Tack för att du besöker Nature.com.Du använder en webbläsarversion med begränsat CSS-stöd.För bästa upplevelse rekommenderar vi att du använder en uppdaterad webbläsare (eller inaktiverar kompatibilitetsläge i Internet Explorer).Dessutom, för att säkerställa löpande support, visar vi webbplatsen utan stilar och JavaScript.
Visar en karusell med tre bilder samtidigt.Använd knapparna Föregående och Nästa för att gå igenom tre bilder åt gången, eller använd skjutknapparna i slutet för att gå igenom tre bilder åt gången.
Fyra gummibetongstålrör (RuCFST) element, ett betongstålrör (CFST) element och ett tomt element testades under rena böjningsförhållanden.Huvudparametrarna är skjuvningsförhållande (λ) från 3 till 5 och gummiersättningsförhållande (r) från 10 % till 20 %.En böjmoment-töjningskurva, en böjmoment-deformationskurva och en böjmoment-kurvaturkurva erhålls.Destruktionssättet för betong med en gummikärna analyserades.Resultaten visar att typen av fel hos RuCFST-medlemmarna är böjfel.Sprickor i gummibetong fördelas jämnt och sparsamt och att fylla kärnbetongen med gummi förhindrar att det uppstår sprickor.Förhållandet mellan skjuvning och spännvidd hade liten effekt på beteendet hos testproverna.Gummibyteshastigheten har liten effekt på förmågan att motstå ett böjmoment, men har en viss effekt på provets böjstyvhet.Efter fyllning med gummibetong, jämfört med prover från ett tomt stålrör, förbättras böjförmågan och böjstyvheten.
På grund av deras goda seismiska prestanda och höga bärförmåga används traditionella rörformade konstruktioner av armerad betong (CFST) i stor utsträckning i modern ingenjörspraxis1,2,3.Som en ny typ av gummibetong används gummipartiklar för att delvis ersätta naturliga ballast.Rubber Concrete Filled Steel Pipe (RuCFST) strukturer bildas genom att fylla stålrör med gummibetong för att öka duktiliteten och energieffektiviteten hos kompositstrukturer4.Det drar inte bara fördel av CFST-medlemmarnas utmärkta prestanda, utan utnyttjar också effektivt gummiavfall, vilket möter utvecklingsbehoven för en grön cirkulär ekonomi5,6.
Under de senaste åren har beteendet hos traditionella CFST-medlemmar under axiell belastning7,8, axiell last-moment interaktion9,10,11 och ren böjning12,13,14 studerats intensivt.Resultaten visar att CFST-pelares och -balkars böjningskapacitet, styvhet, duktilitet och energiavledningsförmåga förbättras av invändig betongfyllning och visar god sprickduktilitet.
För närvarande har vissa forskare studerat beteendet och prestanda hos RuCFST-kolonner under kombinerade axiella belastningar.Liu och Liang15 utförde flera experiment på korta RuCFST-kolonner, och jämfört med CFST-kolonner minskade bärigheten och styvheten med ökande gummisubstitutionsgrad och gummipartikelstorlek, medan duktiliteten ökade.Duarte4,16 testade flera korta RuCFST-kolonner och visade att RuCFST-kolonnerna var mer sega med ökande gummihalt.Liang17 och Gao18 rapporterade också liknande resultat på egenskaperna hos släta och tunnväggiga RuCFST-pluggar.Gu et al.19 och Jiang et al.20 studerade bärförmågan hos RuCFST-element vid hög temperatur.Resultaten visade att tillsatsen av gummi ökade strukturens duktilitet.När temperaturen stiger minskar bärförmågan till en början något.Patel21 analyserade kompressions- och böjningsbeteendet hos korta CFST-balkar och pelare med runda ändar under axiell och enaxlig belastning.Beräkningsmodellering och parametrisk analys visar att fiberbaserade simuleringsstrategier exakt kan undersöka prestandan hos korta RCFST:er.Flexibiliteten ökar med bildförhållandet, hållfastheten hos stål och betong, och minskar med förhållandet djup till tjocklek.I allmänhet beter sig korta RuCFST-kolonner på samma sätt som CFST-kolonner och är mer duktila än CFST-kolonner.
Det kan ses från ovanstående recension att RuCFST-kolonner förbättras efter korrekt användning av gummitillsatser i basbetongen i CFST-kolonner.Eftersom det inte finns någon axiell belastning sker nätböjningen i ena änden av pelarbalken.Faktum är att böjningsegenskaperna för RuCFST är oberoende av de axiella belastningsegenskaperna22.Inom praktisk konstruktion utsätts RuCFST-konstruktioner ofta för böjmomentbelastningar.Studiet av dess rena böjningsegenskaper hjälper till att bestämma deformations- och fellägen för RuCFST-element under seismisk verkan23.För RuCFST-strukturer är det nödvändigt att studera de rena böjningsegenskaperna hos RuCFST-elementen.
I detta avseende testades sex prover för att studera de mekaniska egenskaperna hos rent böjda fyrkantsrörselement av stål.Resten av den här artikeln är organiserad enligt följande.Först testades sex fyrkantiga prover med eller utan gummifyllning.Observera felläget för varje prov för testresultat.För det andra analyserades prestandan för RuCFST-element i ren böjning, och effekten av ett skjuv-till-spannförhållande på 3-5 och ett gummiersättningsförhållande på 10-20% på RuCFSTs strukturella egenskaper diskuterades.Slutligen jämförs skillnaderna i bärförmåga och böjstyvhet mellan RuCFST-element och traditionella CFST-element.
Sex CFST-exemplar färdigställdes, fyra fylldes med gummerad betong, en fylldes med normal betong och den sjätte var tom.Effekterna av gummiförändringshastighet (r) och spännskjuvningsförhållande (λ) diskuteras.Huvudparametrarna för provet anges i tabell 1. Bokstaven t anger rörtjockleken, B är längden på sidan av provet, L är höjden på provet, Mue är den uppmätta böjkapaciteten, Kie är den initiala böjstyvhet, Kse är böjstyvheten i drift.scen.
RuCFST-provet tillverkades av fyra stålplåtar svetsade i par för att bilda ett ihåligt fyrkantigt stålrör, som sedan fylldes med betong.En 10 mm tjock stålplåt är svetsad till varje ände av provet.Stålets mekaniska egenskaper visas i tabell 2. Enligt den kinesiska standarden GB/T228-201024 bestäms draghållfastheten (fu) och sträckgränsen (fy) för ett stålrör med en standard dragprovningsmetod.Testresultaten är 260 MPa respektive 350 MPa.Elasticitetsmodulen (Es) är 176 GPa, och Poissons förhållande (ν) för stål är 0,3.
Under provningen beräknades den kubiska tryckhållfastheten (fcu) för referensbetongen dag 28 till 40 MPa.Förhållandena 3, 4 och 5 valdes baserat på tidigare referens 25 eftersom detta kan avslöja eventuella problem med växellåda.Två gummiersättningsgrader på 10 % och 20 % ersätter sand i betongblandningen.I denna studie användes konventionellt däckgummipulver från Tianyu Cement Plant (märket Tianyu i Kina).Partikelstorleken på gummi är 1-2 mm.Tabell 3 visar förhållandet mellan gummibetong och blandningar.För varje typ av gummibetong göts och härdades tre kuber med en sida på 150 mm under testförhållanden som föreskrivs av standarderna.Sanden som används i blandningen är kiselhaltig sand och det grova ballasten är karbonatsten i Shenyang City, nordöstra Kina.28-dagars kubisk tryckhållfasthet (fcu), prismatisk tryckhållfasthet (fc') och elasticitetsmodul (Ec) för olika gummiersättningsförhållanden (10 % och 20 %) visas i Tabell 3. Implementera GB50081-201926-standarden.
Alla provexemplar testas med en hydraulcylinder med en kraft på 600 kN.Under belastning appliceras två koncentrerade krafter symmetriskt på fyrpunktsböjningsteststället och fördelas sedan över provet.Deformation mäts med fem töjningsgivare på varje provyta.Avvikelse observeras med hjälp av tre förskjutningssensorer som visas i figurerna 1 och 2. 1 och 2.
Testet använde ett förspänningssystem.Ladda med en hastighet av 2kN/s, pausa sedan vid en belastning på upp till 10kN, kontrollera om verktyget och lastcellen är i normalt arbetstillstånd.Inom det elastiska bandet gäller varje belastningsökning mindre än en tiondel av den förutsagda toppbelastningen.När stålröret slits är den applicerade belastningen mindre än en femtondel av den förutsagda topplasten.Håll i cirka två minuter efter applicering av varje belastningsnivå under laddningsfasen.När provet närmar sig ett fel, saktar hastigheten av kontinuerlig laddning ner.När den axiella belastningen når mindre än 50 % av den slutliga belastningen eller uppenbar skada påträffas på provet, avbryts belastningen.
Destruktionen av alla provexemplar visade god duktilitet.Inga uppenbara dragsprickor hittades i dragzonen av stålröret på provstycket.Typiska typer av skador på stålrör visas i fig.3. Med provet SB1 som ett exempel, vid det inledande belastningsskedet när böjmomentet är mindre än 18 kN m, är provet SB1 i det elastiska skedet utan tydlig deformation, och ökningshastigheten i det uppmätta böjmomentet är större än ökningshastigheten i krökning.Därefter är stålröret i dragzonen deformerbart och går över i det elastiska-plastiska stadiet.När böjmomentet når cirka 26 kNm börjar kompressionszonen för medelspännstålet att expandera.Ödem utvecklas gradvis när belastningen ökar.Last-deformationskurvan minskar inte förrän lasten når sin topppunkt.
Efter att experimentet avslutats skars provet SB1 (RuCFST) och provet SB5 (CFST) för att tydligare observera felläget för grundbetongen, som visas i figur 4. Det kan ses från figur 4 att sprickorna i provet SB1 fördelas jämnt och glest i grundbetongen, och avståndet mellan dem är från 10 till 15 cm.Avståndet mellan sprickorna i prov SB5 är från 5 till 8 cm, sprickorna är oregelbundna och uppenbara.Dessutom sträcker sig sprickorna i prov SB5 ca 90° från spänningszonen till kompressionszonen och utvecklas upp till ca 3/4 av sektionshöjden.Huvudbetongsprickorna i prov SB1 är mindre och mindre frekventa än i prov SB5.Att ersätta sand med gummi kan till viss del förhindra uppkomsten av sprickor i betong.
På fig.5 visar fördelningen av avböjningen längs längden av varje prov.Den heldragna linjen är avböjningskurvan för teststycket och den prickade linjen är den sinusformade halvvågen.Från fig.Figur 5 visar att stavavböjningskurvan stämmer väl överens med den sinusformade halvvågskurvan vid initial belastning.När belastningen ökar avviker avböjningskurvan något från den sinusformade halvvågskurvan.Under belastning är avböjningskurvorna för alla prover vid varje mätpunkt som regel en symmetrisk halvsinusformad kurva.
Eftersom avböjningen av RuCFST-element i ren böjning följer en sinusformad halvvågskurva, kan böjningsekvationen uttryckas som:
När den maximala fibertöjningen är 0,01, med hänsyn till faktiska applikationsförhållanden, bestäms motsvarande böjmoment som elementets slutliga böjmomentkapacitet27.Den sålunda bestämda uppmätta böjmomentkapaciteten (Mue) visas i tabell 1. Enligt den uppmätta böjmomentkapaciteten (Mue) och formeln (3) för beräkning av krökningen (φ) kan M-φ-kurvan i figur 6 vara plottas.För M = 0,2Mue28 betraktas den initiala styvheten Kie som motsvarande skjuvböjstyvhet.När M = 0,6Mue ställdes arbetsstegets böjstyvhet (Kse) till motsvarande sekantböjstyvhet.
Det kan ses av böjmomentets krökningskurvan att böjmomentet och krökningen ökar signifikant linjärt i det elastiska stadiet.Tillväxthastigheten för böjmomentet är klart högre än krökningens.När böjmomentet M är 0,2 Mue, når provet det elastiska gränsstadiet.När belastningen ökar, genomgår provet plastisk deformation och övergår i det elastoplastiska stadiet.Med ett böjmoment M lika med 0,7-0,8 Mue kommer stålröret att deformeras växelvis i spänningszonen och i kompressionszonen.Samtidigt börjar provets Mf-kurva manifestera sig som en böjningspunkt och växer icke-linjärt, vilket förstärker den kombinerade effekten av stålröret och gummibetongkärnan.När M är lika med Mue går provet in i det plastiska härdningsstadiet, varvid provets böjning och krökning ökar snabbt, medan böjmomentet ökar långsamt.
På fig.7 visar kurvor för böjmoment (M) mot töjning (e) för varje prov.Den övre delen av mittspannsektionen av provet är under kompression och den nedre delen är under spänning.Töjningsmätare märkta "1" och "2" är placerade överst på provbiten, töjningsgivare märkta "3" är placerade i mitten av provet och töjningsmätare märkta "4" och "5".” finns under testprovet.Den nedre delen av provet visas i fig. 2. Av fig. 7 kan man se att vid det inledande belastningsskedet är de längsgående deformationerna i spänningszonen och i elementets kompressionszon mycket nära, och deformationerna är ungefär linjära.I mitten finns det en liten ökning av längsgående deformation, men storleken på denna ökning är liten.Därefter spricker gummibetongen i spänningszonen.Eftersom stålröret i spänningszonen bara behöver stå emot kraften, och gummibetong och stålrör i kompressionszonen bär lasten tillsammans, deformationen i elementets spänningszon är större än deformationen i När belastningen ökar överstiger deformationerna stålets sträckgräns, och stålröret kommer in i det elastoplastiska stadiet. Ökningshastigheten i provets töjning var signifikant högre än böjmomentet, och plastzonen började utvecklas till hela tvärsnittet.
M-um-kurvorna för varje prov visas i figur 8. På fig.8 följer alla M-um-kurvor samma trend som de traditionella CFST-medlemmarna22,27.I varje fall visar M-um-kurvorna en elastisk respons i inledningsfasen, följt av ett oelastiskt beteende med avtagande styvhet, tills det maximalt tillåtna böjmomentet gradvis uppnås.Men på grund av olika testparametrar är M-um-kurvorna något annorlunda.Avböjningsmomentet för skjuv-till-spann-förhållanden från 3 till 5 visas i fig.8a.Den tillåtna böjningskapaciteten för prov SB2 (skjuvfaktor λ = 4) är 6,57 % lägre än den för prov SB1 (λ = 5), och förmågan till böjmoment för prov SB3 (λ = 3) är större än för prov SB2 (A = 4) 3,76%.Generellt sett, när skjuv-till-span-förhållandet ökar, är trenden för förändringen av det tillåtna momentet inte uppenbar.M-um-kurvan verkar inte vara relaterad till skjuv-till-span-förhållandet.Detta överensstämmer med vad Lu och Kennedy25 observerade för CFST-strålar med skjuv-till-spann-förhållanden som sträcker sig från 1,03 till 5,05.En möjlig orsak för CFST-element är att kraftöverföringsmekanismen mellan betongkärnan och stålrören är nästan densamma vid olika spännskjuvförhållanden, vilket inte är lika uppenbart som för armerade betongelement25.
Från fig.8b visar att bärförmågan för proverna SB4 (r = 10%) och SB1 (r = 20%) är något högre eller lägre än den för det traditionella provet CFST SB5 (r = 0), och ökade med 3,15 procent och minskade med 1,57 procent.Den initiala böjstyvheten (Kie) för proverna SB4 och SB1 är dock betydligt högre än för provet SB5, som är 19,03 % respektive 18,11 %.Böjstyvheten (Kse) för proverna SB4 och SB1 i driftsfasen är 8,16 % respektive 7,53 % högre än för prov SB5.De visar att hastigheten för gummiersättning har liten effekt på böjförmågan, men har stor effekt på böjstyvheten hos RuCFST-proverna.Detta kan bero på att plasticiteten hos gummibetong i RuCFST-prover är högre än plasticiteten hos naturlig betong i konventionella CFST-prover.I allmänhet börjar sprickbildning och sprickbildning i naturlig betong fortplanta sig tidigare än i gummerad betong29.Från det typiska brottläget för grundbetongen (fig. 4) är sprickorna i prov SB5 (naturbetong) större och tätare än de i prov SB1 (gummibetong).Detta kan bidra till den högre återhållsamheten som stålrören ger för SB1 armerad betongprovet jämfört med SB5 naturbetongprovet.Durate16-studien kom också till liknande slutsatser.
Från fig.8c visar att RuCFST-elementet har bättre böjförmåga och duktilitet än det ihåliga stålrörselementet.Böjhållfastheten för prov SB1 från RuCFST (r=20 %) är 68,90 % högre än för prov SB6 från tomt stålrör, och den initiala böjstyvheten (Kie) och böjstyvheten i arbetsstadiet (Kse) för prov SB1 är 40,52 % respektive., vilket är högre än prov SB6, var 16,88 % högre.Den kombinerade verkan av stålröret och den gummerade betongkärnan ökar böjförmågan och styvheten hos kompositelementet.RuCFST-element uppvisar god duktilitet när de utsätts för rena böjbelastningar.
De resulterande böjmomenten jämfördes med böjmoment specificerade i nuvarande designstandarder såsom japanska regler AIJ (2008) 30, brittiska regler BS5400 (2005) 31, europeiska regler EC4 (2005) 32 och kinesiska regler GB50936 (2014) 33. böjmoment (Muc) till det experimentella böjmomentet (Mue) ges i tabell 4 och presenteras i fig.9. De beräknade värdena för AIJ (2008), BS5400 (2005) och GB50936 (2014) är 19 %, 13,2 % respektive 19,4 % lägre än de genomsnittliga experimentvärdena.Böjmomentet beräknat av EC4 (2005) ligger 7 % under det genomsnittliga testvärdet, vilket är närmast.
De mekaniska egenskaperna hos RuCFST-element under ren böjning undersöks experimentellt.Baserat på forskningen kan följande slutsatser dras.
De testade medlemmarna av RuCFST uppvisade beteende liknande traditionella CFST-mönster.Med undantag för de tomma stålrörsproverna har RuCFST- och CFST-proverna god duktilitet på grund av fyllningen av gummibetong och betong.
Förhållandet mellan skjuvning och spännvidd varierade från 3 till 5 med liten effekt på det testade momentet och böjstyvheten.Hastigheten för gummiersättning har praktiskt taget ingen effekt på provets motstånd mot böjmoment, men det har en viss effekt på provets böjstyvhet.Den initiala böjstyvheten för provet SB1 med ett gummiersättningsförhållande på 10 % är 19,03 % högre än för det traditionella provet CFST SB5.Eurocode EC4 (2005) möjliggör en noggrann utvärdering av den ultimata böjningskapaciteten hos RuCFST-element.Tillsatsen av gummi till basbetongen förbättrar betongens sprödhet, vilket ger de konfucianska elementen god seghet.
Dean, FH, Chen, Yu.F., Yu, Yu.J., Wang, LP och Yu, ZV Kombinerad verkan av stålrörspelare med rektangulär sektion fyllda med betong i tvärgående skjuvning.strukturera.Betong 22, 726–740.https://doi.org/10.1002/suco.202000283 (2021).
Khan, LH, Ren, QX och Li, W. Test av betongfyllda stålrör (CFST) med lutande, koniska och korta STS-pelare.J. Konstruktion.Ståltank 66, 1186–1195.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2010.03.014 (2010).
Meng, EC, Yu, YL, Zhang, XG & Su, YS Seismiska tester och prestandaindexstudier av återvunna ihåliga blockväggar fyllda med återvunnet aggregat av stålrörsram.strukturera.Concrete 22, 1327–1342 https://doi.org/10.1002/suco.202000254 (2021).
Duarte, APK et al.Experiment och design av korta stålrör fyllda med gummibetong.projekt.strukturera.112, 274-286.https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2016.01.018 (2016).
Jah, S., Goyal, MK, Gupta, B., & Gupta, AK Ny riskanalys av COVID 19 i Indien, med hänsyn till klimat och socioekonomiska faktorer.tekniker.prognos.samhälle.öppen.167, 120679 (2021).
Kumar, N., Punia, V., Gupta, B. & Goyal, MK Nytt riskbedömningssystem och motståndskraft mot klimatförändringar hos kritisk infrastruktur.tekniker.prognos.samhälle.öppen.165, 120532 (2021).
Liang, Q och Fragomeni, S. Icke-linjär analys av korta runda kolumner av betongfyllda stålrör under axiell belastning.J. Konstruktion.Stålupplösning 65, 2186–2196.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2009.06.015 (2009).
Ellobedi, E., Young, B. och Lam, D. Beteende hos konventionella och höghållfasta betongfyllda runda stubbpelare gjorda av täta stålrör.J. Konstruktion.Ståltank 62, 706–715.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2005.11.002 (2006).
Huang, Y. et al.Experimentell undersökning av de excentriska kompressionsegenskaperna hos höghållfasta, kallformade, rektangulära rörpelare av armerad betong.J. Huaqiao University (2019).
Yang, YF och Khan, LH. Beteende hos korta betongfyllda stålrörskolonner (CFST) under excentrisk lokal kompression.Tunnväggkonstruktion.49, 379-395.https://doi.org/10.1016/j.tws.2010.09.024 (2011).
Chen, JB, Chan, TM, Su, RKL och Castro, JM Experimentell utvärdering av de cykliska egenskaperna hos en stålrörsbalk fylld med betong med ett åttakantigt tvärsnitt.projekt.strukturera.180, 544–560.https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2018.10.078 (2019).
Gunawardena, YKR, Aslani, F., Ui, B., Kang, WH och Hicks, S. En genomgång av hållfasthetsegenskaperna hos betongfyllda cirkulära stålrör under monoton ren bockning.J. Konstruktion.Ståltank 158, 460–474.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2019.04.010 (2019).
Zanuy, C. Stringspänningsmodell och böjstyvhet av rund CFST vid böjning.inre J. Stålkonstruktion.19, 147-156.https://doi.org/10.1007/s13296-018-0096-9 (2019).
Liu, Yu.H. och Li, L. Mekaniska egenskaper hos korta pelare av gummibetong fyrkantiga stålrör under axiell belastning.J. Nordost.Universitet (2011).
Duarte, APK et al.Experimentella studier av gummibetong med korta stålrör under cyklisk belastning [J] Sammansättning.strukturera.136, 394-404.https://doi.org/10.1016/j.compstruct.2015.10.015 (2016).
Liang, J., Chen, H., Huaying, WW och Chongfeng, HE Experimentell studie av egenskaperna hos axiell kompression av runda stålrör fyllda med gummibetong.Betong (2016).
Gao, K. och Zhou, J. Axial kompressionstest av fyrkantiga tunnväggiga stålrörspelare.Journal of Technology vid Hubei University.(2017).
Gu L, Jiang T, Liang J, Zhang G och Wang E. Experimentell studie av korta rektangulära armerade betongpelare efter exponering för hög temperatur.Concrete 362, 42–45 (2019).
Jiang, T., Liang, J., Zhang, G. och Wang, E. Experimentell studie av runda gummibetongfyllda stålrörspelare under axiell kompression efter exponering för hög temperatur.Betong (2019).
Patel VI Beräkning av enaxligt belastade korta stålrörsbalkar med en rund ände fylld med betong.projekt.strukturera.205, 110098. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2019.110098 (2020).
Lu, H., Han, LH och Zhao, SL Analys av böjbeteendet hos runda tunnväggiga stålrör fyllda med betong.Tunnväggkonstruktion.47, 346-358.https://doi.org/10.1016/j.tws.2008.07.004 (2009).
Abende R., Ahmad HS och Hunaiti Yu.M.Experimentell studie av egenskaperna hos stålrör fyllda med betong innehållande gummipulver.J. Konstruktion.Ståltank 122, 251–260.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2016.03.022 (2016).
GB/T 228. Normal temperatur dragtestmetod för metalliska material (China Architecture and Building Press, 2010).
Posttid: 2023-05-05