Étude numérique sur les éléments de section circulaire RC existants sous collision à impact inégal - Le lac des cygnes de Shijiazhuang Co., Ltd

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 14793 (2022) Citer cet article

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Les accidents de la circulation et les incidents liés aux déraillements de train se sont produits plus souvent que jamais ces dernières années, entraînant des dommages économiques et des victimes. Les constructions en béton armé (RC) impliquent souvent des accidents de trains et de véhicules déraillés. De telles collisions latérales sont rarement étudiées dans les études précédentes. Pour ce faire, des modèles d'éléments finis (EF) basés sur la simulation haute fidélité sont créés dans cet article pour simuler avec précision la collision d'éléments RC circulaires avec un train déraillé. La structure des éléments en béton armé est courante dans les gares ferroviaires à grande vitesse. L'énergie d'impact du corps d'impact est importante, provoquant une défaillance de l'élément structurel. Il analyse le comportement dynamique des éléments en béton armé sous des charges d'impact de portée inégales. Les implémentations numériques des problèmes d'impact sont discutées du point de vue des propriétés géométriques, de contact et des matériaux. La fiabilité et la précision du code ABAQUS pour résoudre les problèmes d'impact sont vérifiées en comparant les modes de défaillance, l'impact et les résultats expérimentaux de l'historique des temps de déflexion. En analysant les caractéristiques de réponse à l'impact, nous avons utilisé les variables de contrôle pour étudier le processus et le mode de défaillance (y compris les caractéristiques des forces d'impact et de réaction, la courbe d'évolution du temps de déflexion, la courbe force d'impact-déflexion et la courbe force de réaction-déflexion du roulement). Le rapport de renforcement, la vitesse d'impact, la résistance du béton et le rapport d'élancement affectent de manière significative le modèle et le développement des fissures de cisaillement. Les modifications de la vitesse d'impact et du rapport d'élancement affectent également les modes de rupture des éléments.

Les structures en béton armé sont susceptibles d'être impactées lors d'une utilisation normale ou de catastrophes naturelles, telles que l'impact de divers véhicules sur les quais des viaducs urbains et des ponts piétonniers, l'impact sur les colonnes des parkings intérieurs, l'impact des navires sur les quais des ponts, l'infrastructure des quais et le train déraillé sur le bâtiment de la station de métro également. Parfois, ces impacts entraînent non seulement des dommages locaux à la structure, mais peuvent même provoquer l'effondrement de l'ensemble du bâtiment, entraînant des pertes humaines et économiques incalculables. Les structures en béton armé seront fréquemment soumises à des charges soudaines telles que des impacts, des tremblements de terre et des explosions pendant leur durée de vie.

La résistance, la déformation, l'élasticité et l'effet de confinement sont influencés par les modifications de la section transversale, du renforcement et du rapport largeur/épaisseur des éléments sous les charges d'impact latéral1,2,3,4. Il y a eu des recherches sur ces facteurs dans la littérature précédente. Les effets des paramètres de forme géométrique (sections circulaires, hexagonales, rectangulaires et carrées)5,6,7,8,9 sur les propriétés des matériaux des tubes en acier creux et des éprouvettes CFST soumis à des essais de compression axiale ont été étudiés10,11,12,13,14,15,16. Les résultats ont montré que les éprouvettes circulaires sont les échantillons idéaux à partir des valeurs de contrainte axiale et de ductilité.

Hu et al.17 ont étudié les effets de confinement des colonnes tubulaires en acier remplies de béton sous compression axiale en raison du changement de forme de la section. Le tube en acier circulaire a un plus grand effet de confinement sur le béton que la section carrée. Il est moins sujet au flambement local, en particulier lorsque le rapport largeur sur épaisseur de la section transversale est relativement faible. On peut constater que les colonnes creuses en béton armé ayant la même section transversale sont moins sujettes à la torsion que les colonnes pleines en béton armé en raison de leur rigidité en torsion relativement importante. La stabilité structurelle peut être efficacement améliorée lorsqu'elle est soumise à des charges externes18.

Pendant ce temps, les colonnes en béton armé de forme spéciale pourraient généralement répondre aux exigences des fonctions du bâtiment. Les modes de rupture des éléments en béton armé sous impact latéral sont assez différents. Le mode de défaillance des poutres en béton armé passe progressivement d'une défaillance par flexion à une défaillance par cisaillement à mesure que la vitesse d'impact augmente19,20,21, des fissures diagonales particulièrement graves générées et des ruptures par cisaillement par poinçonnement se formeront à l'emplacement de l'impact au milieu de l'échantillon avec un court laps de temps lors d'un impact à grande vitesse22,23.

Alors que les éléments en béton armé produisent généralement une grande déformation de déflexion au point d'impact avec une position de charge d'impact inégale, et la fissure de flexion se produit avec la barre d'armature en acier1,2,3,24,25.

En outre, une autre étude examine l'efficacité du renforcement au cisaillement en tant que stratégie de réhabilitation pour les dalles PT "post-tendues" que les chutes de rochers ont blessées. Après l'accident, reconstruire les deux dalles en remplaçant les composants endommagés et en installant des liens de cisaillement pour éviter un effondrement futur.

Le test d'impact a été effectué après les réparations, et la capacité de cisaillement au poinçonnement et les contraintes normales ont été mesurées26. L'explosion à Beyrouth le 4 août 2020 est considérée comme une étude de cas dans une technique d'ingénierie structurelle utilisant la modélisation par éléments finis computationnels non linéaires des silos.

Cette étude vise à évaluer la réponse structurelle des silos à grains à d'énormes charges de souffle. La taille de l'explosion est définie comme l'ampleur du modèle informatique qui cause les mêmes dommages au silo et le même balancement que ceux observés sur place. En outre, les dommages causés aux silos sur pied ont été évalués et des suggestions finales ont été fournies par Yehya Temsah et al.27. Dans le passé, des études expérimentales, analytiques et numériques ont été réalisées pour déterminer le comportement des colonnes RC sous les charges d'impact causées par les collisions de véhicules. La relation constitutive (niveau de matériau) sous charge de matériau dynamique est importante pour l'analyse numérique. Il existe une différence significative entre les propriétés mécaniques des barres d'acier sous chargement dynamique et statique. L'acier a un effet évident sur la vitesse de déformation sous charge dynamique.

Pour décrire l'effet du taux de déformation des barres d'acier sous chargement dynamique, les chercheurs ont proposé différents modèles constitutifs de barres d'acier en tenant compte de l'effet du taux de déformation. Parmi eux, le modèle Cowper-Symonds28 et le modèle Johnson-Cook29 sont largement reconnus par les chercheurs. Une fois que le taux de déformation est inférieur à une certaine valeur critique, la croissance de la résistance à la compression diminue, et lorsque le taux de déformation dépasse cette valeur critique, le taux de croissance de la résistance à la compression augmente rapidement. Atchley et Furr30 ont mené des essais de compression dynamique et statique sur des cylindres en béton et ont constaté que la résistance ultime n'augmente pas lorsque le taux de déformation atteint un certain niveau.

Wu et al.31 et Yan et Lin32 ont découvert que la surface de la fissure de traction du béton se développe plus droite sous une charge variable rapide, forçant la fissure à traverser des zones avec une plus grande résistance, comme les agrégats. Par conséquent, un niveau de contrainte plus élevé est nécessaire pour provoquer la défaillance de l'échantillon. La même controverse existe toujours concernant l'effet du taux de déformation de la résistance à la traction dynamique du béton. Cotsovos et Pavlovic33 pensent que l'augmentation de la résistance à la traction à des taux de déformation élevés est liée à l'effet d'inertie de la structure plutôt qu'au comportement réel du matériau. Lu et Li34 ont prouvé par des simulations numériques que le modèle n'augmentait pas la résistance en raison de l'augmentation de la vitesse de déformation. Par conséquent, l'augmentation de la résistance à la traction du béton observée lors de l'essai dynamique est le comportement réel du matériau.

Liu et al. ont examiné la réponse dynamique et le mode de défaillance des éléments en béton armé. Le renforcement FRP peut modifier le mode de défaillance des éléments à la fois dans l'analyse expérimentale et par éléments finis. Après avoir été enveloppés dans des couches de FRP, la rupture par cisaillement des éléments RC devient une rupture par flexion4. Abas et al. ont étudié la réponse de quatre éléments carrés RC à une force latérale. Un modèle d'éléments finis a été suggéré pour prédire les réponses d'impact des membres RC. Les résultats pourraient améliorer la résistance des membres RC aux dommages3.

Cai et al.35 ont utilisé ABAQUS pour simuler la réponse dynamique de 7 éléments en béton armé avec une taille de section de 150 mm × 150 mm sous des charges d'impact horizontales à faible vitesse. Les auteurs ont étudié l'effet de la masse et de la vitesse d'impact sur le mode de rupture des éléments. On constate que l'effet d'inertie a un impact significatif sur la résistance aux chocs de l'élément. Shen et al.36 ont utilisé la modélisation par éléments finis pour analyser et reproduire l'accident d'impact latéral de la barge Bridge et examiner ses causes. Les résultats de l'EF suggèrent que le pont s'est effondré en raison d'une défaillance en flexion de la fondation sur pieux longitudinaux, qui a coïncidé avec l'enquête sur le terrain. Les impacts latéraux sont pires que les collisions frontales et obliques.

De plus, en utilisant les spécimens testés et des spécimens comparables disponibles dans la littérature3,4, les modèles d'éléments finis (FE) des éléments RC ont été développés et vérifiés. Les effets du rapport d'armature longitudinale et des étriers, de la vitesse d'impact, de la résistance du béton et du rapport d'élancement sur les paramètres de réponse dynamique des éléments BA sous des charges d'impact latérales inégales ont été étudiés plus en détail à l'aide des modèles vérifiés. Les résultats de l'étude contribueront à l'élaboration de codes de conception pour les éléments BA soumis à des charges d'impact inégales.

Cette recherche explore l'étude numérique de la réponse dynamique et du mécanisme de défaillance des éléments circulaires RC existants lors d'une collision de trains à impact inégal aux résultats expérimentaux rapportés dans les travaux de l'auteur37. Pour plus de clarté, le tableau 1 décrit les propriétés concises des spécimens. Les déformations sont considérées lors de la simulation telles qu'observées dans des situations pratiques.

En commençant par le corps d'impact et les éprouvettes et en terminant par les dommages des éprouvettes, cette partie approfondit le processus de développement de la fissure de chaque éprouvette, en utilisant les différentes explications des modes de fissure de l'article expérimental37. Les figures ci-dessous illustrent la forme de développement de la fissure capturée par une caméra à grande vitesse pour chaque spécimen et décrivent où la fissure se développe. Seul le côté droit de l'échantillon a pu être imagé en raison de la limitation de la distance d'imagerie (c'est-à-dire la région à courte portée). La fissure d'impact précoce était difficile à observer, marquée de flèches. La flèche pointait dans la même direction que la fissure. La caméra à grande vitesse a documenté la destruction de chaque membre sur la Fig. 1. Comme le montre la figure, tous les spécimens échouent sous le cisaillement, avec l'extrémité supérieure de la surface de rupture près du point d'impact et l'extrémité inférieure en fonction des caractéristiques du spécimen.

Processus de développement de la fissure YH1.

La surface de rupture de YH1 est la plus éloignée du bas du support proche. L'échantillon est gravement endommagé, mais seulement entre le point d'impact et la surface endommagée. La surface de rupture de YH2 disparaît entièrement au fond du support et la fissure continue dans le support. Ainsi, après la collision, le béton est gravement endommagé et écrasé, et la partie fixe du support est repoussée sur une certaine distance. La surface de rupture inférieure de YH3 se trouve à l'intérieur de la portée de cisaillement, plus près du support que YH1. Le béton du côté droit à la surface de rupture s'est effondré, mais les barres d'acier ont tenu bon. La surface de rupture de la fissure YH4 s'est élargie et le béton du fond de l'échantillon a été fendu longitudinalement. Le béton entre le point d'impact et le support s'est brisé du côté droit du point d'impact. La barre d'acier pousse le support sur une certaine distance, écrasant le béton entre le point d'impact et le support et fissurant sérieusement le béton poussé dans le support. Les surfaces de rupture de YH2 et YH4 disparaissent entièrement au fond du support et la fissure continue dans le support. Zhao et al.38 ont postulé que les fissures de cisaillement pouvaient se produire de trois manières dans les poutres minces avec un rapport de forces de cisaillement significatif.

La hauteur d'impact et le rapport de renforcement peuvent réduire les dommages à l'échantillon. L'augmentation du rapport d'étrier a peu d'influence sur l'impact initial sur l'éprouvette, mais elle peut réduire le degré d'écrasement du béton. L'expérience montre que l'angle de la fissure de cisaillement est lié à la rigidité de l'éprouvette et à la vitesse d'impact.

Profitez d'ABAQUS pour simuler les résultats de l'expérience. Il concerne principalement l'analyse dynamique non linéaire et fournit des fonctions d'analyse statique comme effet secondaire. Ces domaines se concentrent principalement sur l'analyse structurelle, qui est bien connue pour sa grande précision dans la simulation et le calcul et sa capacité à prédire les résultats possibles.

Le programme d'analyse par éléments finis ABAQUS (révision 2020) a été utilisé pour modéliser le comportement non linéaire des éléments de charge d'impact latéral inégaux. Les principaux objectifs du FEM sont d'introduire un outil alternatif qui peut être utilisé dans l'analyse ou la conception et de vérifier les travaux expérimentaux. La simulation par éléments finis s'est déroulée en trois étapes. La première étape définit la géométrie du module, de l'assemblage et du maillage. La deuxième étape considérera toutes les propriétés de définition de la modélisation des matériaux, le contact d'interaction et les conditions aux limites. Ensuite, sélectionnez les champs de recherche de sortie en fonction des paramètres de recherche de la troisième étape.

Pour simuler le comportement du béton armé dans cet article dans des conditions de chargement dynamique, on s'appuie sur le modèle de plasticité de l'endommagement du béton (CDP), qui a un record révolutionnaire dans les études récemment achevées liées au développement de modèles originaux (CDP) pour déterminer l'endommagement du béton armé dans le logiciel de simulation ABAQUS. L'effet de la taille du maillage sur les courbes contrainte-déformation sur le comportement en compression et en traction pendant la phase de ramollissement est considéré (dans le cas où la contrainte atteint la résistance maximale) pour les modèles d'éléments finis. Les courbes contrainte-déformation du modèle CDP présentent de nombreux avantages par rapport aux résultats récemment publiés d'études antérieures. Simultanément, une fonction exponentielle est utilisée pour remplacer les valeurs des variables d'endommagement en traction (dt) et en compression (dc) mentionnées dans les études précédentes39,40,41,42,43. Les cas dynamiques ont la spécificité d'utiliser le Facteur d'Augmentation Dynamique (DIF) selon ce qui a été mentionné dans le fib MODEL CODE 2010 (MC2010)44 pour déterminer l'effet du taux de déformation sur la résistance à la compression du béton armé. Pour établir la fiabilité et l'efficacité du modèle proposé, une simulation numérique d'essais dynamiques de compression est mise en œuvre. Le modèle CDP de l'étude concorde avec les données expérimentales pour les circonstances de chargement dynamique avec une fiabilité significative43. La plasticité du béton endommagé (CDP) est un modèle de matériau logiciel ABAQUS important pour le béton ordinaire et armé. Lubliner et al.45, Lee et Fenves46 et d'autres l'ont caractérisé. Ce modèle nécessite des valeurs de certaines constantes matérielles. Les valeurs constantes matérielles correctes sont une question scientifique ouverte47. L'utilisation de logiciels lors de la recherche d'impacts et d'explosions est essentielle. Il permet aux chercheurs de mieux illustrer le processus d'endommagement et de destruction du béton sous impact à grande vitesse tout en tenant compte de l'effet du taux de déformation du béton48. La figure 2a montre la courbe contrainte-déformation en compression à l'aide du modèle constitutif de Saenz49. Les branches de durcissement et de ramollissement sont supposées suivre une tendance parabolique dans ce modèle constitutif de Saenz. Le comportement en tension est étudié à l'aide de la courbe de raidissement en tension exponentielle Hsu et Mo50, comme indiqué dans Abas et al.3. Le facteur d'affaiblissement de l'élément BA (n) est de 0,5, qui est basé sur le comportement contrainte-déformation du béton, comme illustré à la Fig. 2b.

Comportement contrainte-déformation du béton.

Les types d'éléments dans le logiciel ABAQUS sont mentionnés dans le tableau 2 et les paramètres d'entrée dans le tableau 3. Cet article fait partie d'un grand projet avec différents détails de formes et de dimensions d'échantillons. Néanmoins, la définition du modèle constitutif du béton et de l'acier, les effets du taux de déformation et les méthodes de modélisation sont similaires aux travaux antérieurs de l'auteur3,24.

La figure 3a montre les modèles de béton, de barres d'acier, d'étriers, de corps d'impact et de supports de délimitation développés dans ABAQUS pour l'analyse structurelle. Des maillages hexaédriques sont utilisés pour diviser tous les modèles. La densité de la grille d'éléments finis a un impact significatif sur la précision des calculs. Cependant, bien qu'il soit communément admis qu'un maillage plus dense produit une simulation numérique plus précise, le maillage dense est très long à construire.

(a) assemblage de modélisation FEM ; (b) Maillage FEM.

Par conséquent, la convergence est essentielle à la précision des solutions obtenues par les modèles numériques. Lors de l'adoption de techniques FEA explicites, les maillages grossiers peuvent fournir des analyses inexactes3. En raison de la sensibilité de la densité de maillage, qui influence de manière significative les résultats du modèle numérique, quatre densités de maillage différentes sont testées et il n'y a pas de convergence entre les résultats. Ainsi, après un test d'analyse de convergence, la longueur d'arête de l'élément en béton a été fixée à 5 mm dans le sens de la longueur et dans le sens radial. Les résultats de l'étude de densité de maillage sont illustrés à la Fig. 4. Les données ont été collectées à l'aide de divers appareils et l'analyse FE a été effectuée sur un ordinateur équipé de processeurs Intel i9, comme indiqué précédemment (CPU). Selon le logiciel, le temps d'horloge nécessaire pour reproduire un scénario d'impact de 0,06 s dans ABAQUS avec un intervalle de 6000 était d'environ 6 h. Par conséquent, les maillages du modèle par éléments finis présenté dans ce travail sont localement affinés autour de la zone d'impact, qui est située dans la direction longitudinale de l'élément, comme illustré à la Fig. 3b. Pour garantir que les trois matériaux du béton, des armatures longitudinales et des étriers sont toujours dans un état de nœud unique tout au long du processus d'impact. La densité de grille de l'armature longitudinale, du béton et des étriers doit être la même dans le sens de la longueur de l'élément. En revanche, le reste du maillage est beaucoup plus dispersé. Le marteau-pilon se déforme très peu lors de l'impact, qui est proche d'un corps rigide, il est donc considéré comme un cube rigide dans la simulation par éléments finis1,3,36,51, avec une taille de section de 80 mm × 30 mm, cohérente avec la taille de section du corps d'impact dans le test. À la suite de ce traitement, le temps d'analyse requis pour les simulations de contact du marteau tombant avec la collision RC peut être réduit de 43 %. Le support à extrémité fixe est également proche d'un corps rigide dans l'essai, il est donc considéré comme un manchon circulaire rigide dans le modèle aux éléments finis d'une épaisseur de 30 mm. Pour les deux côtés de l'élément, ENCASTRE (c'est-à-dire entièrement intégré (U1 = U2 = U3 = UR1 = UR2 = UR3 = 0)52) fixe les conditions aux limites en appui fixe. Tous les nœuds d'élément sur le manchon de support doivent avoir des degrés de liberté de translation et de rotation contraints dans les directions X, Y et Z. Une chute libre à partir d'un rail de 2 m de haut a été utilisée dans le test, et le poids de chute est entré en contact avec le membre à ce point. Il est possible de réduire le temps de calcul et la taille du fichier en faisant tomber le poids tombant à 0,1 mm de l'emplacement de l'impact, puis en simulant l'impact du poids en donnant une vitesse initiale pour le poids tombant dans le logiciel.

Analyse de convergence de maillage.

La simulation numérique rencontre un autre obstacle important dans la modélisation des surfaces de définition de contact. Les algorithmes d'interaction de contact dans ABAQUS/Explicit sont divisés en deux catégories3. La définition (SURFACE_TO_SURFACE_CONTACT) est adoptée entre l'élément et la masse tombante. Cette option utilise des algorithmes de détection avancés pour maintenir le contact. L'algorithme cinématique PURE MASTER SLAVE HARD simule le comportement de contact entre des corps rigides et déformables. Par rapport à la contrainte quasi-statique, la liaison dynamique finale à la rupture est de 70 à 100 % supérieure53. La déformation de l'acier est un peu en dessous du point d'impact54. Le temps nécessaire pour provoquer un glissement considérable de la liaison le long de la barre d'acier est insuffisant. Pendant le processus d'impact, le glissement entre la barre d'acier et le béton est très faible. Il a peu d'effet sur la dynamique d'impact des membres, il est donc considéré via une technique dont la réponse est utilisée pour contraindre les degrés de liberté en translation des nœuds encastrés ; cette technique de contrainte est appelée EMBEDDED_ELEMENTS. L'approche par superposition introduit des contraintes de position dans la mesure où les nœuds de la partie béton et de la partie ferraillage coïncident55.

Les paramètres du modèle ABAQUS ont été validés numériquement sur quatre spécimens. Le mode de défaillance de la structure, la force d'impact et la courbe historique de déflexion-temps sont validés.

La figure 5 compare le diagramme de déformation de l'élément à 0,8 ms au comportement expérimental à 0,8 ms produit à l'aide de la technique des éléments finis. La figure 6 compare le mode de rupture final de l'élément. À 0,8 ms, la plus grande région de déformation de l'élément sur la figure correspond à la zone de développement de l'endommagement du béton la plus grave de l'essai, représentée par une rupture en flexion et en cisaillement au point d'impact de l'élément et une rupture en flexion au niveau du support d'extrémité droit et du point d'impact. Le mode de rupture final démontre que la rupture par cisaillement domine tous les membres rapidement après l'impact. De graves dommages se produisent entre le point d'impact et la surface de rupture. Cela démontre que le modèle par éléments finis est plus précis.

Compare le tableau des modes de défaillance du processus de test de 0,8 ms.

Comparé les modes de défaillance finale.

La figure 7 compare les valeurs expérimentales et simulées de la courbe d'évolution temporelle de la déflexion de l'élément. Le contraste entre la valeur du test et la valeur simulée de la courbe historique de la force d'impact du membre en fonction du temps est illustré à la Fig. 8. Comme le montre la Fig. 7, le temps de collecte pour tous les membres du test est nettement plus rapide que la simulation. Étant donné que le point de collecte de la déviation se situe exactement en dessous du point d'impact du béton. Le béton sous le point d'impact et sur le côté droit de l'élément s'est pelé ou s'est fracturé, ce qui a entraîné une courbe temporelle de déflexion incomplète pendant l'essai. Lorsque les données de déviation expérimentale ne peuvent pas être recueillies, la valeur de déviation expérimentale est comparée à la valeur de déviation simulée pour calculer l'imprécision relative. Le tableau 4 montre le résultat du calcul. Les résultats révèlent que le taux de changement de déflexion de chaque membre est le même avant l'échec de la collecte des données de test.

Comparaison des courbes d'historique des temps de déflexion.

Comparaison des courbes d'évolution de la force d'impact et du temps.

La courbe d'évolution de la force d'impact et du temps de chaque membre montre le même modèle de changement à la Fig. 8. La comparaison des valeurs de pic et de plateau du test aux valeurs simulées donne une erreur relative. Les résultats sont présentés dans le tableau 5. Les résultats révèlent que l'imprécision est inférieure à 15 %, ce qui est acceptable. En fonction de l'épaisseur de l'agrégat autour du site d'impact, la rigidité locale peut fluctuer, entraînant une légère différence de la force d'impact maximale. Cependant, les composants de béton et de barres d'acier seront invalides et éliminés à l'aide d'éléments finis. Cette configuration n'est pas précise, produisant des erreurs de plateau de force d'impact.

Les éléments en béton armé soumis à des impacts latéraux sont modélisés à l'aide d'éléments finis en trois dimensions dans cette section. Le béton, les barres d'acier et le contact entre les pièces sont tous pris en compte dans le modèle. En simulant la défaillance de chaque pièce testée, l'élément solide tridimensionnel en béton est contrôlé par la déformation principale maximale, tandis qu'une barre d'acier est contrôlée par la déformation plastique effective. Le mécanisme de défaillance, la force d'impact et les courbes d'évolution temporelle du modèle ont été confirmés. Les résultats démontrent que le modèle d'éléments finis développé dans cette étude prédit adéquatement les caractéristiques mécaniques et les mécanismes de rupture des éléments en béton armé sous des charges d'impact latérales à portée inégale. Ce modèle peut être utilisé pour une étude ultérieure.

Les résultats des essais décrivent les modes de défaillance des éléments en béton armé suite à des caractéristiques d'impact et de force de portée inégales. L'effet de nombreuses variables sur la résistance aux chocs des membrures n'est pas bien connu en raison du nombre limité de membrures testées. La section Validation du modèle FEM démontre la validité du modèle par éléments finis et explique pourquoi il est approprié. Les variables du test sont évaluées avec le modèle d'éléments finis pour mieux comprendre la réponse dynamique des éléments en béton armé sous l'impact latéral inégal à grande vitesse et les aspects qui n'étaient pas inclus dans le test. Pour analyser ces paramètres, une variable est modifiée. Certaines variables à prendre en compte sont le rapport d'acier, la résistance du béton, la vitesse d'impact, le rapport d'étrier et le rapport d'élancement.

L'augmentation du rapport de renforcement longitudinal des éléments en béton dans une plage peut améliorer la rigidité, minimiser l'apparence des fractures et réduire la propagation des fissures. L'augmentation du rapport de renforcement longitudinal à (2,76) fois l'original peut réduire considérablement l'écrasement et les dommages au béton. Il est montré ici comment la modification du diamètre de renforcement longitudinal modifie le rapport de renforcement des éléments et comment cela affecte leur mécanisme d'exécution. Selon les données des tests expérimentaux25, il existe deux types de rapports de renforcement longitudinaux, YH1, YH2 et YH4, avec 6ø6 (rapport de renforcement de 1,67 %). Un autre type est YH3 avec 6ø10 (taux de renforcement de 4,61%). Quatre rapports de renforcement longitudinaux de 6ø8, 6ø12 et 6ø14 ont également été pris en compte. Les taux de renforcement longitudinal sont respectivement de 2,95 %, 6,65 % et 9,05 %. Les éléments avec différents rapports de renforcement longitudinal indiquent LR1 (6ø6), LR2 (6ø8), LR3 (6ø10), LR4 (6ø12) et LR5 (6ø14), selon les différents diamètres des barres d'acier.

La figure 9a illustre le mode de défaillance des éléments avec divers rapports de renforcement longitudinaux après une charge d'impact. La figure montre que tous les éléments se cisaillent lorsqu'ils sont soumis à des charges d'impact inégales et que la modification du rapport de renforcement longitudinal n'affecte pas le mécanisme de rupture des éléments. Le rapport de renforcement longitudinal augmente la plage d'endommagement des éléments et rapproche la section de béton endommagée du point d'impact. Des fissures de traction horizontales et des fractures obliques de cisaillement se sont formées exclusivement sur la déviation de la barre d'acier supérieure du côté droit du point d'impact lorsque le rapport de renforcement longitudinal a augmenté à 9,05 %. Cette observation démontre que l'augmentation du rapport de renforcement longitudinal peut améliorer la rigidité totale de l'élément. L'augmentation du rapport de renforcement longitudinal réduit l'énergie absorbée par le béton en transférant efficacement l'énergie d'impact aux supports aux deux extrémités.

Courbes temporelles de force et de déflexion avec mode de défaillance pour divers rapports de renforcement.

Par conséquent, le béton est moins endommagé et les éléments sont plus stables. La figure 9b illustre les forces d'impact et de réaction de l'élément. Il y a une différence de force de réaction entre les supports gauche et droit. Le temps d'appui est retardé, conformément à la position inégale de la force d'impact. La force de réaction d'appui sur le côté gauche évolue linéairement avec le rapport de renforcement longitudinal. L'augmentation du rapport de renforcement longitudinal d'un élément améliore le taux de transfert d'énergie car l'extrémité droite supporte la force de réaction. La force de réaction d'appui augmente avec le taux de ferraillage longitudinal en dessous de 6,65 % et diminue au-delà de 6,65 %. Une fois que le rapport d'armature longitudinale dépasse une limite spécifique, le béton est écrasé. Pendant la phase de plateau, la force de réaction de l'appui droit fluctue. Après la rupture du béton, les barres d'acier redistribuent les contraintes à la surface du mode de rupture. La courbe d'évolution du temps de déflexion de l'élément est illustrée à la Fig. 9b. Le moment de l'occurrence de la plus grande déviation est synchronisé avec la diminution de la force d'impact. Le passage du temps sera accéléré en augmentant le rapport de renforcement longitudinal tout en diminuant la flèche maximale et la flèche finale de l'élément.

Les détails sur les courbes de force d'impact de l'historique de chaque membre sont illustrés à la Fig. 10. Comme on peut l'observer, l'augmentation du rapport de renforcement longitudinal influence de manière significative la force d'impact maximale, la valeur du plateau et la durée totale de l'élément, mais pas la durée du plateau. La force d'impact maximale et la valeur de plateau augmentent linéairement avec le diamètre de l'armature longitudinale. Cela est dû à l'augmentation du rapport de renforcement longitudinal. De plus, le membre peut rapidement transmettre et absorber l'énergie après avoir été frappé, améliorant ainsi la rigidité totale et la force d'inertie.

Courbe temporelle de la force d'impact pour les éléments avec différents rapports de renforcement longitudinal.

La courbe force-déformation de l'élément est illustrée à la Fig. 11, et les données statistiques pertinentes pour différents rapports de renforcement longitudinal sont présentées dans le Tableau 6. Une fois que le rapport de renforcement longitudinal est inférieur à 6 %, la majeure partie de l'énergie absorbée par l'élément est transmise au support latéral droit. Le rapport de renforcement longitudinal augmente la capacité d'absorption d'énergie de l'élément. La capacité d'absorption d'énergie de l'élément diminue lorsque le taux de renforcement longitudinal approche 6 %. La fracturation locale du béton réduit la capacité portante de l'élément lorsque le rapport d'armature longitudinale augmente et que l'acier est inefficace. L'absorption d'énergie du membre est déduite de la consommation d'énergie du support. La différence diminue lorsque le renforcement est inférieur à 6 % et augmente lorsque le renforcement est supérieur à 6 %. Cet événement démontre avec éloquence le point de vue précédent.

Courbe force-déformation des éléments avec différents rapports de renforcement longitudinal.

Un rapport de renforcement longitudinal plus élevé augmente la rigidité globale et donc la résistance à la déformation d'un élément en béton armé. Cependant, une fois que le rapport de renforcement longitudinal atteint une limite, la capacité d'absorption d'énergie de l'élément est réduite en raison de l'effondrement prématuré du béton. La résistance aux chocs de l'élément diminue lorsque le taux de renforcement longitudinal dépasse 6,65 %.

Le rôle majeur du béton dans les structures en béton armé est de résister à la compression, et les valeurs conventionnelles de résistance à la compression du béton ont radicalement changé. Ainsi, les changements de degré de résistance du béton peuvent affecter la résistance aux chocs des éléments en béton armé. Le grade de béton C55 a été utilisé dans l'expérience. Des simulations par éléments finis ont été utilisées pour ajouter des éléments avec différentes classes de résistance du béton (C45, C65, C75 et C85) afin d'examiner comment la résistance du béton affecte la résistance aux chocs de l'élément. CSG1 (C45), CSG2 (C55), CSG3 (C65), CSG4 (C75) et CSG5 (C85) sont des classes de résistance du béton indiquées comme les cinq éléments avec différentes classes de résistance du béton. Sous différentes valeurs de résistance du béton, le mode de rupture ultime d'un élément est illustré à la Fig. 12a. L'illustration montre que la rupture par cisaillement se produit du côté droit du point d'impact, quelle que soit la résistance du béton.

Mode de défaillance et courbes d'histoire de la force et de la déformation dans le temps de divers éléments de résistance du béton.

Pour C65 et ci-dessous, le béton est brisé et fendu sur le côté droit du point d'impact en raison de fractures de cisaillement, et les éléments se divisent en deux sections, reliées par des barres d'acier longitudinales exposées au centre. La force de traction est concentrée autour du point d'impact. Cependant, lorsque la résistance du béton dépasse C65, les barres d'acier longitudinales se cassent du côté droit du point d'impact, indiquant que le béton devient plus cassant. La capacité portante d'un élément est réduite lorsqu'il est endommagé. Une énergie d'impact excessive rompra la barre d'acier longitudinale. Les éléments en béton endommagés lors d'un impact inégal augmentent à mesure que la résistance du béton augmente au-dessus de C65. La figure 12b montre la courbe temporelle de la force d'impact de chaque membre et de la force de réponse de support avec déviation. Le temps d'arrivée du premier pic d'onde des forces de réaction des extrémités gauche et droite de l'élément est raccourci à mesure que la résistance du béton augmente, bien que l'impact soit léger. Pour le support d'extrémité gauche, la force de réaction fluctue dans la plage de CSG5, qui augmente avec la résistance du béton. Elle diminue avec le béton lorsqu'elle dépasse CSG5. Dans le support d'extrémité droit, la force de réponse a une tendance à la hausse. Par exemple, des niveaux de résistance du béton plus élevés ont des résistances à la compression et à la traction plus élevées et une meilleure résistance aux dommages dans une plage. Il devient cassant, et l'influence du support fixe génère une compression, rendant le béton voisin plus facile à fracturer ; les courbes d'historique de temps de déflexion de chaque élément, comme illustré à la Fig. 12b. La flèche maximale au bas du point d'impact montre que les changements de résistance du béton n'influencent pas la tendance de déplacement au point d'impact de l'élément. Parce que le béton est excessivement fragile, il se fracturera complètement du côté droit du point d'impact.

La force d'impact de chaque élément est illustrée à la Fig. 13 pour comparer les courbes temporelles lorsque la résistance du béton est variable. Les courbes d'historique d'impact CSG1 et CSG2 correspondent presque, les courbes d'historique d'impact de CSG4 et CSG5 sont pratiquement communes et les durées d'effet pour tous les membres sont les mêmes, comme le montre la Fig. 13. Les membres de stade plateau CSG4 et CSG5 fluctuent. En raison de la rupture précoce du béton et de la diminution brutale de la capacité portante des éléments, il s'est produit. À ce stade, la contrainte est répartie sur les barres d'acier et leurs forces d'impact augmentent. La force d'impact maximale augmente ; toutefois, l'augmentation est modeste.

Historique de la force d'impact de divers éléments de résistance du béton.

La courbe force-déformation pour différentes résistances du béton est illustrée à la Fig. 14. Elle intègre la courbe donne l'énergie absorbée par les éléments. Le tableau 7 détaille les données numériques des différents éléments de résistance du béton. Le béton inférieur à C65 montre une augmentation de l'absorption d'énergie par les éléments avec l'augmentation du degré de résistance du béton, comme le montre le tableau 7. Il diminue avec le degré de résistance de l'élément en béton après avoir dépassé C65. En raison des dégâts du membre, il ne peut plus convertir avec succès l'énergie d'impact en énergie interne. La capacité d'absorption d'énergie du support d'extrémité droite change avec la résistance du béton ; cependant, la capacité d'absorption d'énergie du support d'extrémité gauche s'améliore avec la résistance du béton. Le béton du côté droit du point d'impact se rompt et la force imposée par le corps d'impact sur les éléments est transférée aux deux extrémités par les barres d'acier longitudinales.

Courbes force-déformation de différents éléments de résistance du béton.

La section en béton partiellement achevée le porte jusqu'au côté du point d'impact. Lorsque la résistance du béton est supérieure à C65, les éléments sont fracturés au point d'impact et le côté gauche des éléments devient une poutre en porte-à-faux qui continue de supporter la charge d'impact.

En résumé, la résistance du béton entre C45 et C65 n'influence pas la résistance aux chocs des éléments. Cependant, lorsque la résistance du béton dépasse C65, il devient cassant, ce qui réduit la résistance aux chocs des éléments et les rend faciles à fracturer.

Dans les résultats des tests expérimentaux, les membres ont été considérablement endommagés par une énergie d'impact élevée, bien que YH1 et YH2 aient des degrés de dommages variables. D'autres paramètres sont maintenus constants pour évaluer l'énergie d'impact sur la résistance aux chocs des éléments en béton armé. La vitesse d'impact modifie l'énergie d'impact. Les paramètres V1, V2, V3, V4, V5, V6, V7, V8, V9 et V10 sont calculés pour la plage de hauteur d'impact de 2 m à partir de 0,2 m avec une pente de 0,2 m. Sur la figure 15, la déformation plastique montre les ondes de contrainte V2, V4, V6 et V8 transférées aux supports aux deux extrémités. La figure montre que lorsque la vitesse d'impact n'est que de 2,80 et 3,96 m/s, il n'y a que des fractures en flexion en V2 et V4. Aucun dommage par cisaillement ne se produit lorsqu'une fracture par flexion pénètre dans la section transversale. La flèche résiduelle des deux éléments dépasse 1,1 % de la portée libre, indiquant une rupture par flexion. Lorsque la vitesse d'impact est de 4,85 m/s, des fractures de cisaillement se produisent du côté droit du point d'impact, ainsi que des fissures de flexion. Les deux types de fractures ont convergé autour du point d'impact et ont pénétré pratiquement simultanément, provoquant une rupture par flexion et cisaillement. La fissure de cisaillement diagonale sur le côté droit du point d'impact pénètre avant la fissure de flexion en bas. L'élément subit une rupture par cisaillement. Ces comportements indiquent que lorsque la vitesse d'impact est de 4,85 m/s (V6) et que l'énergie d'impact est de 3175 J, l'élément se pliera et se cisaillera. A 5,60 m/s (V8), l'énergie d'impact est de 4233 J, générant une rupture par cisaillement.

Diagrammes de déformation plastique des éléments avec différentes vitesses d'impact.

La figure 16 compare les historiques force d'impact-temps de chaque membre. La figure montre que lorsque la vitesse d'impact augmente, la force maximale augmente et le temps d'action de l'impact augmente. Le modèle de fluctuation de la force d'impact de chaque composant est le même. L'augmentation de la force de plateau n'est pas perceptible à une vitesse d'impact de 3,43 m/s. La capacité portante du profilé est maximale dès que la vitesse d'impact est de 3,43 m/s. Par conséquent, l'élément ne peut dépendre que d'une déformation accrue pour absorber l'énergie d'impact.

Courbe d'historique force-temps d'impact de différents éléments de vitesse d'impact.

La courbe historique force-temps du membre à différentes vitesses d'impact est illustrée à la Fig. 17a. A l'extrémité gauche de V1, V2 et V3 augmentent avec la vitesse d'impact avant de diminuer. Ce phénomène est lié à la défaillance des membres. Moins de la moitié des quatre premiers éléments se plient, provoquant une rupture par cisaillement par flexion. En raison de dommages locaux, l'onde de contrainte sévère ne peut pas être entièrement transmise au support à mesure que la vitesse d'impact augmente. La force de réponse des quatre premiers membres a un temps de variation plus long. Le temps de fluctuation diminue à mesure que la vitesse d'impact augmente. Cependant, il y a une montée et une descente spectaculaires dans la phase stable en raison de la lenteur de la transmission et du temps de réflexion des ondes de stress. De plus, la fracture locale du béton du côté droit du point d'impact redistribue la contrainte transversale, provoquant des pics et des creux soudains. Sous des vitesses d'impact variables, la courbe d'évolution temporelle de la déflexion d'un élément est illustrée à la Fig. 17b. La déflexion de l'élément augmente avec la vitesse d'impact. Une vitesse d'impact inférieure à 5,24 m/s provoque un rebond. A ce stade, l'élément élastoplastique est endommagé. Lorsque la vitesse dépasse 5,24 m/s, la déflexion de l'élément augmente. Le membre perd sa capacité portante et est difficile à entretenir.

Courbes d'historique des forces et des déflexions des éléments sous différentes vitesses d'impact.

La courbe force-déformation de la barre est illustrée à la Fig. 18. Intégrez la courbe dans le tableau pour déterminer l'énergie de la barre. Le tableau 8 contient des données précises pour différentes vitesses d'impact. À mesure que la vitesse d'impact augmente, l'absorption d'énergie du membre augmente également. En cas de flexion, la courbe force-déformation de l'élément ressemble à un parallélogramme. Ce phénomène a été largement étudié.

Courbe force-déformation des éléments sous différentes vitesses d'impact.

La vitesse d'impact influencera généralement la forme de rupture de l'élément (c'est-à-dire l'énergie d'impact). Une vitesse d'impact inférieure à 2,80 m/s provoque une rupture en flexion ; une vitesse d'impact comprise entre 2,80 m/s et 3,43 m/s provoque une flexion critique et une rupture par cisaillement. La rupture par cisaillement se produit lorsque la vitesse d'impact dépasse 3,96 m/s. L'élément peut être entièrement endommagé si la vitesse d'impact atteint 5,24 m/s.

Les étriers sont utilisés pour respecter la résistance au cisaillement de la section oblique et renforcer l'intégrité du membre. Pour étudier l'influence du rapport d'étrier sur la résistance aux chocs des éléments, l'espacement des étriers a été modifié comme s = 60 mm, s = 70 mm, s = 80 mm et s = 90 mm. Dans le même temps, les autres paramètres sont restés les mêmes. La condition s = 50 mm et s = 100 mm étudie les membres, et ces paramètres sont notés d'un espacement petit à plus large comme SR1, SR2, SR3, SR4, SR5 et SR6. La figure 19 montre les courbes d'historique de la force d'impact et du temps de chaque membre et la force d'impact maximale. Le changement du rapport des étriers a peu d'influence sur la tendance de fluctuation de la force d'impact et la durée de l'élément, comme le montre chaque courbe de la Fig. 19. La force d'impact maximale diminue avec l'espacement des étriers ; cependant, il diminue progressivement lorsque l'espacement des étriers dépasse 70 mm. Par rapport aux courbes d'historique de temps de déflexion de divers éléments de rapport d'étriers de la Fig. 20. La figure révèle que les variations de déflexion initiales (15 ms) de chaque élément sont les mêmes, ce qui indique que le rapport d'étriers n'affecte pas la rigidité de l'élément. Après 15 ms, la flèche des membrures augmente avec l'écartement des étriers. De plus, la figure 20 illustre la déviation de chaque membre à (45 ms). La flèche a fortement augmenté après (45 ms) pour pratiquement tous les éléments avec un espacement des étriers > 50 mm. L'espacement accru rend les étriers plus résistants aux dommages dans la plage de service. Il est difficile de maintenir une condition de contrainte globale après la rupture des étriers, ce qui entraîne une rupture immédiate des membres.

Courbe d'historique force-temps de pointe et d'impact des éléments avec divers rapports d'étriers.

Courbe d'historique de temps de déflexion des éléments et comparaison de la déflexion avec divers rapports d'étriers à 45 ms.

En conclusion, le rapport d'étrier a peu d'influence sur le mécanisme de rupture de l'élément et la force d'impact. Néanmoins, cela peut diminuer le degré d'endommagement du membre et l'empêcher d'être entièrement cassé.

Le rapport d'élancement de l'élément peut être calculé par \(\lambda = \frac{KL}{r}\) où (L) est la longueur réelle mesurée de l'élément, (K) représente la longueur effective. Le manuel de l'American Institute of Steel Construction (AISC) répertorie ces valeurs entre 0,5 et 2,056. La valeur de K dépend de la manière dont les éléments de condition aux limites sont attachés dans une structure (K = 0,5 pour deux éléments à extrémité fixe), (r) est le rayon de la section circulaire. La modification du diamètre de l'élément demande beaucoup d'efforts dans l'élément fini, par conséquent, la modification de la longueur de l'élément modifie le rapport d'élancement. Le test met à l'échelle sa section transversale et son diamètre est calculé.

Le rapport d'élancement est déterminé sans affecter la longueur de l'élément. Supposons que les autres critères du membre restent fixes et que le rapport d'élancement modifie la longueur du membre. Le rapport d'élancement de chaque membre pour le spécimen (YH2) est de 19,41, 18,43, 17,55, 16,76 et 16,28. Leurs longueurs de portée libre sont respectivement de 1006 mm, 950 mm, 900 mm, 855 mm et 827 mm, avec des noms de paramètres indiqués successivement pour les éléments comme SLr1, SLr2, SLr3, SLr4 et SLr5. La figure 21a illustre des comparaisons de rapport d'élancement avant et après rupture. La figure montre que le cisaillement de tous les éléments échoue à droite du point d'impact. En plus de la rupture par cisaillement, l'élément SLr1 est plié et fissuré au bas du point d'impact, SLr2 et SLr3 sont pliés et fissurés au sommet du support d'extrémité droit, et SLr4 et SLr5 sont cassés précisément à l'endroit où la fissure de cisaillement émerge sur le côté droit du point d'impact.

Effet du rapport d'aspect sur les membres.

La région de concentration de contrainte augmente à mesure que le rapport d'élancement de l'élément augmente. La courbe historique force-déformation de l'élément est illustrée à la Fig. 21b. Les deux membrures, SLr4 et SLr5, se sont rompues après avoir été heurtées, et la déflexion des membrures a augmenté. La déflexion des trois éléments restants augmentait avec le rapport d'élancement. Le rapport d'élancement de SLr4 et SLr5 est faible, la contrainte est concentrée sur le côté droit et la contrainte locale est trop élevée, ce qui conduit l'élément à se fracturer. La flèche augmente avec le rapport d'élancement pour les éléments qui ne se sont pas rompus car la déformabilité augmente avec la longueur de l'élément.

Intégrez la courbe pour absorber l'énergie. L'énergie absorbée par la membrure et l'appui d'extrémité droit augmente avec le rapport d'élancement. Pourtant, le support d'extrémité gauche absorbe moins d'énergie à mesure que le rapport d'élancement augmente. L'élément grandit, la résistance aux chocs s'améliore et l'énergie est consommée. L'élément peut être plié et endommagé lorsque le rapport d'élancement augmente, permettant à l'énergie d'être efficacement transmise aux supports aux deux extrémités.

Pour résumer, la capacité de déformation, la capacité d'absorption d'énergie et la zone de concentration de contraintes de l'élément augmentent avec le rapport d'élancement. La valeur maximale de la force d'impact diminue de manière significative et la durée augmente, mais le plateau de la force d'impact reste le même. Lorsque le rapport d'élancement augmente, le mécanisme de rupture de l'élément passe du cisaillement à la flexion. Une fois que le rapport d'élancement atteint 35,30, l'élément se rompt en flexion-cisaillement. Chaque fois que le rapport d'élancement dépasse 35,30, l'élément peut céder par flexion.

La figure 22 compare les courbes d'histoire de la force d'impact et du temps des éléments, et les données spécifiques pour divers rapports d'aspect sont présentées dans le tableau 9. La durée d'impact augmente et la force d'impact maximale diminue à mesure que le rapport d'élancement de l'élément augmente, mais cela n'influence pas la valeur du plateau.

Courbes d'historique des forces d'impact avec différents rapports d'aspect des éléments.

Sous des charges d'impact latérales à portée inégale, cet article se concentre sur cinq aspects de la réponse dynamique et du mécanisme de rupture des éléments en béton armé. Un essai d'impact au marteau-pilon sur des éléments en béton armé exposés à un impact latéral inégal. Établir des modèles d'éléments finis avec l'influence de divers paramètres. Les contraintes d'impact à grande vitesse de portée inégales provoquent une rupture par cisaillement. Le côté droit du point d'impact crée la surface de rupture par cisaillement. Le sommet de la surface défaillante est le point d'impact. Le modèle tridimensionnel d'éléments finis d'impact latéral à portée inégale des éléments en béton armé en acier et en béton est inclus en raison de leurs impacts sur le taux de déformation. Comparez les résultats des tests au mécanisme de défaillance du modèle, à la courbe historique force-temps d'impact et aux résultats de la simulation de la courbe de temps de déflexion. Les résultats montrent que le modèle d'éléments finis proposé dans ce travail prédit avec précision les caractéristiques mécaniques forcées des éléments en béton armé et les mécanismes de rupture. Les résultats de l'analyse par éléments finis sur la résistance aux chocs révèlent que :

L'augmentation du taux de renforcement d'un élément peut l'aider à résister à la déformation. À l'inverse, plus de 6 % d'éléments renforcés échouent prématurément en raison d'une rupture de l'acier. Sa capacité d'absorption d'énergie diminue avec l'augmentation du taux de renforcement > 4,6 %.

Les degrés de résistance du béton CSG1, CSG2 et CSG3 ont un effet minimal sur la résistance aux chocs des éléments. Les bétons plus résistants que le CSG3 (65 MPa) se fracturent facilement.

Les membres échouent en raison de la vitesse d'impact (c'est-à-dire l'énergie d'impact). Si la vitesse d'impact est inférieure à 2,80 m/s, l'élément se déformera. L'élément peut se plier et se cisailler entre 2,80 m/s et 3,43 m/s. La rupture par cisaillement se produit à des effets de 3,96 m/s. À 5,24 m/s, le membre peut se fracturer complètement.

Le rapport des étriers n'affecte pas le mécanisme de rupture de l'élément ou la force d'impact. Cela peut néanmoins diminuer les dommages et empêcher le membre de se séparer.

Le rapport d'élancement améliore également la déformation, la valeur de plateau, l'absorption d'énergie de ≤ 18,43 %. L'élément SLr1 a échoué au test de flexion. Avec un rapport d'élancement croissant, la force d'impact maximale diminue et l'élément se rompt en flexion plutôt qu'en cisaillement.

Il est essentiel d'examiner la réponse des spécimens à la force axiale. Des tentatives devraient être faites pour identifier les approches réalisables pour améliorer la valeur de capacité associée à l'enveloppement des feuilles de PRF dans le béton armé. Dans le secteur de la construction, les résultats de telles enquêtes seraient immédiatement utiles.

Les ensembles de données utilisés et analysés au cours de la présente étude sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

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Les auteurs tiennent à exprimer leurs remerciements à l'autorité de la National Natural Science Foundation of China (Grant Nos. 52178168 et 51378427) pour le financement de ce travail de recherche et de plusieurs projets de recherche en cours liés à la performance de l'impact structurel.

École de génie civil, Université Southwest Jiaotong, Chengdu, Sichuan, Chine

Liu Yanhui, Khalil Al-Bukhaiti, Zhao Shichun, Hussein Abas, Xu Nan, Yang Lang et Yan Xing Yu

Département de génie civil et de technologie énergétique, Faculté de technologie, d'art et de design, Université métropolitaine d'Oslo, Oslo, Norvège

Han Daguang

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Correspondance à Khalil Al-Bukhaiti.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Yanhui, L., Al-Bukhaiti, K., Shichun, Z. et al. Étude numérique sur des éléments de section circulaire RC existants sous collision à impact inégal. Sci Rep 12, 14793 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-19144-1

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Reçu : 27 janvier 2022

Accepté : 24 août 2022

Publié: 30 août 2022

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-022-19144-1

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