Glissement d'interface en acier - Le lac des cygnes de Shijiazhuang Co., Ltd

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 22375 (2022) Citer cet article

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Sous l'action de fluage des poutres composites en acier et en béton renforcées par une feuille de polymère renforcé de fibres de carbone (CFRP), la face de la feuille de CFRP, de la poutre en acier et de la poutre en dalle de béton produit un glissement relatif. Ce glissement affecte l'interaction de l'interface, réduit la capacité portante et la rigidité des éléments et augmente la déformation. Dans cet article, des méthodes élastiques et énergétiques sont utilisées pour analyser les forces d'interface entre les poutres en acier et les dalles en béton renforcées par des tôles CFRP sous l'action du fluage du béton. Les formules de calcul pour le glissement d'interface, la force axiale et la déformation incrémentielle sont établies. L'influence des paramètres de conception sur les propriétés mécaniques de l'interface est analysée. Les résultats montrent que les augmentations du glissement de l'interface, de la force axiale et de la déformation sont nulles au 28e jour. Avec l'âge, les incréments de glissement d'interface, de force axiale et de déformation augmentent progressivement, et l'augmentation est importante au cours des 100 premiers jours ; il reste fondamentalement inchangé pendant l'intervalle de temps de 100 à 1028 jours. Lorsque la charge augmente de 5 N/mm (5 kN), les incréments de glissement augmentent d'environ 0,004 mm, 0,002 mm et 0,002 mm. Les incréments de force axiale sont d'environ 19,4 kN, 15,9 kN et 16,1 kN. Les incréments de déformation augmentent d'environ 1,7 mm, 1,1 mm et 0,6 mm.

Les structures en acier sont largement utilisées dans les bâtiments industriels et civils et l'ingénierie des ponts en raison de leur construction pratique et de leur grande praticabilité1,2. En raison de l'influence de divers facteurs, tels que l'utilisation et l'environnement, divers défauts et dommages existent dans la structure en acier3,4, en particulier lorsque la structure en acier est surchargée. En d'autres termes, la charge de service de la structure est bien supérieure à la charge de service admissible de la structure5 ; cette situation accélère le vieillissement de la structure et réduit sa durée de vie, en particulier lorsque la structure elle-même présente des dommages mineurs causés par la construction. La surcharge augmente les dommages à la structure, et les défauts microscopiques s'étendent et convergent progressivement, entraînant la détérioration du matériau en termes de propriétés mécaniques macroscopiques ; il provoque même des accidents d'ingénierie. Par conséquent, l'étude des moyens de renforcer et de réparer la structure en acier a toujours été une entreprise importante en génie civil. Les données montrent que les projets de reconstruction peuvent économiser environ 40 % de l'investissement et raccourcir la période de construction d'environ 50 % par rapport à une nouvelle construction6,7. La recherche d'une technologie rentable de renforcement et de réparation des structures en acier n'est pas seulement un problème technique à résoudre, mais aussi un problème social lié au développement durable.

Les méthodes traditionnelles de renforcement des structures en acier comprennent l'augmentation du nombre de sections d'éléments en acier, l'ajout de tiges et de supports supplémentaires et le renforcement de la précontrainte. Parmi eux, l'augmentation du nombre de sections de l'élément en acier implique de relier les éléments en acier nouveaux et originaux par soudage, rivetage, boulonnage ou collage de plaques d'acier8,9. La structure passe d'un plan à un espace10,11, et l'armature de précontrainte est réglée sur des tirants précontraints aux parties appropriées de la structure en acier pour former une contrainte opposée à la charge dans la structure12,13,14. Dans une certaine mesure, ces procédés augmentent la taille de la section transversale des composants, augmentant le poids des composants et les changements de rigidité. Il en résulte une redistribution des efforts internes de la structure, un transport et une installation peu pratiques, une construction compliquée et des coûts de maintenance élevés. Ces dernières années, l'utilisation de feuilles de polymère renforcé de fibres (FRP) pour renforcer les poutres en acier est devenue une nouvelle méthode de renforcement au pays et à l'étranger. Cette méthode de renforcement consiste à coller ou à ancrer des feuilles de PRF sur des poutres en acier. La haute résistance du matériau FRP est utilisée pour améliorer la capacité portante et la rigidité de la poutre afin d'obtenir l'effet de renforcement.

À l'heure actuelle, des experts et universitaires nationaux et internationaux ont étudié l'interaction de l'interface entre les poutres en acier et les tôles en PRFC15,16,17,18,19,20,21,22,23,24,25,26,27,28,29,30,31,32,33,34,35,36 et entre les poutres en acier et les dalles en béton, mais les études sur l'analyse du glissement d'interface sous l'influence de l'effet de fluage sont rares. Par conséquent, sur la base de recherches antérieures, les méthodes de variation élastique et d'énergie sont utilisées pour établir l'incrément de glissement d'interface, l'axe et l'axe des poutres composites acier-béton renforcées de CFRP sous l'action du fluage du béton. Les formules de calcul pour les incréments de force et de déformation de la poutre composite sont discutées, ainsi que l'influence des paramètres de conception.

Étant donné que l'effet de température de la poutre en acier et l'effet de fluage du tissu CFRP ont été donnés dans38, seul l'effet de fluage du béton est considéré ici, c'est-à-dire que seule la force d'interface entre la dalle de béton et la poutre en acier est considérée. Plusieurs hypothèses sont faites sur les caractéristiques des structures de poutres composites acier-béton renforcées par des feuilles de PRFC39,42. En utilisation normale, la poutre mixte est un corps élastique idéal. La connexion de cisaillement entre la poutre en acier et le béton forme une disposition uniforme et continue sur toute la longueur de la poutre. Les dalles de béton, les poutres en acier et les tôles CFRP ont la même courbure de flexion avant et après déformation, quelle que soit la portance verticale entre elles. La section est conforme à l'hypothèse d'une section plate. La force du corps de l'unité est illustrée à la Fig. 1.

Graphique de force du corps unitaire.

Les incréments de déformation sur la surface supérieure de la poutre en acier et la surface inférieure de la dalle en béton à l'instant \(t\) sont décrits ci-dessous :

où \(y_{s} \left( t \right)\)—t la distance entre l'axe neutre de la poutre et le sommet de la poutre au temps t ; \(y_{c} \left( t \right)\)—t la distance entre l'axe neutre de la plaque et le bas de la plaque au temps t ; \(E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)\) : module d'élasticité effectif de la plaque ajusté en fonction de l'âge au temps \(t\), qui peut être exprimé par \(E_{c} \left( {t,t_{0} } \right) = \frac{{E_{c} }}{{1 + \chi \left( {t,t_{0} } \right)\phi \left( {t,t_{0} } \right)}}\); \(\chi \left( {t,t_{0} } \right)\) : le coefficient de vieillissement du béton de la dalle calculé à partir du temps de chargement, t0, jusqu'au temps t, qui varie généralement entre 0,6 et 0,9, et est pris égal à 0,8243 ; \(\Delta N_{sc} \left( t \right)\) : somme des forces virtuelles de chaque couche d'armature correspondant à la déformation initiale de la dalle de béton, \(\Delta N_{sc} \left( t \right) = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \right)\left( {\varepsi lon_{o} + y_{si} \varphi } \right)} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \right)\left\{ { - \frac{N}{{E_{c} A_{c} }} + \frac{{y_{si} \left[ {M - N\overline{y}} \right]} }{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{c} }}} \right\}} = \alpha_{1} M - \beta_{1} N\); \(\alpha_{1} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \right)\frac{{y_{si} }}{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{c} }}}\ ); \(\beta_{1} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \right)\left[ {\frac{1}{{E_{c} A_{c} }} + \frac{{\overline{y}y_{si} }}{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{c } }}} \right]}\); \(\phi \left( {t,t_{0} } \right)\)—coefficient de fluage du béton de la dalle40, \(\phi \left( {t,t_{0} } \right) = \phi_{0} \beta_{c} \left( {t - t_{0} } \right)\); \(\phi_{0} = \phi_{RH} \beta \left( {f_{cm} } \right)\beta \left( {t_{0} } \right)\); \(\phi_{RH} = 1 + \frac{{1 - RH/RH_{0} }}{{0.46\left( {h/h_{0} } \right)^{\frac{1}{3}} }}\ ); \(\beta \left( {f_{cm} } \right) = \frac{5.3}{{\left( {f_{cm} /f_{cm0} } \right)^{0.5} }}\); \(\beta \left( {t_{0} } \right) = \frac{1}{{0.1 + \left( {t_{0} /t_{1} } \right)^{0.2} }}\); \(\beta_{c} \left( {t - t_{0} } \right) = \left[ {\frac{{\left( {t - t_{0} } \right)/t_{1} }}{{\beta_{H} + \left( {t - t_{0} } \right)/t_{1} }}} \right]^{0.3}\); \(\beta_{H} = 150\left[ {1 + \left( {1.2\frac{RH}{{RH_{0} }}} \right)^{18} } \right]\frac{h}{{h_{0} }} + 250 \le 1500\ ); \(\varphi_{0}\)—coefficient de fluage nominal ; \(f_{cm}\)—résistance cubique moyenne à la compression du béton à l'âge de 28 jours, \(f_{cm} = 0,8f_{cu,k} + 8\) ; \(f_{cu,k}\)—valeur standard de la résistance à la compression du cube de béton avec un taux de garantie de 95 % à l'âge de 28 jours ; \(\beta_{c} \left( {t - t_{0} } \right)\) - coefficient d'évolution du fluage avec le temps après chargement ; \(h\)—épaisseur théorique de l'élément, où \(h = 2A/u\) ; \(A\)—aire de la section transversale de l'élément ; \(u\) - périmètre de la surface de contact entre le composant et l'atmosphère ; \(RH\) — humidité relative moyenne annuelle de l'environnement ; \(RH_{0}\) = 100 % ; \(h_{0}\) = 100 mm ; \(t_{1}\) = 1 jour ; \(f_{cmo}\) = 10 MPa ; \(y_{si}\) et \(y_{si} \left( t \right)\) – respectivement la distance verticale entre la ième couche de barres d'acier dans la dalle et le centre de gravité de la section convertie de la dalle au temps \(t_{0}\) et au temps \(t\) ; \(\overline{y}\)—distance verticale entre le centre de gravité de la poutre et la dalle à l'instant \(t_{0}\) ; \(\varepsilon_{o}\) - déformation initiale au centre de gravité de la plaque à l'instant \(t_{0}\) ; \(\varphi\) : courbure initiale de la poutre composite à l'instant \(t_{0}\) ; \(E_{s}\) et \(E_{c}\) : modules d'élasticité initiaux au temps \(t_{0}\) de la poutre et de la plaque, respectivement ; \(A_{s}\) et \(A_{c}\) : aires de section transversale à \(t_{0}\) des sections initiales de la poutre et de la plaque, respectivement ; \(I_{s}\) et \(I_{c}\) - moments d'inertie à \(t_{0}\) de la section initiale de la poutre et de la plaque, respectivement ; \(E_{si}\) - le module d'élasticité de la couche de barres d'acier dans la dalle ; \(A_{si}\) : aire de la section transversale de la ième couche de barres d'acier dans la dalle ; \(n\)—nombre de couches d'armatures dans la dalle.

Étant donné que les charges internes et externes ne changent pas pendant la période de temps t0 - t, combinées à la force sur la section, l'équation différentielle de l'incrément de glissement peut être obtenue.

L'équation différentielle de l'incrément d'effort tranchant d'interface peut alors être obtenue en fonction de la relation entre l'effort tranchant d'interface et le glissement.

Dans la formule, \(\lambda^{2} = \frac{{k_{L} y\left( t \right)^{2} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} + \frac{{k_{L} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)A\left( t \right)}}\); \(\mu_{1} = - \frac{{y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right) - \alpha_{1} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} - \frac{{\alpha_{1} } }{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\mu_{2} = \delta + \frac{{y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right) - \beta_{2} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} + \frac{{\beta_ {1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\mu_{s1} = - \frac{{k_{L} y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right) - \alpha_{1} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} - \frac{{k_ {L} \alpha_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\mu_{s2} = k_{L} \delta + \frac{{k_{L} y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right) - \beta_{2} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)} } + \frac{{k_{L} \beta_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\gamma = \frac{{\phi \left( {t,t_{0} } \right)}}{EI}\); \(\delta = \frac{{\phi \left( {t,t_{0} } \right)}}{{E_{c} A_{c} }}\ ); \(\beta_{2} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} y_{si} \left( t \right)\phi \left( {t,t_{0} } \right)\left[ {\frac{1}{{E_{c} A_{c} }} + \frac{{\overline{y}y_{si} }}{{E_{s} I_ {s} + E_{c} I_{c} }}} \right]}\ ); \(n\)—le nombre de couches de barres d'acier dans la plaque ; \(k_{L}\)—rigidité de la pièce de liaison, \(k_{L} = k/m\) ; \(k\) — rigidité d'une seule pièce de liaison ; \(m\) - l'espacement longitudinal de la pièce de liaison.

La formule de calcul de l'incrément de glissement d'interface sous différentes charges peut être obtenue en fonction des conditions aux limites.

Dans la formule, \(\alpha^{2} = \frac{{k_{L} }}{EA} + \frac{{k_{L} y^{2} }}{EI}\) ; \(\beta = \frac{{k_{L} y}}{EI}\).

Segment de flexion :

Courbure pure :

A gauche du point de chargement :

A droite du point de chargement :

Sur la base de la théorie de la méthode variationnelle de l'énergie44, on suppose qu'il n'y a pas de glissement entre la poutre en acier et la tôle en PRFC. Le déplacement de la poutre en acier est \(U_{s1}\), le déplacement du béton est \(U_{c1}\), la déformation de la poutre est \(W_{1}\) et le déplacement au joint est \(\Delta_{L1} = U_{s1} - U_{c1} { + }y\left( t \right)W_{1}^{{\prime}}\).

Ainsi, les énergies potentielles du système structurel à l'instant t sont indiquées ci-dessous :

Énergie de déformation d'une poutre en acier :

Energie de déformation du béton :

Énergie de déformation au niveau de l'articulation :

L'incrément d'énergie potentielle totale du faisceau est indiqué dans l'équation. (13):

Selon le principe de l'énergie potentielle minimale, la variation de l'Eq. (13) est ensuite intégré étape par étape pour obtenir ce qui suit :

De plus, \(\delta U_{s1}^{{}}\), \(\delta U_{c1}^{{}}\), \(\delta W\) sont des quantités indépendantes, donc Eq. (14) est intégré par division et réduit.

Selon le bilan des efforts internes, l'équation différentielle déterminante du glissement peut alors être obtenue.

La courbe de distribution de l'incrément de glissement avec l'âge sous différentes charges est illustrée à la Fig. 2. L'incrément de glissement interfacial entre la poutre en acier et la dalle en béton montre une distribution non linéaire avec l'âge. Les incréments de glissement d'interface à 28 jours sont tous nuls. Avec l'augmentation de l'âge, les incréments de glissement augmentent progressivement. L'augmentation est plus importante dans les 100 jours et les incréments de glissement sont fondamentalement inchangés de 100 à 1028 jours. L'incrément de glissement d'interface augmente avec l'augmentation de la charge. Plus la charge est élevée, plus la courbe d'incrément de glissement est raide. Lorsque la charge augmente de 5 N/mm (5 kN), l'incrément de glissement augmente d'environ 0,004 mm, 0,002 mm et 0,002 mm.

Influence du chargement sous fluage sur la charge concentrée d'incrément de glissement d'interface.

Les courbes de distribution des incréments de glissement avec l'âge sous différentes rigidités sont illustrées à la Fig. 3. L'incrément de glissement d'interface diminue avec l'augmentation de la rigidité. Plus la rigidité est élevée, plus la courbe d'incrément de glissement est lisse. La quantité de changement de l'incrément de glissement interfacial diminue progressivement avec chaque augmentation de la rigidité.

Influence de la rigidité de couplage sous fluage sur l'incrément de glissement de l'interface.

L'équation différentielle de l'incrément de force axiale peut être obtenue à partir de la relation \(\frac{{{\text{d}}\Delta N\left( t \right)}}{{{\text{d}}x}} = \Delta \tau_{s} \left( t \right) = k_{L} \Delta s\left( t \right)\) entre l'incrément de force axiale et l'incrément de glissement.

où \(\lambda^{2} = \frac{{k_{L} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)A\left( t \right)}} + \frac{{k_{L} y^{2} \left( t \right)}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\ ); \(\mu_{1} = - \frac{{y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right) - \alpha_{2} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} - \frac{{\alpha_{1} } }{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\mu_{2} = \delta + \frac{{y\left( t \right)\left[ {\gamma y\left( {t_{0} } \right)E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right) - \beta_{2} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} + \frac{{\beta_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\).

La formule de calcul de l'incrément de force axiale sous différentes charges peut être obtenue en fonction des conditions aux limites.

Segment de flexion :

Courbure pure :

A gauche du point de chargement :

A droite du point de chargement :

La courbe de distribution de l'augmentation de la force axiale avec l'âge sous différentes charges est illustrée à la Fig. 4. Les augmentations de la force axiale à 28 jours sont toutes nulles. Avec l'âge, l'augmentation de la force axiale augmente progressivement en 100 jours. De 100 à 1028 jours, l'augmentation est plus importante et l'incrément de force axiale est fondamentalement inchangé ; l'incrément de force axiale augmente avec l'augmentation de la charge, et plus la charge est importante, plus la courbe d'incrément de force axiale est raide. Tous les 5 N/mm (5 kN), les incréments de force axiale augmentent d'environ 19,4 kN, 15,9 kN et 16,1 kN.

Influence du chargement sous fluage sur l'incrément de force axiale.

La courbe de distribution de l'incrément de force axiale avec l'âge sous différentes valeurs de rigidité est illustrée à la Fig. 5. L'incrément de force axiale augmente avec l'augmentation de la rigidité de la connexion. Plus la charge est élevée, plus la variation de la courbe de l'incrément de force axiale est abrupte. De même, plus l'augmentation de la rigidité de la connexion est importante, plus l'augmentation de l'incrément de force axiale est faible.

Influence de couplage de la rigidité au fluage sur l'incrément de force axiale.

Selon la relation entre la déformation et la courbure, combinée à l'équation différentielle de l'incrément de glissement, l'équation différentielle de l'incrément de déformation peut être obtenue.

où, \(\lambda^{2} = \frac{{k_{L} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)A\left( t \right)}} + \frac{{k_{L} y\left( t \right)^{2} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\ ); \(\mu_{1}^{{}} = \frac{{k_{L} }}{{E^{2} \left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)A\left( t \right)}}\left[ {E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right)\gamma - \alpha_{2} } \right] - \frac{{k_{L} y\left( t \right)}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\frac{{\alpha_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\ ); \(\mu_{2}^{{}} = - \frac{{k_{L} }}{{E^{2} \left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)A\left( t \right)}}\left[ {E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right)\gamma y - \beta_{2} } \right] + \frac{{y\left( t \right)k_{L} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\left[ {\delta + \frac{{\beta_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}} \right]\);\( \mu_{3}^{{}} = - \frac{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right)\gamma - \alpha_{2} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\); \(\mu_{4}^{{}} = \frac{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \left( t \right)\gamma y - \beta_{2} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}}\).

Selon les conditions aux limites, la formule de calcul de l'incrément de déformation sous différentes charges peut être obtenue.

Segment de flexion :

Courbure pure :

A gauche du point de chargement :

A droite du point de chargement :

La courbe de distribution de l'incrément de déformation avec l'âge sous différentes charges est obtenue par un calcul, comme illustré à la Fig. 6. Les incréments de déformation sont distribués de manière non linéaire. Les incréments de déformation pendant 28 jours sont tous nuls. Avec l'augmentation de l'âge, les incréments de déformation augmentent progressivement. L'augmentation est plus importante en 100 jours et les incréments de déformation sont pratiquement inchangés de 100 à 1028 jours. L'incrément de déformation augmente avec l'augmentation de la charge. Plus la charge est importante, plus la courbe d'incrément de déformation est raide ; pour chaque augmentation de 5 N/mm (5 kN) de la charge, l'incrément de déformation augmente d'environ 1,7 mm, 1,1 mm et 0,6 mm.

Influence du chargement sous fluage sur l'incrément de déplacement.

La courbe de distribution de l'incrément de déformation avec l'âge dans différentes conditions de rigidité est illustrée à la Fig. 7. En général, l'incrément de déformation diminue avec l'augmentation de la rigidité de la connexion, mais l'ampleur de la diminution est minime, ce qui indique que la rigidité de la connexion est très importante pour l'incrément de déformation du composant. Cet impact n'est pas évident.

Couplage influence de la raideur au fluage sur l'incrément de déplacement.

Dans cette étude, des méthodes élastiques et énergétiques sont utilisées pour calculer le glissement interfacial, la force axiale et l'incrément de déformation dans des poutres composites en acier et en béton renforcées par des tôles CFRP sous fluage. Les conclusions sont résumées comme suit :

L'influence des paramètres de conception sur les propriétés mécaniques de l'interface a été analysée. Les résultats des calculs montrent que la formule est correcte et peut être utilisée pour calculer le glissement d'interface entre la poutre en acier et la dalle en béton renforcée par des tôles CFRP sous l'action du fluage du béton. Sur la base des formules de calcul correctes, les formules de calcul pour le glissement d'interface, la force axiale et l'incrément de déformation sont dérivées.

Sous l'action du fluage du béton, la quantité de glissement, la force axiale et l'incrément de déformation entre la poutre en acier et la dalle en béton renforcée par une tôle en CFRP augmentent avec l'augmentation de la charge. Plus l'augmentation de la rigidité de l'assemblage est importante, plus l'augmentation de l'incrément de force axiale est faible.

Les résultats des calculs montrent que l'augmentation du glissement d'interface, de la force axiale et de la déformation est nulle au 28e jour. À mesure que l'âge augmente, l'augmentation du glissement d'interface, de la force axiale et de la déformation augmente progressivement ; l'augmentation est importante au cours des 100 premiers jours et pratiquement inchangée de 100 à 1028 jours.

Les résultats des calculs montrent également que lorsque la charge est augmentée de 5 N/mm (5 kN), l'incrément de glissement augmente d'environ 0,004 mm, 0,002 mm et 0,002 mm, et l'incrément de force axiale augmente d'environ 19,4 kN, 15,9 kN et 16,1 kN. L'incrément de déformation augmente d'environ 1,7 mm, 1,1 mm et 0,6 mm.

Lorsque la rigidité augmente d'un pas, la variation de l'incrément de glissement diminue progressivement et la force axiale augmente avec une augmentation de la rigidité de la connexion. Plus l'augmentation de la rigidité de la connexion est importante, plus l'augmentation de l'incrément de force axiale est faible ; le changement de l'incrément de déformation avec l'augmentation de la rigidité de la connexion est minime.

La formule de dérivation théorique dans cette étude est basée sur une série d'hypothèses et ignore l'influence de certains facteurs. Divers facteurs doivent être pris en compte dans les recherches ultérieures.

Certaines ou toutes les données, modèles ou codes générés ou utilisés au cours de l'étude sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande.

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Ce travail a été soutenu par le projet de semis de talents en sciences et technologies pour les jeunes du département provincial de l'éducation du Liaoning (n° LJ2020QNL006), le fonds de recherche scientifique du département provincial de l'éducation du Liaoning (n° LJ2019JL002) et le projet général de la Fondation des sciences naturelles de la province du Liaoning (n° 2022-MS-399). Nous tenons à remercier Editage pour l'édition en anglais.

École de génie civil, Université technique du Liaoning, Fuxin, 123000, Chine

Xiangyang Jian, Ni Zhang, Haiqing Liu et Zhongwei Zhao

China Construction Fifth Engineering Division Corp., Ltd, Changsha, 410004, Chine

Ming Lei et Zimu Chen

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XJ a écrit le texte principal ; La Nouvelle-Zélande a fourni la conceptualisation, la méthodologie, la supervision et l'édition ; HL a fait de l'écriture-critique ; ZZ a assuré le traitement des données ; ML a fait une analyse formelle ; ZC a fourni des ressources matérielles expérimentales et des suggestions. Tous les auteurs ont examiné le manuscrit.

Correspondance à Ni Zhang.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Jian, X., Zhang, N., Liu, H. et al. Glissement d'interface de poutres composites acier-béton renforcées avec une feuille de CFRP sous effet de fluage. Sci Rep 12, 22375 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-27023-y

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Reçu : 19 juillet 2022

Accepté : 23 décembre 2022

Publié: 26 décembre 2022

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-022-27023-y

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