم شده است.
کنترل برش:
بار کل نهايی دال=WU=5.0×5.2×12.2625=318.83 KN
شدت بار گستردة يکنواخت روی تير بلند=0.63/2×1/5.2×318.83=19.31 KN/m
شدت بار گستردة يکنواخت روی تير کوتاه=0.37/2×1/5.0×318.83=11.80 KN/m
ملاحظه می شود که مقاومت برشی مقطع از برشها موجود بيشتر است و مقطع دال در برابر نيروهای برشی مقاوم است.
همچنين با توجه به ضرايب برش, 63% از بارها در امتداد دهانة کوتاه و 37% بقيه در امتداد دهانة بلند حمل می شوند.
محاسبة تغييرشکل دال:
محاسبات مربوط به تغييرشکل تحت بارهای بدون ضريب صورت می گيرد. با توجه به اينکه لنگرها بر اساس بارهای نهايی(بارهای بدون ضريب) محاسبه شده اند, لازم است بر ضريب بار تقسيم گردند, تا لنگر ناشی از بارهای خدمت بدست آيند.
Mbl=1/1.5×2.24=1.493 KN.m/m
Mbd=1/1.25×5.26=4.288 KN.m/m
Ec=5000√25=25000 N/mm2
Ig=1000×1503/12=281250000 mm4
EcIg= 7.03125E+12
∆l=3/32×1.493×106×52002/ 7.03125E+12=0.54 mm
∆d=1/16×4.288×106×52002/ 7.03125E+12=1.03 mm
چون ρ' برابر صفر است و با فرض محاسبة حداکثر نشست در بيش از 5 سال, تابع زمان ζ برابر با 2 خواهد شد, پس تغييرشکل کل ناشی از بار مرده برابر خواهد بود با:
کل ∆d=(1+λ)∆d=3.09 mm
∆T=∆l+∆d=3.63 mm
مقدار خيز مجاز برابر با 360/1 طول دهانة کوتاه است, که برابر با 14 ميليمتر می باشد, که از خيز محاسبه شده کمتر است, پس از نظر خيز دال قابل قبول است.
بدين ترتيب دال تيپ 2 واقع در طبقة سوم طراحی شد. طراحی بقية دالها نيز در جداول صفحة بعدی آورده شده است.
- ارزيابی ارتفاع تيرها و ابعاد ستونها:
الف ) تعيين ابعاد شاهتيرها:
چون نوع قابهای موجود در دو جهت خمشی ويژه است و وظيفة حمل نيروهای جانبی را دارد, که در اين مورد ارتفاع تير 1/10 تا 1/12 دهانه قابل توصيه است. و عرض تير نيز حدود 1/2 تا 3/4 ارتفاع آن می باشد. بنابراين داريم:
h=(1/10-1/12)×lmax=(1/10-1/12)×520=52~43.33 cm
بنابراين ارتفاع 50 سانتيمتر برای شاهتيرها انتخاب می شود.
b=(1/2-3/4)×h=27.5~41.25 cm
و عرض 40 سانتيمتر نيز برای تيرها انتخاب می شود.
پس ابعاد تيرها در هر دو جهت برابر 40×50 سانتيمتر انتخاب می شود.
A : سطح بارگير ستون كه براي چشمه هاي مختلف متفاوت ميباشد.
N : تعداد طبقات (تعداد سقفهاي روي ستون مورد نظر)
با بالا رفتن در طبقات عدد N كاهش مي‌يابد كه باعث كاهش ابعاد ستونها ميگردد. ولي كاهش ابعاد ستونها در هر طبقه هم از نظر مقدار ناچيز است و هم از نظر اقتصادي مقرون به صرفه نخواهد بود زيرا هزينه هاي زيادي از نظر تعويض قالبها و نيز سختي اجرا خواهيم داشت. از طرف ديگر ادامه دادن ابعاد ستونها با ابعاد اوليه (ابعاد بدست آمده براي طبقه اول) مناسب نيز ميباشد، لذا براي حالت بهينه در طبقه سوم يك تغيير ابعاد انجام مي‌دهيم.
-ابعاد ستونها :
طبقات 5 و4 و3
طبقات 1 و 2 و زيرزمين
35 cm
40 cm
ستونهاي گوشه
40 cm
45 cm
ستونهاي كناري
45 cm
55 cm
ستونهاي وسط
-تعيين بارهای قائم مشخصه وارد بر تيرها:
الف)محاسبة بار شاهتيرها:
در محاسبة وزن تير, فقط وزن آن قسمت از تير که از زير دال کف برجسته است, به حساب می آيد چون وزن ناحية مسترک در دال منظور شده است.
(h×b)×24=0.4×(0.5-0.15)×24=3.36 KN/m
ولی وزن شاهتير توسط خود نرم افزار تحليل با توجه به وزن واحد حجم بتن منظور می شود و نيازی به در نظر گرفتن آن نيست.
ب)محاسبة بار ديوار پيرامونی:
وزن ديوار پيرامونی به صورت نيرو در واحد طول محاسبه شده و به صورت يکنواخت بر تير پيرامونی ساختمان اعمال می شود. در محاسبة وزن ديوار پيرامونی, وزن واحد سطح محاسبه شده برای آن در مرحلة اول در ارتفاع خالص ضرب می شود که در اين ميان اثر بازشوها نيز منظور می شود.
وزن ديوار پيرامونی در طبقة همکف در جهت ديوار برشی
(3.9-0.5)×3.15=10.71 KN/m
وزن ديوار پيرامونی در طبقة همکف در جهت عمود بر ديوار برشی
(3.9-0.5)×1.89=6.43 KN/m
وزن ديوار پيرامونی در طبقات و در جهت ديوار برشی
(2.95-0.5)×3.15=7.72 KN/m
وزن ديوار پيرامونی در طبقات و در جهت عمود بر ديوار برشی
(2.95-0.5)×1.89=4.63 KN/m
ج)محاسبة بار ديوار داخلی دور راه پله:
وزن ديوار داخلی در طبقة همکف در جهت ديوار برشی(تيپ 10)
(وجود بازشو برای ورودی طبقات)
(3.9-0.5)×2.31×(1-0.4)=4.71 KN/m
وزن ديوار داخلی در طبقة همکف در جهت عمود بر ديوار برشی(تيپ 14)
(وجود 100% بازشو در طبقة همکف برای ورود به ساختمان)
(3.9-0.5)×2.31×(1-1)=0 KN/m
وزن ديوار داخلی در طبقة همکف در جهت عمود بر ديوار برشی(تيپ13)
(تير پاگرد تراز نيم طبقه)
(3.9/2+2.95/2-.5)×2.31=6.76 KN/m
وزن ديوار داخلی در طبقات در جهت ديوار برشی(تيپ 10)
(وجود بازشو برای ورودی طبقات)
(2.95-0.5)×2.31×(1-0.4)=3.40 KN/m
وزن ديوار داخلی در طبقات در جهت عمود بر ديوار برشی(تيپ 14)
(2.95-0.5)×2.31=5.66 KN/m
وزن ديوار داخلی در طبقات در جهت عمود بر ديوار برشی(تيپ 13)
(تير پاگرد تراز نيم طبقه)
(2.95-0.5)×2.31=5.66 KN/m
وزن ديوار داخلی در بام در جهت ديوار برشی(تيپ 10)
(2.5-0.5)×2.31=4.62 KN/m
وزن ديوار داخلی در بام در جهت عمود بر ديوار برشی(تيپ 14)
(وجود بازشو جهت خروج به بام)
(2.5-0.5)×2.31×(1-0.4)=2.77 KN/m
وزن ديوار داخلی در بام در جهت عمود بر ديوار برشی(تيپ 13)
(تير پاگرد تراز نيم طبقه)
(2.95/2+2.5-0.5)×2.31=8.03 KN/m
د)وزن ديوار دورچينی بام:
با فرض ارتفاع 1.2 متر برای ارتفاع جان پناه بام داريم:
2×3.1=3.72 KN/m
ه)بار ناشی از پله ها:
تيرهای اطراف راه پله علاوه بر ديوارپيرامونی راه پله بار مرده و زندة پله ها را نيز تحمل می کنند. پله ها بصورت دوخم تعريف شده اند. عرض پله ها برابر 2.45 متر و در طبقه همکف به تعداد 10 پله در هر خم و ارتفاع پيشانی 19.5 سانتيمتر و پاخوری 29 سانتيمتر و طول پاگرد 110 سانتيمتر و در بقية طبقات به تعداد 9 پله در هر خم و ارتفاع پيشانی 16.39 سانتيمتر و پاخوری 29 سانتيمتر و طول پاگرد 124.5 سانتيمتر ساخته شده اند. که محاسبات بارهای زنده و مردة آنها در جداول صفحات بعدی آورده شده است. و همچنين در سمتی که راه پله در تراز نيم طبقه قرار می گيرد تيرهای قاب به تراز نيم طبقه منتقل شده اند و بعنوان تير تيپ 13 در پلان تيپ بندی هر طبقه معرفی شده است. که اين تير علاوه بر وزن پاگرد و شمشيری مربوطه وزن دو نيم ديوار داخلی راه پله در بالا و پايين کف موردنظر را نيز تحمل می کند.
و)بار ناشی از کف:
چون برای تحليل ساختمان مورد نظر از نرم افزار Etabs 2000 استفاده شده است, و اين نرم افزار بارهای زنده و مردة ساختمان که بصورت سطحی برروی اين عناصر اعمال می شوند را بصورت دوطرفه بروش تقسيم بار ذوزنقه ای به تيرهای کناری انتقال می دهد, پس نيازی به محاسبة بار ناشی از کف بر تيرها نمی باشد. و فقط بار خطی ناشی از موارد قبل را بر تيرها اعمال می کنيم.
تيپ بندی تيرها و شکل پله ها در اشکال صفحات بعدی آورده شده است.
بعنوان مثال برای محاسبة بار وارد(بغير از بار کف سازی) بر تير تيپ 1 واقع در همکف داريم:
وزن ديوار محيطی روی تير تيپ 1=6.43 KN/m
بار مردة واحد طول =6.43=6.43 KN/m
بار زندة واحد طول روی تير=0 KN/m
بدين ترتيب بار واحد طول برای شاهتير تيپ 1 حاصل می شود. بهمين ترتيب بار قائم وارد بر تيرهای ديگر محاسبه شده است که خلاصة محاسبات و نتايج آن در جداول صفحة بعد آورده شده است.
و توضيح اينکه تيرهای خرپشته از يک تيپ می باشند و فقط بار ناشی از وزن خود تير و دال خرپشته بعلاوة بار زنده را تحمل می کنند.
قبل از اقدام به پي سازي ساختمان، بايد اطمينان حاصل گردد كه در طرح و محاسبات نكات زير رعايت شده باشد:
الف- نشست زمين بر اثر تغيير سطح ايستايي
ب- نشست زمين ناشي از حركت و لغزش كلي در زمينهاي ناپايدار
پ- نشست ناشي از ناپايداري زمين براثر گودبرداري خاكهاي مجاور و حفر چاه
ت- نشست ناشي از ارتعاشات احتمالي كه از تاسيسات خود ساختمان يا ابنيه مجاور آن ممكنست ايجاد شود.
تعيين تاب فشاري زمين
براي روشن كردن وضع زمين در عمق، بايد چاه هاي آزمايشي ايجاد گردد. اين چاه ها بايد بعمق لازم و بتعداد كافي احداث گردد و تغييرات نوع خاك طبقات مختلف زمين بلافاصله مورد مطالعه قرار گيرد و نمونه هاي كافي جهت بررسي دقيق به آزمايشگاه فرستاده شود. براي بررسي و تعيين تاب فشاري زمين در مورد خاكهاي چسبنده نمونه هاي دست نخورده جهت آزمايشهاي لازم تهيه مي گردد و براي خاكهاي غيرچسبنده آزمايشهاي تعيين دانه بندي و تعيين وزن مخصوص خاك و يا آزمايش بوسيله دستگاه ضربه اي در محل انجام مي‌گيرد. در حين گمانه زني بايد تعيين كرد كه آيا زمين محل ساختمان خاك دستي است يا طبيعي و تشخيص اين امر حين عمليات خاكبرداري با مشاهده مواد متشكله جدار محل خاكبرداري و وجود سوراخها و مواد خارجي (نظير آجر چوب و زباله و غيره) مشخص ميشود.
چنانچه تشخيص داده شود زمين محل ساختمان خاك دستي است، بايد عمليات احداث چاه از قشر خاك دستي عبور كرده و بزمين طبيعي برسد.
چنانچه زمين طبيعي قابل بارگذاري در عمقي بيش از آنچه كه در نقشه پيش بيني شده است قرار گرفته باشد ، بايد در محاسبات پي سازي تجديدنظر شده و مشخصاتي متناسب با عمق و نوع و تاب زمين در نظر گرفته شود و هر گاه زمين طبيعي قابل بارگذاري عمق كم قرار گرفته باشد بايد با رعايت حداقل عمق لازم بمنظور حفاظت پي از يخبندان و آبهاي سطحي ، پي سازي ساختمان انجام گيرد.
در نقاطيكه داراي فصل يخبندان طولاني و شديد بوده و سطح آب زير زميني بالا باشد بايد كف پي در عمق پائين تر از عمق يخبندان قرار گيرد و همچنين در ساختمان هائيكه داراي سردخانه بوده و سطح ايستابي بالا ميباشد بايد ترتيبي اده شود كه زمين زيرپي از يخبندان مصنوعي نيز مصون باشد.
بمنظور تعيين تاب مجاز زمين ميتوان از تجربيات محلي مشروط بر آنكه كافي بوده باشد استفاده كرد. ابعاد پي ساختمانهاي ساخته شده قرينه اي براي تعيين تاب مجاز زمين خواهد بود.
هنگاميكه نتايج تجربي در دسترس نباشد و از طرفي تعيين دقيق تاب مجاز زمين با توجه به اهميت ساختمان، مورد نياز نباشد ميتوان تاب مجاز را با تعيين نوع خاك توسط متخصص با استفاده از جداول شماره يك مندرج در بخش دوم آئين كاربرد مكانيك خاك شماره 2-19 ايران تعيين نمود.
قراردادن پي ساختمان روي خاكريزهائيكه داراي مقدار قابل توجهي مواد رسي بوده و يا بخوبي متراكم نشده باشد، صحيح نبوده و بايد از آن خودداري كرد. در صورتيكه پي سازي در اين نوع بعللي اجباري باشد بايد نوع و جنس زمين مورد مطالعه و آزمايش قرار گرفته و سپس نسبت به پي سازي متناسب با اين نوع زمين اقدام گردد.
بتن و بتن آرمه
مصالح
سيمان: سيمان پرتلند مورد مصرف در بتن بايد مطابق ويژگيهاي استانداردهاي زير باشد:
الف- سيمان پرتلند، قسمت اول تعيين ويژگيها، شماره 389 ايران
ب- سيمان پرتلند، قسمت دوم تعيين نرمي، شماره 390 ايران
پ- سيمان پرتلند، قسمت سوم تعيين انبساط، شماره 391 ايران
ت- سيمان پرتلند، قسمت چهارم تعيين زمان گيرش، شماره 392 ايران
ث- سيمان پرتلند، قسمت پنجم تعيين تاب فشاري و تاب خمشي شماره 393 ايران.
ج- سيمان پرتلند، قسمت ششم تعيين ئيدراتاسيون، شماره 394 ايران
سيمان مصرفي بايد فاسد نبوده و دركيسه هاي سالم و در سيلوويا محلي محفوظ از بارندگي و رطوبت نگهداري شود. سيماني كه بواسطه عدم دقت در نگهداري و يا هر علت ديگر فاسد شده باشد بايد فورا از محوطه كارگاه خارج شود.
مدت سفت شدن سيمان پرتلند خالص در شرايط متعارف جوي بايد از 45 دقيقه زودتر و سفت شدن نهايي آن از 12 ساعت ديرتر نباشد. در انبار كردن كيسه هاي سيمان بايد مراقبت شود كه كيسه هاي سيمان طبقات تحتاني فشار زياد كيسه هائيكه روي آن قرار گرفته است واقع نشود. درنقاط خشك قرار دادن كيسه ها روي يكديگرنبايد از ده رديف و در نقاط مرطوب حداكثر از 4 رديف بيشتر باشد محل نگهداري سيمان بايد كاملاً خشك باشد تا رطوبت به آن نفوذ ننمايد.
شن و ماسه: شن و ماسه بايد از سنگهاي سخت مانند گرانيك- سيليس و غيره باشد. بكار بردن آهكي سست ممنوع است. ويژگهايي شن و ماسه مصرفي بايد مطابق با استانداردهاي زير باشد:
مصالح سنگي بتن را ميتوان از شن و ماسه طبيعي و رودخانه اي تهيه نمود بجز در موارديكه در آن صورت بايد مصالح شكسته مصرف گردد:
در موارديكه بكار بردن مصالح شكسته طبق نقشه و مشخصات ويا دستور دستگاه نظارت خواسته شده باشد.
هر گاه مصالح طبيعي و يا رودخانه اي طبق مشخصات نبوده و يا مقاومت مورد نياز را دارا نباشد.
در صورتيكه بتن از نوع مارك 350 و يا بالاتر باشد.
چنانچه مخلوط دانه بندي شده با ويژگيهاي استاندارد مطابقت نكند ولي بتن ساخته شده با آن داراي مشخصات مورد لزوم از قبيل تاب- وزن مخصوص و غيره باشد، دستگاه نظارت مي‌تواند با مصرف بتن مزبور موافقت نمايد.
شن و ماسه بايد تميز بوده و دانه هاي آن پهن و نازك و يا دراز نباشد. مقاومت سنگهائيكه براي تهيه شن و ماسه شكسته مورد استفاده قرار مي گيرند نبايد داراي مقاومت فشاري كمتر از 300 كيلوگرم بر سانتيمتر مربع باشد.
دانه بندي ماسه بايد طبق اصولي فني باشد. ماسه ايكه براي كارهاي بتن مسلح بكار مي رود نود و پنج درصد آن بايد از الك 76/4 ميليمتر عبور كند و تمام دانه هاي ماسه بايد از سرندي كه قطر سوراخهاي آن 5/0 ميليمتر است عبور نمايد.
دانه بندي ماسه براي بتن و بتن مسلح بايد طبق جودل شماره يك باشد.
اندازه الكهاي استاندارد
درصد رد شده از الكلهاي استاندارد
9500 ميكرن
4760 ميكرون
2380 ميكرون
1190 ميكرون
595 ميكرون
2597 ميكرون
149 ميكرون
100
95 تا 100
80 تا 100
50 تا 85
25 تا 60
10 تا 30
2 تا 10
جدول شماره 1: باقيمانده مصالح بين هر دو الك متوالي جدول فوق نبايد بيش از 45 درصد وزن كل نمونه باشد.
حداكثر لاي و ذرات ريز در ماسه نبايد از مقاديرز زير تجاوز نمايد:
الف- در ماسه طبيعي و يا ماسه بدست آمده از شن طبيعي 3 درصد حجم
ب- در ماسه تهيه شده از سنگ شكسته 10 درصد حجم
براي كنترل ارقام فوق بايد آزمايش زير در محل انجام گيرد. در يك استوانه شيشه اي مدرج به گنجايش 200 سانتيمتر مكعب، مقدار 100 سانتيمتر مكعب ماسه ريخته و سپس آب تميز به آن اضافه كنيد تا مجموع حجم به 150 سانتيمتر مكعب برسد بعد آنرا بشدت تكان داده و براي سه ساعت بحال خود باقي گذاريد پس از 3 ساعت ارتفاع ذرات ريز كه بر روي ماسه ته نشين شده و بخوبي از آن مقادير است از روي درجات خواند ميشود و بر حسب درصد ارتفاع ماسه در استوانه محاسبه مي گردد. درصد رس ولاي و ذرات ريز كه بدين ترتيب بدست مي‌آيد نبايد از مقادير مشخص شده در بالا تجاوز نمايد.
مصرف شن و ماسه ايكه از خرد كردن سنگهاي مرغوب و سخت در كارخانه بدست مي آيد، مشروط بر آنكه ابعاد دانه هاي آنها در جدول دانه بندي فوق قرار گرفته باشد، نسبت به شن و ماسه طبيعي ارجحيت دارد.
شن و ماسه بصورت حجمي و يا وزني با پيمانه ها و يا ترازوهائيكه بدينمنظور تهيه شده اندزه ميشوند. مقدار شن و ماسه مصرفي در بتن در جدولي كه بعدا خواهد آمد مشخص شده است. ابعاد شن مصرفي براي بتن بايد طوري باشد كه 90 درصد دانه هاي آن بر روي الك 76/4 ميلي متري باقي بماند.
انبار كردن شن و ماسه بايد بنحوي باشد كه مواد خارجي و زيان آور به آنها نفوذ نكنند. مصالح سنگي بايد برحسب اندازه دانه ها تهيه و در محلهاي مختلف انباشته شوند. مصالح درشت دانه (شن) بايد حداقل در دو اندازه جداگانه تهيه و انباشته گردد. مصالحي كه دانه بندي آنها حدودا بين 76/4 تا 1/38 ميليمتر است بايد از مرز دانه هاي 05/19 ميليمتري و مصالحي كه دانه بندي آناه بين 76/4 تا 8/50 يا 5/64 ميليمتر است بايد از مرز دانه هاي 4/25 ميليمتري به دو گروه تقسمي گردند.
آب: آب مصرفي بتن بايد تميز و عاري از روغن و اسيد و قليائي ها و املاح و مواد قندي و آلي و يامواد ديگري كه براي بتن و فولاد زيان بخش است، باشد. منبع تأمين آب بايد بتائيد دستگاه نظارت برسد. آب مورد مصرف بايد درمخازني نگهداري شوند كه از آلودگي با مواد مضر محافظت گردد.
حداكثرمقدار مواد خارجي موجود در آب بشرح زير است:
الف- حداكثر مواد اسيدي موجود در آب بايد باندازه اي باشد كه 50 ميليمتر مترمكعب سود سوزآور دسي نرمال بتواند يك سانتيمتر مكعب آب را خنثي كند.
ب- حداكثر مواد قليائي موجود در آب بايد باندازه اي باشد كه 50 ميليمتر مكعب اسيد كلريدريك دسي نرمال بتواند يك سانتيمتر مكعب آبرا خنثي كند.
پ- درصد مواد موجود در آب نبايد از مقادير زير تجاوز كند:
مواد آلي - دو دهم در هزار
مواد معدني- سه در هزار
مواد قليائي- يك در هزار
سولفاتها- نيم در هزار
درحالتي كه كيفيت آب مصرفي مورد ترديد باشد در صورتي ميتوان از آن استفاده نمود كه تاب فشاري بتن نمونه ساخته شده با اين آب حداقل 90 درصد تاب فشاري بتن نمونه ساخته شده با آب مقطر باشد. بطور كلي مصرف آبهاي آشاميدني تصفيه شده براي ساختن بتن بلامانع است.
فولاد (آرماتور): آرماتور تميز و عاري از پوسته هاي زنگ- روغن- گرد و خاك و يا هر نوع پوشش خارجي ديگرباشد. آرماتور معمولي بايد از فولاد با مقطع دايره و يكنواخت بوده و در هيچ مقطعي بواسطه عواملي از قبيل زدگي تضعيف شده و خواص مكانيكي آن مطابق جدول شماره (3-1-4) باشد. آرماتور بايد درنقاط خشك و عاري از رطوبت نگهداري شوند تا از نفوذ رطوبت و در نتيجه زنگ زدگي مصون بمانند.
گروه
خصوصيات
قطر به سانتيمتر
حداقل حد جاري شدن به كيلوگرم بر سانتيمتر مربع
تاب كششي بكيلوگرم بر
سانتيمتر مربع
درصد حداقل ازدياد طول نسبي در حالت گسيختگي
نرم I
18
2200
5000-3400
18
نيم سخت II
الف- IIa فولاد با سختي طبيعي
ب- IIb فولاد اصلاح شده
18
18
18
18
3600
3400
3600
3400
6200-5000
5000
20
18
14
نيم سخت III
الف- IIIa فولاد با سختي طبيعي
ب- IIIb فولاد اصلاح شده
18
18
18
18
4200
4000
4200
4000
5000
5000
18
8
سخت IV
الف- IVa فولاد با طبيعي
ب- IVb فولاد اصلاح شده
5000
5000
16
8
آزمايش ازدياد طول نسبي بر روي 20 سانتيمتر ازطول آرماتور آزمايش ميشود. منظور از فولاد اصلاح شده فولادي است كه بوسيله عمليات مكانيكي مخصوص از قبيل پيچاندن يا از حديده گذراندن و يا ضربه زدن حد ارتجاعي آنرا بالا برده باشند.
علاوه برخواص مندرج در جدول شماره (4-1-4) آرماتور مورد مصرف در بتن مسلح بايد در حرارت معمولي قابليت تغيير شكل كافي داشته باشد بنحوي كه اگر قطعه اي از ميله گرد را بزاويه 180 درجه در حالت سرد خم بنمائيم (بطوريكه دهانه انحناء آن دو برابرقطر ميله ميباشد) هيچگونه تركي در قسمتهاي كششي آن ايجاد نشود.
ميله گرد نبايد به گل يا هر گونه مواد ديگري كه تقليل دهنده يا از بين برنده چسبندگي بين بتن و ميله گرد است آغشته شده باشند بشرطي مجاز است كه اولا زنگ زدگي و پوسته هاي آن با برس زدن كاملاً برطرف گردند و ثانيا ضخامت ميله گرد پس از برس زدن و تميز كردن بيش از 5/0 ميليمتر (نيم ميليمتر) كاسته نگردد.
در انبار كردن ميله گرد ها بايد دقت شود كه آنها در مقابل هر گونه آسيبي، چه عمقي و چه سطحي و هر گونه زنگ زدگي و يا زيانهاي ديگر محافظت گردند.
آزمايش فولاد: انجام آزمايشهاي كنترل بعد از تحويل فولاد به كارگاه اجباري است و فقط در صورتيكه وزن كل آرماتور مصرفي در كارگاه از 50 تن كمتر باشد ميتوان به تشخيص دستگاه نظارت از انجام اين آزمايشها صرف نظر كرد.
براي كنترل حد جاري شدن و تاب كششي در حد گسيختگي و ازدياد طول نسبي بايد از فولادهائيكه بدفعات مختلف وارد كارگاه شده است نمونه برداري كرده و بآزمايشگاه فرستاد و چنانچه طبق تشخيص دستگاه نظارت آزمايشهاي ديگري ضروري باشد (مانند آزمايش تاشدگي) اين آزمايشها نيز براي روشن كردن بيشتر مشخصات فولاد بايد انجام گيرد. اگر ضمن آزمايش فولاد نقطه جاري شدن مشخصي بدست نيايد (مانند فولاد گروههاي b) بايد تنش نظير ازدياد طول نسبي دائمي 2 در هزار را بعنوان حد جاري شدن اختيار نمود. در صورتيكه شرايط ديگري پيش بيني نشده باشد و تعداد نمونه براي هر پنجاه تن فولاد و براي هريك از قطرهاي مورد استفاده 5 عدد ميباشد.
بطور كلي آهنهاي گرد مخصوص بتن مسلح بايد از فولاد نرم بوده و داراي مشخصات زير باشد:
الف- مدول ارتجاي آهن برابر 2.100.000 كيلوگرم بر سانتيمتر مربع
ب- حد مقاومت ارتجاعي برابر 2400 كيلوگرم بر سانتيمتر مربع
پ- مقاومت گسيختگي باربر 3600 كيلوگرم بر سانتيمتر مربع
ت- ازدياد طول نسبي در موقع گسيختگي برابر 20 درصد
ث- تنش مجاز برابر 1400 كيلوگرم بر سانتيمنتر مربع
در موارديكه در نقشه هاي اجرائي آهن آج دار پيش بيني شده باشد بايد از آهن آج دار مارپيچ (توراستيل )42 استفاده شود كه مشخصات آن بشرح زير است:
مدول ارتجاعي برابر 2.100.000 كيلوگرم بر سانتيمتر مربع و مقاومت ارتجاعي برابر 4200 كيلوگرم بر سانتيمتر مربع و مقاومت گسيختگي برابر 5000 كيلوگرم بر سانتيمتر مربع و ازدياد طول نسبي آن در موقع گسيختن برابر 8 درصد و تنش مجاز آن برابر 2400 كيلوگرم برسانتيمتر مربع خواهد بود.
مواد شيميائي
مصرف مواد شيميائي در بتن بايد طبق دستور دستگاه نظارت و از نوع و بميزان خواسته شده باشد. مواد شيميائي را بايد در محلهاي مناسبي نگهداري شوند بطوريكه از‌آلودگي، تبخير، يخ زدگي و نيز تغييرات درجه حرارت زياد و عوامل ديگري كه باعث تغييرات در خواص شيميائي ميگردد، جلوگيري بعمل آيد.
اجراي كارهاي بتني
كليات: جهت اجراي كارهاي بتني بايد علاوه بر استانداردهاي موسسه استاندارد و تحقيقات صنعتي ايران نكات زير نيز رعايت شود: قبل از بتن ريزي بايد كليه وسائل مخلوط كردن و حمل بتن تميز شوند. قالبها و محلهائيكه بتن در آنها ريخته ميشود بايد از مواد زائد و يخ پاك گردند. قالبها بايد كاملاً مرطوب و يا روغن مالي شده باشند.
جايگزاري آرماتور، لوله، ميله مهار و ساير قطعاتيكه در داخل بتن قرار ميگيرند و همچنين سوراخها و فضاهاي خالي كه لازم است در داخل بتن تعيين شود بايد قبلا به رويت و تصويب مهندس ناظربرسد. موادي كه جهت سوراخها و فضاهاي خالي در بتن قرارداده ميشوند بايد با موادي كه بتوان آنها را بآساني خارج نمود آغشته شوند.
سطوحي كه با بتن در تماس است و قابليت جذب آب دارد بايد كاملاً مرطوب شود.
چنانچه در محلي كه بايد بتن ريخته شود آب وجود داشته باشد بايد قبلا آب را از آن محل خارج كرد. اينكار ممكنست با كمك پمپ يا هواي فشرده و يا بصورت ديگري كه دستگاه نظارت مجاز بداند انجام گيرد. قبل از بتن روي بتن قبلي، شيره خشك شد و مواد زائيد و دانه هاي لق بايد از سطح بتن پاك شود.
عضو شوید
عضویت سریع
آمار مطالب
آمار بازدید
