Děkujeme, že jste navštívili Nature.com.Používáte verzi prohlížeče s omezenou podporou CSS.Chcete-li dosáhnout nejlepšího výsledku, doporučujeme použít aktualizovaný prohlížeč (nebo vypnout režim kompatibility v aplikaci Internet Explorer).Abychom zajistili trvalou podporu, zobrazujeme web bez stylů a JavaScriptu.
Zobrazí karusel tří snímků najednou.Pomocí tlačítek Předchozí a Další můžete procházet třemi snímky najednou nebo pomocí tlačítek posuvníku na konci procházet třemi snímky najednou.
Čtyři prvky z pryže betonové ocelové trubky (RuCFST), jeden prvek z betonové ocelové trubky (CFST) a jeden prázdný prvek byly testovány za podmínek čistého ohybu.Hlavní parametry jsou smykový poměr (λ) od 3 do 5 a poměr náhrady pryže (r) od 10 % do 20 %.Získá se křivka ohybový moment-deformace, křivka ohybový moment-průhyb a křivka ohybový moment-křivka.Byl analyzován způsob destrukce betonu s pryžovým jádrem.Výsledky ukazují, že typem porušení prvků RuCFST je porušení ohybem.Trhliny v pryžobetonu jsou rozmístěny rovnoměrně a šetrně a vyplnění jádrového betonu pryží zabraňuje vzniku trhlin.Poměr smyku k rozpětí měl malý vliv na chování zkušebních těles.Rychlost výměny pryže má malý vliv na schopnost odolávat ohybovému momentu, ale má určitý vliv na ohybovou tuhost vzorku.Po naplnění gumobetonem se oproti vzorkům z prázdné ocelové trubky zlepší ohybová schopnost a ohybová tuhost.
Tradiční železobetonové trubkové konstrukce (CFST) jsou díky svým dobrým seismickým vlastnostem a vysoké únosnosti široce používány v moderní inženýrské praxi1,2,3.Jako nový typ pryžobetonu se pryžové částice používají k částečné náhradě přírodního kameniva.Konstrukce z ocelových trubek plněných pryžovým betonem (RuCFST) jsou tvořeny plněním ocelových trubek pryžobetonem, aby se zvýšila tažnost a energetická účinnost kompozitních konstrukcí4.Využívá nejen vynikající výkon členů CFST, ale také efektivně využívá pryžový odpad, což odpovídá rozvojovým potřebám zelené cirkulární ekonomiky5,6.
V posledních několika letech bylo intenzivně studováno chování tradičních prvků CFST při axiálním zatížení7,8, interakci axiální zatížení-moment9,10,11 a čistém ohybu12,13,14.Výsledky ukazují, že ohybová kapacita, tuhost, tažnost a schopnost rozptylu energie CFST sloupů a nosníků jsou zlepšeny vnitřní betonovou výplní a vykazují dobrou lomovou tažnost.
V současné době někteří vědci studovali chování a výkon sloupů RuCFST při kombinovaném axiálním zatížení.Liu a Liang15 provedli několik experimentů na krátkých kolonách RuCFST a ve srovnání s kolonami CFST se nosnost a tuhost snižovaly s rostoucím stupněm substituce pryže a velikostí částic pryže, zatímco tažnost se zvyšovala.Duarte4,16 testoval několik krátkých kolon RuCFST a ukázal, že kolony RuCFST byly s rostoucím obsahem kaučuku tažnější.Liang17 a Gao18 také uvedli podobné výsledky o vlastnostech hladkých a tenkostěnných RuCFST zástrček.Gu et al.19 a Jiang et al.20 studovali únosnost prvků RuCFST při vysoké teplotě.Výsledky ukázaly, že přidání pryže zvýšilo tažnost struktury.Jak teplota stoupá, nosnost zpočátku mírně klesá.Patel21 analyzoval chování v tlaku a ohybu krátkých nosníků a sloupů CFST s kulatými konci při axiálním a jednoosém zatížení.Výpočtové modelování a parametrická analýza ukazují, že strategie simulace založené na vláknech mohou přesně zkoumat výkon krátkých RCFST.Pružnost se zvyšuje s poměrem stran, pevností oceli a betonu a klesá s poměrem hloubky k tloušťce.Obecně se krátké kolony RuCFST chovají podobně jako kolony CFST a jsou tažnější než kolony CFST.
Z výše uvedeného přehledu je vidět, že se sloupy RuCFST zlepšují po správném použití kaučukových přísad v podkladním betonu sloupů CFST.Protože zde není žádné osové zatížení, dochází k ohybu sítě na jednom konci nosníku sloupu.Ve skutečnosti jsou ohybové charakteristiky RuCFST nezávislé na charakteristikách axiálního zatížení22.V praktickém inženýrství jsou konstrukce RuCFST často vystaveny zatížení ohybovým momentem.Studium jeho čistých ohybových vlastností pomáhá určit způsoby deformace a porušení prvků RuCFST při seismickém působení23.U konstrukcí RuCFST je nutné studovat čisté ohybové vlastnosti prvků RuCFST.
V tomto ohledu bylo testováno šest vzorků pro studium mechanických vlastností čistě zakřivených ocelových čtvercových trubkových prvků.Zbytek tohoto článku je uspořádán následovně.Nejprve bylo testováno šest vzorků čtvercového průřezu s pryžovou výplní nebo bez ní.Pro výsledky testu sledujte režim selhání každého vzorku.Za druhé, byla analyzována výkonnost prvků RuCFST v čistém ohybu a byl diskutován vliv poměru střihu k rozpětí 3-5 a poměru náhrady pryže 10-20 % na strukturální vlastnosti RuCFST.Nakonec jsou porovnány rozdíly v únosnosti a ohybové tuhosti mezi prvky RuCFST a tradičními prvky CFST.
Bylo dokončeno šest vzorků CFST, čtyři vyplněny pogumovaným betonem, jeden naplněn normálním betonem a šestý byl prázdný.Jsou diskutovány účinky rychlosti změny pryže (r) a smykového poměru rozpětí (λ).Hlavní parametry vzorku jsou uvedeny v tabulce 1. Písmeno t označuje tloušťku trubky, B je délka strany vzorku, L je výška vzorku, Mue je naměřená ohybová kapacita, Kie je počáteční ohybová tuhost, Kse je ohybová tuhost v provozu.scéna.
Vzorek RuCFST byl vyroben ze čtyř ocelových plátů svařených ve dvojicích, aby vytvořily dutou čtvercovou ocelovou trubku, která byla poté vyplněna betonem.Ke každému konci vzorku je přivařena ocelová deska o tloušťce 10 mm.Mechanické vlastnosti oceli jsou uvedeny v tabulce 2. Podle čínské normy GB/T228-201024 jsou pevnost v tahu (fu) a mez kluzu (fy) ocelové trubky stanoveny standardní metodou zkoušky tahem.Výsledky testu jsou 260 MPa a 350 MPa.Modul pružnosti (Es) je 176 GPa a Poissonův koeficient (ν) oceli je 0,3.
Během testování byla kubická pevnost v tlaku (fcu) referenčního betonu v den 28 vypočtena na 40 MPa.Poměry 3, 4 a 5 byly zvoleny na základě předchozí reference 25, protože to může odhalit jakékoli problémy s řazením převodovky.Písek v betonové směsi nahrazují dvě rychlosti výměny pryže 10 % a 20 %.V této studii byl použit konvenční kaučukový prášek z Tianyu Cement Plant (značka Tianyu v Číně).Velikost částic pryže je 1-2 mm.Tabulka 3 ukazuje poměr gumobetonu a směsí.Pro každý typ pryžobetonu byly odlity tři kostky o straně 150 mm a vytvrzeny za zkušebních podmínek předepsaných normami.Písek použitý ve směsi je křemičitý písek a hrubé kamenivo je uhličitanová hornina ve městě Shenyang v severovýchodní Číně.28denní krychlová pevnost v tlaku (fcu), prizmatická pevnost v tlaku (fc') a modul pružnosti (Ec) pro různé poměry náhrady pryže (10 % a 20 %) jsou uvedeny v tabulce 3. Implementujte normu GB50081-201926.
Všechny zkušební vzorky jsou zkoušeny hydraulickým válcem o síle 600 kN.Během zatěžování působí dvě koncentrované síly symetricky na čtyřbodovou zkoušku ohybem a poté se rozloží na vzorek.Deformace se měří pěti tenzometry na každém povrchu vzorku.Odchylka je pozorována pomocí tří snímačů posunutí znázorněných na obrázcích 1 a 2. 1 a 2.
Test používal systém předpětí.Zatěžujte rychlostí 2 kN/s, poté pauzu při zatížení až 10 kN, zkontrolujte, zda je nástroj a siloměr v normálním provozním stavu.V rámci elastického pásu se každý přírůstek zatížení vztahuje na méně než jednu desetinu předpokládaného špičkového zatížení.Když se ocelová trubka opotřebuje, aplikované zatížení je menší než jedna patnáctina předpokládaného špičkového zatížení.Po aplikaci každé úrovně zatížení během fáze nakládání vydržte asi dvě minuty.Jak se vzorek blíží k poruše, rychlost nepřetržitého zatěžování se zpomaluje.Když axiální zatížení dosáhne méně než 50 % mezního zatížení nebo je na vzorku zjištěno zjevné poškození, zatěžování je ukončeno.
Destrukce všech zkušebních těles vykazovala dobrou tažnost.V tahové zóně ocelové trubky zkušebního kusu nebyly zjištěny žádné zjevné trhliny v tahu.Typické typy poškození ocelových trubek jsou znázorněny na Obr.3. Vezmeme-li jako příklad vzorek SB1, v počáteční fázi zatěžování, kdy je ohybový moment menší než 18 kN m, je vzorek SB1 v elastickém stadiu bez zjevné deformace a rychlost nárůstu měřeného ohybového momentu je větší než rychlost nárůstu zakřivení.Následně je ocelová trubka v tahové zóně deformovatelná a přechází do elasticko-plastického stupně.Když ohybový moment dosáhne asi 26 kNm, kompresní zóna oceli středního rozpětí se začne roztahovat.Edém se vyvíjí postupně, jak se zvyšuje zátěž.Křivka zatížení-průhyb neklesá, dokud zatížení nedosáhne svého vrcholu.
Po dokončení experimentu byly vzorky SB1 (RuCFST) a vzorek SB5 (CFST) vyříznuty, aby se jasněji pozoroval způsob porušení základního betonu, jak je znázorněno na obr. 4. Z obrázku 4 je vidět, že trhliny ve vzorku SB1 jsou v podkladním betonu rozmístěny rovnoměrně a řídce a vzdálenost mezi nimi je od 10 do 15 cm.Vzdálenost mezi trhlinami ve vzorku SB5 je od 5 do 8 cm, trhliny jsou nepravidelné a zřetelné.Kromě toho se trhliny ve vzorku SB5 rozprostírají asi o 90° od tahové zóny ke kompresní zóně a rozvíjejí se až do asi 3/4 výšky průřezu.Hlavní trhliny betonu ve vzorku SB1 jsou menší a méně časté než u vzorku SB5.Nahrazení písku pryží může do určité míry zabránit vzniku trhlin v betonu.
Na Obr.5 ukazuje rozložení průhybu po délce každého vzorku.Plná čára je křivka průhybu zkušebního vzorku a tečkovaná čára je sinusová půlvlna.Z Obr.Obrázek 5 ukazuje, že křivka vychýlení tyče je v dobré shodě se sinusovou půlvlnnou křivkou při počátečním zatížení.S rostoucím zatížením se křivka průhybu mírně odchyluje od sinusové půlvlny.Při zatěžování jsou křivky průhybu všech vzorků v každém bodě měření zpravidla symetrickou polosinusovou křivkou.
Protože vychýlení prvků RuCFST při čistém ohybu sleduje sinusovou půlvlnnou křivku, lze rovnici ohybu vyjádřit jako:
Když je maximální deformace vlákna 0,01, s ohledem na skutečné podmínky aplikace, odpovídající ohybový moment je určen jako únosnost prvku v mezním ohybu27.Takto stanovená naměřená únosnost ohybového momentu (Mue) je uvedena v tabulce 1. Podle naměřené únosnosti ohybového momentu (Mue) a vzorce (3) pro výpočet křivosti (φ) lze křivku M-φ na obrázku 6 zakreslený.Pro M = 0,2Mue28 je počáteční tuhost Kie uvažována jako odpovídající smyková ohybová tuhost.Když M = 0,6Mue, ohybová tuhost (Kse) pracovního stupně byla nastavena na odpovídající sečnovou ohybovou tuhost.
Z křivky křivosti ohybového momentu je vidět, že ohybový moment a křivost se v elastickém stádiu výrazně lineárně zvyšují.Rychlost růstu ohybového momentu je zřetelně vyšší než rychlost zakřivení.Když je ohybový moment M 0,2 Mue, vzorek dosáhne mezní pružnosti.Jak se zatížení zvyšuje, vzorek podléhá plastické deformaci a přechází do elastoplastického stádia.Při ohybovém momentu M rovném 0,7-0,8 Mue bude ocelová trubka střídavě deformována v zóně tahu a v zóně tlaku.Současně se křivka Mf vzorku začíná projevovat jako inflexní bod a roste nelineárně, což zvyšuje kombinovaný účinek ocelové trubky a pryžobetonového jádra.Když je M rovno Mue, vzorek vstoupí do fáze plastického kalení, přičemž průhyb a zakřivení vzorku rychle narůstá, zatímco ohybový moment se zvyšuje pomalu.
Na Obr.7 ukazuje křivky ohybového momentu (M) versus deformace (ε) pro každý vzorek.Horní část střední části vzorku je pod tlakem a spodní část je pod napětím.Tenzometry označené „1“ a „2“ jsou umístěny v horní části zkušebního vzorku, tenzometry označené „3“ jsou umístěny uprostřed vzorku a tenzometry označené „4“ a „5“.“ jsou umístěny pod zkušebním vzorkem.Spodní část vzorku je znázorněna na obr. 2. Z obr. 7 je vidět, že v počáteční fázi zatěžování jsou podélné deformace v zóně tahu a v zóně tlaku prvku velmi blízké a deformace jsou přibližně lineární.Ve střední části dochází k mírnému nárůstu podélné deformace, ale velikost tohoto nárůstu je malá. Následně gumobeton v tahové zóně popraskal. Protože ocelová trubka v tahové zóně potřebuje pouze odolat síle a gumobetonová a ocelová trubka v kompresní zóně nese zatížení společně, deformace v tahové zóně prvku je větší než deformace v zóně Jak se zatížení zvyšuje, deformace překračují mez kluzu oceli a ocelová trubka vstupuje elastoplastické stadium. Rychlost nárůstu deformace vzorku byla výrazně vyšší než ohybový moment a plastická zóna se začala vyvíjet do plného průřezu.
Křivky M-um pro každý vzorek jsou znázorněny na obrázku 8. Na Obr.8, všechny křivky M-um sledují stejný trend jako tradiční členy CFST22,27.V každém případě křivky M-um vykazují pružnou odezvu v počáteční fázi, následovanou nepružným chováním s klesající tuhostí, dokud není postupně dosaženo maximálního přípustného ohybového momentu.Vzhledem k různým parametrům testu jsou však křivky M-um mírně odlišné.Průhybový moment pro poměr smyku k rozpětí od 3 do 5 je znázorněn na Obr.8a.Přípustná ohybová kapacita vzorku SB2 (smykový faktor λ = 4) je o 6,57 % nižší než u vzorku SB1 (λ = 5) a schopnost ohybového momentu u vzorku SB3 (λ = 3) je větší než u vzorku SB2. (A = 4) 3,76 %.Obecně řečeno, s rostoucím poměrem smyku a rozpětí není trend změny dovoleného momentu zřejmý.Nezdá se, že by křivka M-um souvisela s poměrem smyku k rozpětí.To je v souladu s tím, co Lu a Kennedy25 pozorovali u nosníků CFST s poměrem smyku k rozpětí v rozmezí od 1,03 do 5,05.Možným důvodem pro prvky CFST je to, že při různých smykových poměrech rozpětí je mechanismus přenosu síly mezi betonovým jádrem a ocelovými trubkami téměř stejný, což není tak zřejmé jako u železobetonových prvků25.
Z Obr.8b ukazuje, že únosnost vzorků SB4 (r = 10 %) a SB1 (r = 20 %) je mírně vyšší nebo nižší než u tradičního vzorku CFST SB5 (r = 0) a zvýšila se o 3,15 procenta a snížila o 1,57 procenta.Počáteční tuhost v ohybu (Kie) vzorků SB4 a SB1 je však významně vyšší než u vzorku SB5, které jsou 19,03 % a 18,11 %.Ohybová tuhost (Kse) vzorků SB4 a SB1 v provozní fázi je o 8,16 % a 7,53 % vyšší než u vzorku SB5.Ukazují, že rychlost substituce pryží má malý vliv na schopnost ohýbání, ale má velký vliv na tuhost v ohybu vzorků RuCFST.To může být způsobeno skutečností, že plasticita gumobetonu ve vzorcích RuCFST je vyšší než plasticita přírodního betonu v konvenčních vzorcích CFST.Obecně platí, že praskání a praskání v přírodním betonu se začínají šířit dříve než v pryžovém betonu29.Z typického způsobu porušení základního betonu (obr. 4) jsou trhliny vzorku SB5 (přírodní beton) větší a hustší než u vzorku SB1 (pryžový beton).To může přispět k vyššímu omezení, které poskytují ocelové trubky u vzorku železobetonu SB1 ve srovnání se vzorkem přírodního betonu SB5.K podobným závěrům došla i studie Durate16.
Z Obr.8c ukazuje, že prvek RuCFST má lepší schopnost ohýbání a tažnost než prvek duté ocelové trubky.Pevnost v ohybu vzorku SB1 z RuCFST (r=20 %) je o 68,90 % vyšší než u vzorku SB6 z prázdné ocelové trubky a počáteční tuhost v ohybu (Kie) a tuhost v ohybu ve fázi provozu (Kse) vzorku SB1 jsou 40,52 %, resp., který je vyšší než u vzorku SB6, byl o 16,88 % vyšší.Kombinované působení ocelové trubky a pryžobetonového jádra zvyšuje ohybovou kapacitu a tuhost kompozitního prvku.Prvky RuCFST vykazují dobrou tažnost vzorků, když jsou vystaveny čistě ohybovému zatížení.
Výsledné ohybové momenty byly porovnány s ohybovými momenty specifikovanými v současných konstrukčních normách, jako jsou japonská pravidla AIJ (2008) 30, britská pravidla BS5400 (2005) 31, evropská pravidla EC4 (2005) 32 a čínská pravidla GB50936 (2014) 33. ohybový moment (Muc) k experimentálnímu ohybovému momentu (Mue) je uveden v tabulce 4 a uveden na Obr.9. Vypočtené hodnoty AIJ (2008), BS5400 (2005) a GB50936 (2014) jsou o 19 %, 13,2 % a 19,4 % nižší než průměrné experimentální hodnoty.Ohybový moment vypočítaný EC4 (2005) je 7 % pod průměrnou zkušební hodnotou, která je nejbližší.
Mechanické vlastnosti prvků RuCFST při čistém ohybu jsou experimentálně zkoumány.Na základě výzkumu lze vyvodit následující závěry.
Testovaní členové RuCFST vykazovali chování podobné tradičním vzorcům CFST.S výjimkou prázdných vzorků ocelových trubek mají vzorky RuCFST a CFST dobrou tažnost díky výplni pryžobetonem a betonem.
Poměr smyku k rozpětí se měnil od 3 do 5 s malým vlivem na testovaný moment a ohybovou tuhost.Rychlost výměny pryže nemá prakticky žádný vliv na odolnost vzorku vůči ohybovému momentu, ale určitý vliv na ohybovou tuhost vzorku má.Počáteční tuhost v ohybu vzorku SB1 s poměrem náhrady pryže 10 % je o 19,03 % vyšší než u tradičního vzorku CFST SB5.Eurokód EC4 (2005) umožňuje přesné vyhodnocení únosnosti ohybu prvků RuCFST.Přídavek kaučuku do základního betonu zlepšuje křehkost betonu a dodává konfuciánským prvkům dobrou houževnatost.
Dean, FH, Chen, Yu.F., Yu, Yu.J., Wang, LP a Yu, ZV Kombinované působení ocelových trubkových sloupů obdélníkového průřezu vyplněných betonem v příčném smyku.struktura.Beton 22, 726–740.https://doi.org/10.1002/suco.202000283 (2021).
Khan, LH, Ren, QX a Li, W. Testování ocelových trubek plněných betonem (CFST) se šikmými, kuželovými a krátkými sloupy STS.J. Konstrukce.Ocelový tank 66, 1186–1195.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2010.03.014 (2010).
Meng, EC, Yu, YL, Zhang, XG & Su, YS Seismické testování a studie indexu výkonnosti recyklovaných stěn z dutých bloků vyplněných trubkovým rámem z recyklovaného kameniva z oceli.struktura.Concrete 22, 1327–1342 https://doi.org/10.1002/suco.202000254 (2021).
Duarte, APK a kol.Experiment a návrh krátkých ocelových trubek plněných gumobetonem.projekt.struktura.112, 274-286.https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2016.01.018 (2016).
Jah, S., Goyal, MK, Gupta, B., & Gupta, AK Nová analýza rizik COVID 19 v Indii s přihlédnutím k klimatickým a socioekonomickým faktorům.technologií.předpověď.společnost.OTEVŘENO.167, 120679 (2021).
Kumar, N., Punia, V., Gupta, B. & Goyal, MK Nový systém hodnocení rizik a odolnost kritické infrastruktury vůči změnám klimatu.technologií.předpověď.společnost.OTEVŘENO.165, 120532 (2021).
Liang, Q a Fragomeni, S. Nelineární analýza krátkých kruhových sloupů ocelových trubek vyplněných betonem při axiálním zatížení.J. Konstrukce.Rezoluce oceli 65, 2186–2196.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2009.06.015 (2009).
Ellobedi, E., Young, B. a Lam, D. Chování konvenčních a vysokopevnostních betonem plněných kruhových pahýlových sloupů vyrobených z hustých ocelových trubek.J. Konstrukce.Ocelová nádrž 62, 706–715.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2005.11.002 (2006).
Huang, Y. a kol.Experimentální zkoumání excentrických tlakových charakteristik vysokopevnostních železobetonových obdélníkových trubkových sloupů tvarovaných za studena.Univerzita J. Huaqiao (2019).
Yang, YF a Khan, LH Chování krátkých sloupů z ocelových trubek plněných betonem (CFST) při excentrickém místním stlačení.Konstrukce tenké stěny.49, 379-395.https://doi.org/10.1016/j.tws.2010.09.024 (2011).
Chen, JB, Chan, TM, Su, RKL a Castro, JM Experimentální hodnocení cyklických charakteristik ocelového trubkového nosníku-sloupu vyplněného betonem s osmihranným průřezem.projekt.struktura.180, 544–560.https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2018.10.078 (2019).
Gunawardena, YKR, Aslani, F., Ui, B., Kang, WH a Hicks, S. Přehled pevnostních charakteristik kruhových ocelových trubek plněných betonem při monotónním čistém ohýbání.J. Konstrukce.Ocelová nádrž 158, 460–474.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2019.04.010 (2019).
Zanuy, C. Model napětí strun a ohybová tuhost kruhového CFST v ohybu.vnitřní J. Ocelová konstrukce.19, 147-156.https://doi.org/10.1007/s13296-018-0096-9 (2019).
Liu, Yu.H. a Li, L. Mechanické vlastnosti krátkých sloupů pryžobetonových čtvercových ocelových trubek při axiálním zatížení.J. Severovýchod.Univerzita (2011).
Duarte, APK a kol.Experimentální studie pryžobetonu s krátkými ocelovými trubkami při cyklickém zatěžování [J] Složení.struktura.136, 394-404.https://doi.org/10.1016/j.compstruct.2015.10.015 (2016).
Liang, J., Chen, H., Huaying, WW a Chongfeng, HE Experimentální studium charakteristik osového tlaku kruhových ocelových trubek plněných pryžobetonem.Beton (2016).
Gao, K. a Zhou, J. Zkouška axiálním tlakem čtvercových tenkostěnných ocelových trubkových sloupů.Journal of Technology z Hubei University.(2017).
Gu L, Jiang T, Liang J, Zhang G a Wang E. Experimentální studie krátkých obdélníkových železobetonových sloupů po vystavení vysoké teplotě.Beton 362, 42–45 (2019).
Jiang, T., Liang, J., Zhang, G. a Wang, E. Experimentální studie kruhových pryžobetonových plněných ocelových trubkových sloupů pod axiálním tlakem po vystavení vysoké teplotě.Beton (2019).
Patel VI Výpočet jednoosově zatížených krátkých ocelových trubkových trámových sloupů s kulatým koncem vyplněným betonem.projekt.struktura.205, 110098. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2019.110098 (2020).
Lu, H., Han, LH a Zhao, SL Analýza ohybového chování kruhových tenkostěnných ocelových trubek plněných betonem.Konstrukce tenké stěny.47, 346–358.https://doi.org/10.1016/j.tws.2008.07.004 (2009).
Abende R., Ahmad HS a Hunaiti Yu.M.Experimentální studium vlastností ocelových trubek plněných betonem s obsahem pryžového prášku.J. Konstrukce.Ocelová nádrž 122, 251–260.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2016.03.022 (2016).
GB/T 228. Metoda zkoušky tahem za normální teploty pro kovové materiály (China Architecture and Building Press, 2010).
Čas odeslání: leden-05-2023