Cảm ơn bạn đã ghé thăm Nature.com.Bạn đang sử dụng phiên bản trình duyệt có hỗ trợ CSS hạn chế.Để có trải nghiệm tốt nhất, chúng tôi khuyên bạn nên sử dụng trình duyệt đã cập nhật (hoặc tắt Chế độ tương thích trong Internet Explorer).Ngoài ra, để đảm bảo được hỗ trợ liên tục, chúng tôi hiển thị trang web không có kiểu và JavaScript.
Hiển thị băng chuyền gồm ba trang trình bày cùng một lúc.Sử dụng các nút Trước và Tiếp theo để di chuyển qua ba trang chiếu cùng một lúc hoặc sử dụng các nút trượt ở cuối để di chuyển qua ba trang chiếu cùng một lúc.
Bốn phần tử ống thép bê tông cao su (RuCFST), một phần tử ống thép bê tông (CFST) và một phần tử rỗng đã được thử nghiệm trong điều kiện uốn thuần túy.Các thông số chính là tỷ lệ cắt (λ) từ 3 đến 5 và tỷ lệ thay thế cao su (r) từ 10% đến 20%.Ta thu được đường cong mômen uốn, mô men uốn và đường cong mômen uốn.Phương thức phá hủy bê tông có lõi cao su đã được phân tích.Kết quả cho thấy kiểu phá hoại của các cấu kiện RuCFST là phá hoại uốn cong.Các vết nứt trong bê tông cao su được phân bổ đều và ít, và việc lấp đầy lõi bê tông bằng cao su sẽ ngăn ngừa sự phát triển của các vết nứt.Tỷ lệ cắt trên nhịp ít ảnh hưởng đến trạng thái của mẫu thử.Tốc độ thay thế cao su ít ảnh hưởng đến khả năng chịu mômen uốn nhưng có ảnh hưởng nhất định đến độ cứng uốn của mẫu.Sau khi đổ đầy bê tông cao su, so với mẫu từ ống thép rỗng, khả năng uốn và độ cứng uốn được cải thiện.
Do đặc tính kháng chấn tốt và khả năng chịu lực cao nên kết cấu ống bê tông cốt thép truyền thống (CFST) được sử dụng rộng rãi trong thực hành kỹ thuật hiện đại1,2,3.Là loại bê tông cao su mới, hạt cao su được sử dụng để thay thế một phần cốt liệu tự nhiên.Cấu trúc ống thép nhồi bê tông cao su (RuCFST) được hình thành bằng cách đổ đầy ống thép bằng bê tông cao su để tăng độ dẻo và hiệu quả năng lượng của kết cấu composite4.Nó không chỉ tận dụng thành tích xuất sắc của các thành viên CFST mà còn tận dụng hiệu quả chất thải cao su, đáp ứng nhu cầu phát triển của nền kinh tế tuần hoàn xanh5,6.
Trong vài năm qua, ứng xử của các bộ phận CFST truyền thống dưới tải trọng dọc trục7,8, tương tác tải trọng dọc trục9,10,11 và uốn thuần túy12,13,14 đã được nghiên cứu chuyên sâu.Kết quả cho thấy khả năng chịu uốn, độ cứng, độ dẻo và khả năng tiêu tán năng lượng của cột và dầm CFST được cải thiện nhờ việc đổ bê tông bên trong và cho thấy độ dẻo đứt gãy tốt.
Hiện nay, một số nhà nghiên cứu đã nghiên cứu hoạt động và hiệu suất của cột RuCFST dưới tác dụng của tải trọng trục kết hợp.Liu và Liang15 đã thực hiện một số thí nghiệm trên các cột RuCFST ngắn và so sánh với các cột CFST, khả năng chịu lực và độ cứng giảm khi mức độ thay thế cao su và kích thước hạt cao su tăng lên, trong khi độ dẻo tăng lên.Duarte4,16 đã thử nghiệm một số cột RuCFST ngắn và cho thấy các cột RuCFST dẻo hơn khi hàm lượng cao su tăng lên.Liang17 và Gao18 cũng báo cáo kết quả tương tự về đặc tính của phích cắm RuCFST có thành mỏng và nhẵn.Gu et al.19 và Jiang et al.20 đã nghiên cứu khả năng chịu lực của các phần tử RuCFST ở nhiệt độ cao.Kết quả cho thấy việc bổ sung cao su làm tăng độ dẻo của kết cấu.Khi nhiệt độ tăng, khả năng chịu lực ban đầu giảm nhẹ.Patel21 đã phân tích đặc tính nén và uốn của dầm và cột CFST ngắn có đầu tròn dưới tải trọng dọc trục và một trục.Mô hình tính toán và phân tích tham số chứng minh rằng các chiến lược mô phỏng dựa trên sợi quang có thể kiểm tra chính xác hiệu suất của các RCFST ngắn.Tính linh hoạt tăng theo tỷ lệ khung hình, cường độ của thép và bê tông và giảm theo tỷ lệ chiều sâu và độ dày.Nói chung, các cột RuCFST ngắn hoạt động tương tự như các cột CFST và dẻo hơn các cột CFST.
Qua đánh giá trên có thể thấy cột RuCFST được cải thiện sau khi sử dụng hợp lý phụ gia cao su trong bê tông nền của cột CFST.Do không có tải trọng dọc trục nên hiện tượng uốn lưới xảy ra ở một đầu của dầm cột.Trên thực tế, đặc tính uốn của RuCFST không phụ thuộc vào đặc tính tải trọng dọc trục22.Trong kỹ thuật thực tế, kết cấu RuCFST thường chịu tải trọng mô men uốn.Nghiên cứu về đặc tính uốn thuần túy của nó giúp xác định các dạng biến dạng và hư hỏng của các phần tử RuCFST dưới tác động địa chấn23.Đối với các cấu trúc RuCFST, cần nghiên cứu tính chất uốn thuần túy của các phần tử RuCFST.
Về vấn đề này, sáu mẫu đã được thử nghiệm để nghiên cứu tính chất cơ học của các phần tử ống vuông bằng thép cong hoàn toàn.Phần còn lại của bài viết này được tổ chức như sau.Đầu tiên, sáu mẫu hình vuông có hoặc không có đệm cao su đã được thử nghiệm.Quan sát chế độ lỗi của từng mẫu để biết kết quả kiểm tra.Thứ hai, hiệu suất của các phần tử RuCFST khi uốn thuần túy đã được phân tích và ảnh hưởng của tỷ lệ cắt trên nhịp là 3-5 và tỷ lệ thay thế cao su là 10-20% đối với các đặc tính cấu trúc của RuCFST đã được thảo luận.Cuối cùng, sự khác biệt về khả năng chịu tải và độ cứng uốn giữa các phần tử RuCFST và các phần tử CFST truyền thống được so sánh.
Sáu mẫu CFST đã được hoàn thành, bốn mẫu chứa đầy bê tông cao su, một mẫu chứa đầy bê tông thông thường và mẫu thứ sáu trống rỗng.Ảnh hưởng của tốc độ thay đổi cao su (r) và tỷ lệ cắt nhịp (λ) được thảo luận.Các thông số chính của mẫu được cho trong Bảng 1. Chữ t biểu thị độ dày ống, B là chiều dài cạnh mẫu, L là chiều cao của mẫu, Mue là khả năng uốn đo được, Kie là thông số ban đầu độ cứng chịu uốn, Kse là độ cứng chịu uốn khi làm việc.bối cảnh.
Mẫu RuCFST được chế tạo từ bốn tấm thép được hàn thành từng cặp để tạo thành một ống thép hình vuông rỗng, sau đó được đổ đầy bê tông.Một tấm thép dày 10 mm được hàn vào mỗi đầu của mẫu thử.Các tính chất cơ học của thép được thể hiện trong Bảng 2. Theo tiêu chuẩn GB/T228-201024 của Trung Quốc, độ bền kéo (fu) và cường độ chảy (fy) của ống thép được xác định bằng phương pháp thử độ bền kéo tiêu chuẩn.Kết quả thử nghiệm lần lượt là 260 MPa và 350 MPa.Mô đun đàn hồi (Es) là 176 GPa và tỷ lệ Poisson (ν) của thép là 0,3.
Trong quá trình thử nghiệm, cường độ nén khối (fcu) của bê tông tham chiếu ở ngày thứ 28 được tính toán là 40 MPa.Các tỷ số 3, 4 và 5 được chọn dựa trên tham chiếu 25 trước đó vì điều này có thể tiết lộ bất kỳ vấn đề nào với việc chuyển số.Hai tỷ lệ thay thế cao su là 10% và 20% thay thế cát trong hỗn hợp bê tông.Trong nghiên cứu này, bột cao su lốp thông thường của Nhà máy xi măng Tianyu (nhãn hiệu Tianyu ở Trung Quốc) đã được sử dụng.Kích thước hạt cao su là 1-2 mm.Bảng 3 thể hiện tỷ lệ bê tông cao su và hỗn hợp.Đối với mỗi loại bê tông cao su, ba khối lập phương có cạnh 150 mm được đúc và bảo dưỡng trong các điều kiện thử nghiệm theo quy định của tiêu chuẩn.Cát được sử dụng trong hỗn hợp là cát silic và cốt liệu thô là đá cacbonat ở thành phố Thẩm Dương, Đông Bắc Trung Quốc.Cường độ nén khối 28 ngày (fcu), cường độ nén lăng trụ (fc') và mô đun đàn hồi (Ec) cho các tỷ lệ thay thế cao su khác nhau (10% và 20%) được thể hiện trong Bảng 3. Thực hiện tiêu chuẩn GB50081-201926.
Tất cả các mẫu thử đều được thử bằng xi lanh thủy lực có lực 600 kN.Trong quá trình chất tải, hai lực tập trung tác dụng đối xứng lên bệ thử uốn bốn điểm và sau đó phân bố lên mẫu.Biến dạng được đo bằng năm máy đo biến dạng trên mỗi bề mặt mẫu.Độ lệch được quan sát bằng cách sử dụng ba cảm biến dịch chuyển như trong Hình 1 và 2. 1 và 2.
Cuộc thử nghiệm sử dụng hệ thống tải trước.Tải ở tốc độ 2kN/s, sau đó tạm dừng ở mức tải lên tới 10kN, kiểm tra xem dụng cụ và cảm biến tải trọng có ở trạng thái hoạt động bình thường hay không.Trong dải đàn hồi, mỗi mức tăng tải sẽ áp dụng cho ít hơn 1/10 tải trọng tối đa dự đoán.Khi ống thép bị mòn, tải trọng tác dụng nhỏ hơn 1/15 tải trọng đỉnh dự đoán.Giữ khoảng hai phút sau khi áp dụng từng mức tải trong giai đoạn tải.Khi mẫu sắp hỏng, tốc độ tải liên tục sẽ chậm lại.Khi tải trọng dọc trục đạt dưới 50% tải trọng giới hạn hoặc phát hiện thấy hư hỏng rõ ràng trên mẫu thì quá trình tải sẽ chấm dứt.
Việc phá hủy tất cả các mẫu thử nghiệm cho thấy độ dẻo tốt.Không tìm thấy vết nứt kéo rõ ràng nào trong vùng kéo của ống thép của mẫu thử.Các loại hư hỏng điển hình đối với ống thép được thể hiện trong hình.3. Lấy mẫu SB1 làm ví dụ, ở giai đoạn đầu chịu tải khi mô men uốn nhỏ hơn 18 kN m, mẫu SB1 ở giai đoạn đàn hồi, không có biến dạng rõ rệt và tốc độ tăng mômen uốn đo được lớn hơn tốc độ tăng độ cong.Sau đó, ống thép trong vùng chịu kéo bị biến dạng và chuyển sang giai đoạn đàn hồi-dẻo.Khi mômen uốn đạt khoảng 26 kNm thì vùng nén của thép nhịp trung bình bắt đầu giãn nở.Phù nề phát triển dần dần khi tải trọng tăng lên.Đường cong tải trọng-độ võng không giảm cho đến khi tải đạt tới điểm cực đại.
Sau khi thí nghiệm hoàn thành, mẫu SB1 (RuCFST) và mẫu SB5 (CFST) được cắt ra để quan sát rõ hơn chế độ phá hoại của bê tông nền như hình 4. Từ hình 4 có thể thấy các vết nứt trên mẫu SB1 phân bố đều và thưa thớt trong bê tông nền, khoảng cách giữa chúng từ 10 đến 15 cm.Khoảng cách giữa các vết nứt ở mẫu SB5 từ 5 đến 8 cm, các vết nứt không đều và rõ ràng.Ngoài ra, các vết nứt trong mẫu SB5 mở rộng khoảng 90° từ vùng chịu kéo đến vùng chịu nén và phát triển lên đến khoảng 3/4 chiều cao tiết diện.Các vết nứt bê tông chính ở mẫu SB1 nhỏ hơn và ít xuất hiện hơn ở mẫu SB5.Việc thay cát bằng lon cao su ở một mức độ nhất định có thể ngăn ngừa sự phát triển các vết nứt trên bê tông.
Trên hình.5 thể hiện sự phân bố độ võng dọc theo chiều dài của mỗi mẫu thử.Đường liền nét là đường cong lệch của mẫu thử và đường chấm chấm là nửa sóng hình sin.Từ hình.Hình 5 cho thấy đường cong lệch của thanh phù hợp tốt với đường cong nửa sóng hình sin khi chịu tải ban đầu.Khi tải tăng, đường cong lệch hơi lệch so với đường cong nửa sóng hình sin.Theo quy định, trong quá trình chất tải, các đường cong lệch của tất cả các mẫu tại mỗi điểm đo là một đường cong nửa hình sin đối xứng.
Do độ lệch của các phần tử RuCFST khi uốn thuần túy tuân theo đường cong nửa sóng hình sin nên phương trình uốn có thể được biểu thị như sau:
Khi độ biến dạng sợi tối đa là 0,01, xem xét các điều kiện ứng dụng thực tế, mômen uốn tương ứng được xác định là khả năng mô men uốn cực đại của phần tử27.Do đó, khả năng mô men uốn đo được (Mue) được xác định được thể hiện trong Bảng 1. Theo khả năng mô men uốn đo được (Mue) và công thức (3) để tính độ cong (φ), đường cong M-φ trong Hình 6 có thể là âm mưu.Với M = 0,2Mue28, độ cứng ban đầu Kie được coi là độ cứng chống uốn cắt tương ứng.Khi M = 0,6Mue, độ cứng uốn (Kse) của giai đoạn làm việc được đặt bằng độ cứng uốn cát tuyến tương ứng.
Từ đường cong mômen uốn có thể thấy rằng mômen uốn và độ cong tăng tuyến tính đáng kể trong giai đoạn đàn hồi.Tốc độ tăng trưởng của mômen uốn rõ ràng là cao hơn tốc độ tăng của độ cong.Khi mômen uốn M bằng 0,2Mue thì mẫu đạt đến giai đoạn giới hạn đàn hồi.Khi tải tăng lên, mẫu trải qua biến dạng dẻo và chuyển sang giai đoạn đàn hồi.Với mômen uốn M bằng 0,7-0,8 Mue, ống thép sẽ bị biến dạng luân phiên trong vùng chịu kéo và trong vùng chịu nén.Đồng thời, đường cong Mf của mẫu bắt đầu biểu hiện dưới dạng điểm uốn và phát triển phi tuyến tính, điều này làm tăng hiệu ứng kết hợp của ống thép và lõi bê tông cao su.Khi M bằng Mue, mẫu bước vào giai đoạn đông cứng dẻo, độ võng và độ cong của mẫu tăng nhanh, trong khi mô men uốn tăng chậm.
Trên hình.Hình 7 thể hiện đường cong mômen uốn (M) so với biến dạng (ε) đối với mỗi mẫu.Phần trên của phần giữa nhịp của mẫu chịu nén và phần dưới chịu lực kéo.Máy đo biến dạng được đánh dấu “1” và “2” được đặt ở trên cùng của mẫu thử, máy đo biến dạng được đánh dấu “3” được đặt ở giữa mẫu thử và máy đo biến dạng được đánh dấu “4” và “5”.” nằm dưới mẫu thử nghiệm.Phần dưới của mẫu được thể hiện trên Hình 2. Từ Hình 7, có thể thấy rằng ở giai đoạn chịu tải ban đầu, các biến dạng dọc trong vùng chịu kéo và trong vùng chịu nén của phần tử rất gần nhau, và biến dạng gần như tuyến tính.Ở phần giữa, biến dạng dọc tăng nhẹ, nhưng cường độ của sự gia tăng này nhỏ. Sau đó, bê tông cao su ở vùng chịu ứng suất bị nứt. Bởi vì ống thép trong vùng chịu ứng suất chỉ cần chịu được lực và Bê tông cao su và ống thép trong vùng nén chịu tải cùng nhau, biến dạng ở vùng chịu kéo của phần tử lớn hơn biến dạng trong vùng. Khi tải trọng tăng, biến dạng vượt quá giới hạn chảy của thép và ống thép đi vào giai đoạn đàn hồi. Tốc độ tăng biến dạng của mẫu cao hơn đáng kể so với mô men uốn và vùng dẻo bắt đầu phát triển đến toàn bộ mặt cắt ngang.
Đường cong M-um cho từng mẫu được thể hiện trong Hình 8. Trên hình.8, tất cả các đường cong M-um đều theo xu hướng giống như các thành viên CFST truyền thống22,27.Trong mỗi trường hợp, các đường cong M-um thể hiện phản ứng đàn hồi ở pha ban đầu, sau đó là trạng thái không đàn hồi với độ cứng giảm dần cho đến khi dần dần đạt đến mômen uốn tối đa cho phép.Tuy nhiên, do các thông số thử nghiệm khác nhau nên đường cong M-um hơi khác nhau.Mômen võng đối với tỷ số cắt trên nhịp từ 3 đến 5 được thể hiện trong hình.8a.Khả năng chịu uốn cho phép của mẫu SB2 (hệ số cắt λ = 4) thấp hơn mẫu SB1 (λ = 5) 6,57% và khả năng chịu mô men uốn của mẫu SB3 (λ = 3) lớn hơn mẫu SB2 (λ = 4) 3,76%.Nói chung, khi tỷ số cắt trên nhịp tăng lên thì xu hướng thay đổi mô men cho phép là không rõ ràng.Đường cong M-um dường như không liên quan đến tỷ số cắt trên nhịp.Điều này phù hợp với những gì Lu và Kennedy25 quan sát được đối với dầm CFST có tỷ số cắt trên nhịp nằm trong khoảng từ 1,03 đến 5,05.Nguyên nhân có thể xảy ra đối với cấu kiện CFST là ở các tỷ số cắt nhịp khác nhau, cơ chế truyền lực giữa lõi bê tông và ống thép gần như giống nhau, điều này không rõ ràng như đối với cấu kiện bê tông cốt thép25.
Từ hình.Hình 8b cho thấy khả năng chịu lực của mẫu SB4 (r = 10%) và SB1 (r = 20%) cao hơn hoặc thấp hơn một chút so với mẫu truyền thống CFST SB5 (r = 0), tăng 3,15% và giảm 3,15%. 1,57 phần trăm.Tuy nhiên, độ cứng uốn ban đầu (Kie) của mẫu SB4 và SB1 cao hơn đáng kể so với mẫu SB5, lần lượt là 19,03% và 18,11%.Độ cứng uốn (Kse) của mẫu SB4 và SB1 trong giai đoạn vận hành cao hơn mẫu SB5 lần lượt là 8,16% và 7,53%.Họ cho thấy tốc độ thay thế cao su ít ảnh hưởng đến khả năng uốn nhưng lại ảnh hưởng lớn đến độ cứng uốn của mẫu RuCFST.Điều này có thể là do độ dẻo của bê tông cao su trong các mẫu RuCFST cao hơn độ dẻo của bê tông tự nhiên trong các mẫu CFST thông thường.Nhìn chung, vết nứt ở bê tông tự nhiên bắt đầu lan truyền sớm hơn so với bê tông cao su29.Từ dạng phá hoại điển hình của bê tông nền (Hình 4), các vết nứt của mẫu SB5 (bê tông tự nhiên) lớn hơn và dày đặc hơn so với mẫu SB1 (bê tông cao su).Điều này có thể góp phần tạo ra khả năng kiềm chế cao hơn do ống thép mang lại cho mẫu Bê tông cốt thép SB1 so với mẫu Bê tông tự nhiên SB5.Nghiên cứu Durate16 cũng đưa ra kết luận tương tự.
Từ hình.Hình 8c cho thấy phần tử RuCFST có khả năng uốn và độ dẻo tốt hơn phần tử ống thép rỗng.Độ bền uốn của mẫu SB1 từ RuCFST (r=20%) cao hơn 68,90% so với mẫu SB6 từ ống thép rỗng, độ cứng uốn ban đầu (Kie) và độ cứng uốn ở giai đoạn vận hành (Kse) của mẫu SB1 tương ứng là 40,52%., cao hơn mẫu SB6 là 16,88%.Tác động kết hợp của ống thép và lõi bê tông cao su làm tăng khả năng uốn và độ cứng của bộ phận composite.Các phần tử RuCFST thể hiện mẫu có độ dẻo tốt khi chịu tải trọng uốn thuần túy.
Mômen uốn thu được được so sánh với mômen uốn được quy định trong các tiêu chuẩn thiết kế hiện tại như quy tắc AIJ (2008) 30 của Nhật Bản, quy tắc BS5400 (2005) 31 của Anh, quy tắc Châu Âu EC4 (2005) 32 và quy tắc GB50936 (2014) của Trung Quốc 33. (Muc) đến mômen uốn thực nghiệm (Mue) được cho trong Bảng 4 và được trình bày trên hình.9. Các giá trị tính toán của AIJ (2008), BS5400 (2005) và GB50936 (2014) lần lượt thấp hơn 19%, 13,2% và 19,4% so với giá trị trung bình thực nghiệm.Mômen uốn được tính toán bởi EC4 (2005) thấp hơn 7% so với giá trị thử nghiệm trung bình, đây là giá trị gần nhất.
Các tính chất cơ học của phần tử RuCFST khi uốn thuần túy được nghiên cứu bằng thực nghiệm.Dựa trên nghiên cứu, có thể rút ra kết luận sau đây.
Các thành viên được thử nghiệm của RuCFST thể hiện hành vi tương tự như các mẫu CFST truyền thống.Ngoại trừ các mẫu ống thép rỗng, các mẫu RuCFST và CFST có độ dẻo tốt do đổ đầy bê tông cao su và bê tông.
Tỷ lệ cắt trên nhịp thay đổi từ 3 đến 5 mà ít ảnh hưởng đến mô men thử nghiệm và độ cứng uốn.Tốc độ thay thế cao su thực tế không ảnh hưởng đến khả năng chống mô men uốn của mẫu, nhưng nó có ảnh hưởng nhất định đến độ cứng uốn của mẫu.Độ cứng uốn ban đầu của mẫu SB1 với tỷ lệ thay thế cao su là 10% cao hơn 19,03% so với mẫu truyền thống CFST SB5.Eurocode EC4 (2005) cho phép đánh giá chính xác khả năng uốn tối đa của các phần tử RuCFST.Việc bổ sung cao su vào bê tông nền giúp cải thiện độ giòn của bê tông, mang lại cho các yếu tố Nho giáo độ dẻo dai tốt.
Dean, FH, Chen, Yu.F., Yu, Yu.J., Wang, LP và Yu, ZV Tác dụng kết hợp của các cột ống thép tiết diện hình chữ nhật chứa đầy bê tông khi chịu cắt ngang.kết cấu.Bê tông 22, 726–740.https://doi.org/10.1002/suco.202000283 (2021).
Thử nghiệm ống thép nhồi bê tông (CFST) của Khan, LH, Ren, QX và Li, W. với các cột STS nghiêng, hình nón và ngắn.J. Xây dựng.Xe Tăng Thép 66, 1186–1195.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2010.03.014 (2010).
Meng, EC, Yu, YL, Zhang, XG & Su, YS Nghiên cứu chỉ số hiệu suất và thử nghiệm địa chấn của tường khối rỗng tái chế chứa đầy khung ống thép cốt liệu tái chế.kết cấu.Bê tông 22, 1327–1342 https://doi.org/10.1002/suco.202000254 (2021).
Duarte, APK và cộng sự.Thí nghiệm thiết kế ống thép ngắn nhồi bê tông cao su.dự án.kết cấu.112, 274-286.https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2016.01.018 (2016).
Jah, S., Goyal, MK, Gupta, B., & Gupta, AK Phân tích rủi ro mới về COVID 19 ở Ấn Độ, có tính đến các yếu tố khí hậu và kinh tế xã hội.công nghệ.dự báo.xã hội.mở.167, 120679 (2021).
Kumar, N., Punia, V., Gupta, B. & Goyal, MK Hệ thống đánh giá rủi ro mới và khả năng phục hồi biến đổi khí hậu của cơ sở hạ tầng quan trọng.công nghệ.dự báo.xã hội.mở.165, 120532 (2021).
Liang, Q và Fragomeni, S. Phân tích phi tuyến tính của các cột tròn ngắn của ống thép nhồi bê tông dưới tải trọng dọc trục.J. Xây dựng.Nghị quyết Thép 65, 2186–2196.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2009.06.015 (2009).
Ellobedi, E., Young, B. và Lam, D. Ứng xử của cột sơ khai tròn chứa đầy bê tông cường độ cao và thông thường làm bằng ống thép dày đặc.J. Xây dựng.Thùng thép 62, 706–715.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2005.11.002 (2006).
Hoàng, Y. và cộng sự.Nghiên cứu thực nghiệm đặc tính chịu nén lệch tâm của cột ống chữ nhật bê tông cốt thép tạo hình nguội cường độ cao.Đại học J. Huaqiao (2019).
Yang, YF và Khan, LH Ứng xử của cột ống thép nhồi bê tông ngắn (CFST) dưới tác dụng nén cục bộ lệch tâm.Thi công tường mỏng.49, 379-395.https://doi.org/10.1016/j.tws.2010.09.024 (2011).
Chen, JB, Chan, TM, Su, RKL và Castro, JM Đánh giá thực nghiệm các đặc tính chu kỳ của cột dầm hình ống thép đổ đầy bê tông có tiết diện hình bát giác.dự án.kết cấu.180, 544–560.https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2018.10.078 (2019).
Gunawardena, YKR, Aslani, F., Ui, B., Kang, WH và Hicks, S. Đánh giá về đặc tính cường độ của ống thép tròn chứa đầy bê tông khi uốn thuần túy đơn điệu.J. Xây dựng.Xe tăng thép 158, 460–474.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2019.04.010 (2019).
Zanuy, C. Mô hình lực căng dây và độ cứng uốn của CFST tròn khi uốn.nội bộ J. Kết cấu thép.19, 147-156.https://doi.org/10.1007/s13296-018-0096-9 (2019).
Lưu, Yu.H. và Li, L. Tính chất cơ học của cột ngắn bê tông cao su ống thép vuông chịu tải trọng dọc trục.J. Đông Bắc.Đại học (2011).
Duarte, APK và cộng sự.Nghiên cứu thực nghiệm bê tông cao su với ống thép ngắn chịu tải trọng chu kỳ [J] Thành phần.kết cấu.136, 394-404.https://doi.org/10.1016/j.compstruct.2015.10.015 (2016).
Liang, J., Chen, H., Huaying, WW và Chongfeng, HE Nghiên cứu thực nghiệm về đặc tính nén dọc trục của ống thép tròn chứa đầy bê tông cao su.Bê tông (2016).
Gao, K. và Zhou, J. Thử nghiệm nén dọc trục của cột ống thép thành mỏng hình vuông.Tạp chí Công nghệ của Đại học Hồ Bắc.(2017).
Gu L, Jiang T, Liang J, Zhang G và Wang E. Nghiên cứu thực nghiệm cột bê tông cốt thép hình chữ nhật ngắn sau khi tiếp xúc với nhiệt độ cao.Bê tông 362, 42–45 (2019).
Jiang, T., Liang, J., Zhang, G. và Wang, E. Nghiên cứu thực nghiệm cột ống thép nhồi bê tông cao su tròn chịu nén dọc trục sau khi tiếp xúc với nhiệt độ cao.Bê tông (2019).
Patel VI Tính toán cột dầm hình ống thép ngắn chịu tải một trục có đầu tròn đổ đầy bê tông.dự án.kết cấu.205, 110098. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2019.110098 (2020).
Lu, H., Han, LH và Zhao, SL Phân tích đặc tính uốn của ống thép tròn thành mỏng chứa đầy bê tông.Thi công tường mỏng.47, 346–358.https://doi.org/10.1016/j.tws.2008.07.004 (2009).
Abende R., Ahmad HS và Hunaiti Yu.M.Nghiên cứu thực nghiệm tính chất của ống thép nhồi bê tông chứa bột cao su.J. Xây dựng.Thùng thép 122, 251–260.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2016.03.022 (2016).
GB/T 228. Phương pháp kiểm tra độ bền kéo ở nhiệt độ bình thường đối với vật liệu kim loại (Nhà xuất bản Kiến trúc và Xây dựng Trung Quốc, 2010).
Thời gian đăng: Jan-05-2023