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Scientific Reports volumen 12, número de artículo: 12970 (2022) Citar este artículo láminas de pilotes
Las Tablestacas de Acero en Forma de U (USSSP) tienen problemas de pandeo y flexión durante la construcción.En esta investigación se analiza y propone la medida estructural de placas rigidizadas aplicadas a lo largo de la dirección longitudinal del USSSP.Se propone un método de cálculo teórico del efecto de rigidización basado en el método del coeficiente de correlación dinámica y se deriva la fórmula para la carga de pandeo crítica del USSSP rigidizado localmente.Se examina un análisis paramétrico del número, ancho y esquema de disposición de las placas rigidizadas en el USSSP con diferentes longitudes.La fórmula empírica derivada para el área total de rigidez y la carga crítica de los miembros a compresión axial del USSSP se compara con resultados prácticos de un estudio de caso de ingeniería.Los resultados muestran una función cuadrática bajo la condición de disponer el número diferente de placas rigidizadas a intervalos iguales, que es precisa para derivar los valores de carga crítica USSSP después del refuerzo local, y proporciona una base teórica para el diseño de optimización del refuerzo local de USSSP axial. Elementos de compresión en proyectos de ingeniería.
El pilote de acero en forma de U es un miembro de compresión axial con simetría uniaxial abierta, que es propenso a fenómenos de flexión y pandeo durante la inserción.La inserción e impulso de la USSSP en la ingeniería siempre ha sido un desafío en la construcción.En los últimos años, muchos investigadores se han centrado principalmente en el rendimiento a flexión del USSSP.Algunos estudiosos han estudiado la relación entre el bloqueo del extremo del pilote y la rigidez a la flexión de los pilotes de chapa de acero.Un estudio propuso que la rigidez a la flexión de la sección de pared USSSP aumenta de forma no lineal con el aumento de la relación entre la fuerza de fricción resultante y el momento flector de la sección a la cerradura1.El coeficiente de fricción de la cerradura es muy crítico para la rigidez de las pilotes de chapa de acero2.Además, la rigidez a la flexión del USSSP se correlaciona positivamente con la rigidez de la cerradura3.La mejora de la rigidez a la flexión de las tablestacas de acero tiene un efecto protector en la cerradura 4. Al considerar la fricción de la cerradura a través de experimentos comparativos, se encontró que agregar arena en el entrelazado de USSSP puede mejorar significativamente la rigidez a la flexión de las tablestacas de acero 5. Una reducción La resistencia a la flexión de las tablestacas de acero se puede lograr combinando las interacciones suelo-estructura durante el proceso de pilotaje6.Además, se desarrolló un modelo de elementos finitos de tablestacas de acero considerando la interacción entre las esclusas, y se concluyó que el factor de reducción de rigidez en el diseño de ingeniería real no debe ser inferior a 0,5, de lo contrario el impacto de las esclusas sobre la estructura de soporte de la Tablestacas de acero serán exageradas7.Un estudio propuso a través de una comparación de pruebas que el valor del módulo de sección transversal del pilote de placas de acero cuando la cerradura está libre es menor que el valor del módulo de sección transversal en el momento de la soldadura de la cerradura, por lo tanto, la soldadura es beneficiosa para mejorar la fuerza interna. de los pilotes de placas de acero8.Mientras tanto, se recomendó que el USSSP bajo la acción de la fuerza compuesta se soldara a la cerradura, ahorrando acero y reduciendo significativamente el costo9.Las costuras de soldadura pueden limitar eficazmente el deslizamiento relativo de las muestras compuestas USSSP y cooperar eficazmente con las muestras de tablestacas de acero adyacentes para trabajar juntas10.Algunos estudiosos han simulado la construcción de pilotes de chapa de acero para construir los modelos correspondientes.En conclusión, la mayor resistencia axial en la zona de las esquinas fuerza la deformación de la sección simulando la expulsión de Tablestacas en U y Z11.Al determinar el valor RMA a través del modelo de elementos finitos, se propuso una estrategia de optimización para el diseño de la estructura de soporte de tablestacas de acero en forma de U12.Se propuso un modelo numérico para predecir la tensión de flexión y la fuerza de pandeo crítica del USSSP a partir de la flexión13.Se estableció una fórmula empírica para predecir aproximadamente la resistencia del estrato mediante el análisis cuantitativo del patrón de curvas de hincado de pilotes de los tres tipos de métodos de construcción de USSSP14.También hay académicos que estudiaron la detección y corrosión de las tablestacas de acero, entre los que se incluye un método de detección para cuantificar el coste del ciclo de vida y el impacto ambiental de las tablestacas de acero15.Además, la perforación temprana en las regiones del alma y de las esquinas de Tablestacas de acero en forma de U sometidas a corrosión acelerada se asocia con segregación local y diferencias en la composición del metal16.Además, se diseñó el sistema de paso para laminar USSSP utilizando el software Pro/E para simular los rollos y las piezas laminadas17.Asimismo, se verificó la racionalidad del sistema de pase simulando todo el proceso de laminación con el software DERORM.Además, se rediseñó el sistema de pases del USSSP utilizando el software Pro/E para modelarlo, se importó a DEFORM-3, un software de análisis de elementos finitos, y luego se simuló y analizó el sistema de pases recién construido para garantizar su lógica18.KIMURA19,20,21,22,23,24 propuso la posibilidad de flexión y pandeo de pilotes delgados en suelo licuado, aclaró el comportamiento de pandeo de pilotes de acero con resortes giratorios en suelo licuado durante terremotos, estimó la resistencia última de pilotes delgados en suelo licuado suelo bajo cargas verticales y horizontales, y describió el mecanismo de colapso y la resistencia última de pilotes producidos por pandeo dinámico de pilotes en suelo licuado mediante ensayos centrífugos.En general, hay muchos logros en el estudio del comportamiento de pandeo y flexión de USSSP utilizando métodos experimentales y de elementos finitos.Sin embargo, existen pocos estudios teóricos y métodos de cálculo para fortalecer la flexión y pandeo del USSSP.
En la actualidad, no existe ningún método de cálculo teórico para la carga última de USSSP con placas rigidizadas en los códigos de diseño estructurales de acero vigentes.En este artículo, se considera la influencia del tamaño y la posición de refuerzo de la placa rigidizada durante la disposición de refuerzo.Se propone el método del coeficiente de correlación dinámica y se deriva el método de cálculo de la carga crítica de pandeo del elemento rigidizado.El método de cálculo específico es el siguiente:
En primer lugar, considerando el método de cálculo de estabilidad estandarizado, tome las coordenadas centrales del pilote de chapa de acero en forma de U estándar (denominado miembro estándar) como origen de coordenadas y establezca el sistema de coordenadas rectangulares x1-y1 (como se muestra en la Fig. 1). ).En segundo lugar, tome las coordenadas centrales de la placa totalmente rigidizada (conocida como rigidizador de longitud completa) dispuesta longitudinalmente a lo largo del miembro de compresión axial de la tablestaca de acero en forma de U como origen de coordenadas y establezca el rectángulo x2-y2. sistema de coordenadas (como se muestra en la Fig. 2).Se calculan los valores de carga críticos correspondientes bajo estos dos estados límite.El efecto del endurecimiento local sobre el miembro de compresión axial de la tablestaca de acero en forma de U completamente rigidizada se simplifica entonces como una función lineal.Finalmente, el efecto de rigidez de la placa rigidizada se convierte en una función de posición, se obtiene el coeficiente de correlación dinámica y también se logra el valor de carga crítica de la tablestaca de acero en forma de U después del endurecimiento local.
Tablestacas de acero no rigidizadas en forma de U.
Tablestaca de acero en forma de U después del endurecimiento.
De acuerdo con los requisitos de construcción reales, se selecciona la serie AU de pilotes de chapa de acero estándar y sus parámetros de sección transversal se pueden consultar en el Manual de ingeniería de pilotes de chapa de acero 25.
(1) De acuerdo con el Código para el diseño de estructuras de acero (especificación GB50017-2013) 26, la carga crítica de pandeo de la tablestaca de acero en forma de U estándar \(N_{1\max }\) se calcula de la siguiente manera:
donde A es el área de la sección transversal total del miembro igual al área de la sección transversal del USSSP en cm2;f es el valor de diseño de la resistencia a la compresión del acero, N/mm2 y \(\phi\) es el coeficiente de estabilidad.
El método de solución del coeficiente de estabilidad \(\phi\) es el siguiente:
donde \(\overline{\lambda 0}\) es la relación de esbeltez relativa calculada, \(\overline{\lambda 0} = \frac{\lambda }{\pi }\sqrt{\frac{fy}{E} }\) ;\(\lambda\) es la relación de esbeltez que se da como \(\lambda = \frac{\mu l}{i}\) , donde i es el radio de giro cm;\(i = \sqrt{\frac{I}{A}}\) , I es el momento de inercia del miembro, cm4;\(\mu\) es el coeficiente de longitud calculado, l es la longitud del componente, m;\(fy\) es el límite elástico del acero, N/mm2;E es el módulo de elasticidad del acero, GPa.
(2) La carga crítica de los elementos de compresión axial del USSSP con refuerzos longitudinales completamente configurados \(N2\max\) se calcula de la siguiente manera:
\(A = S1 + S2\) , donde S1 es el área de la sección transversal del USSSP estándar, cm2;S2 es el área de la sección transversal de la placa rigidizada, cm2;f es el valor de diseño de la resistencia a la compresión del acero, kN/mm2;el método de solución del coeficiente de estabilidad \(\phi\) como se muestra en (Ec. 2), donde \(I_{y} = I_{y1} + S_{1} \cdot h_{1}^{2} + I_{y2} + S_{2} \cdot h_{2}^{2}\) , Iy1 es el momento de inercia del USSSP estándar, cm4;Iy2 es el momento de inercia de la placa rigidizada, cm4;h1 es la distancia entre el centroide del USSSP estándar y el centroide del miembro rigidizado, cm;h2 es la distancia entre el centroide de la placa rigidizada y el centroide del miembro rigidizado, cm.Cuando la placa reforzada está hecha de una placa de acero de 9,1 mm y la distancia desde el eje de la placa de acero al centroide del pilote de chapa de acero en forma de U es de 10 cm, el momento de inercia del cuerpo combinado se calcula como se muestra en Tabla 1.
Se selecciona el grado de acero Q235 como placa de acero rigidizada con f = 215 MPa, E = 206 GPa en la Tabla 1. El cálculo de la carga crítica de los componentes estándar con longitudes de 10 m, 20 my 30 m respectivamente y las condiciones de rigidez en toda su longitud. se muestran en la Tabla 2.
El método de instalación longitudinal de USSSP rara vez se utiliza debido a la gran cantidad de acero, el costo y la alta resistencia a la fricción durante la construcción.En proyectos prácticos, el refuerzo local de las placas de las nervaduras de refuerzo (ancho de \(b_{0}\) como se muestra en la Fig. 3) se utiliza principalmente para mejorar la estabilidad de la construcción de USSSP.El método del coeficiente de correlación dinámica se utiliza para el análisis considerando el efecto de posición y tamaño de la placa rigidizada.Este método refleja de manera integral el efecto de rigidez de la placa a través de un coeficiente de correlación dinámica δ relativo a la penetración longitudinal bajo diferentes anchos de placa b0 y espaciamientos de placas l0 que tienen una contribución de rigidez diferente a todo el miembro de compresión axial, aumentando así el factor crítico. carga de pandeo del miembro en diversos grados.La fórmula de cálculo de la carga crítica de pandeo del elemento localmente rigidizado es la siguiente:
Diagrama de refuerzo longitudinal de USSSP.
Según la situación real, las placas de refuerzo generalmente están dispuestas simétricamente y los supuestos básicos del método del coeficiente de correlación dinámica para resolver la carga de pandeo crítica del USSSP en condiciones de rigidez parcial son los siguientes:
Suponiendo que la forma y el tamaño de cada placa rigidizada son los mismos, los refuerzos están dispuestos simétricamente, el coeficiente de correlación dinámica δ de cada placa rigidizada está relacionado con el número de placas rigidizadas n, el ancho b0 de las placas rigidizadas y el espaciado. l0 de las placas rigidizadas.Cada placa corresponde a una función de posición, y el coeficiente de correlación dinámica δ que puede reflejar de manera integral el efecto de rigidez se obtiene mediante el cálculo de la función de posición.
Suponiendo que se disponen varias placas de refuerzo, el efecto de refuerzo total es la combinación de los efectos de refuerzo de cada placa, y la función de posición general correspondiente es la función envolvente, que se compone de las funciones de posición correspondientes a todas las placas individuales.
Suponiendo que se adopta un refuerzo local y que el espaciamiento entre las placas rigidizadas es b0, la carga crítica calculada (\(n \cdot b0 = l\) ) es igual a la carga de pandeo crítica calculada por la especificación para el refuerzo en toda su longitud.
(1) Diseño de la función Posición de una placa rigidizada.
Al disponer una placa rigidizada, el efecto de rigidez oscila entre los límites izquierdo y derecho del componente.La función de posición se muestra en la Fig. 4. La línea continua roja es la función de posición correspondiente a la placa rigidizada, el dominio es \(\left[ { - \frac{l}{2},\frac{l}{2 }} \bien]\) .Hay un valor máximo a en la línea central del rango rígido, que es la simetría del componente, y la expresión de la función específica es:
Función de posición de una placa rigidizada.
La función de posición es una función segmentada que representa el efecto de rigidez de la placa rígida sobre el miembro estándar, reflejando el efecto de tamaño y el efecto de posición de la placa rígida.Además, define el dominio como el alcance de la placa rigidizada y tiene un valor máximo a en su simetría.
(2) Función de posición de n (n ≥ 2) placas rigidizadas.
Cuando n (n ≥ 2) placas rigidizadas se disponen arbitrariamente, cada placa rigidizada corresponde a una función de posición, y la función de posición de cualquier placa rigidizada en el mismo componente tiene el mismo valor máximo a en la línea central del rango de actuación de la placa rigidizada.Las funciones de posición de placas rígidas adyacentes tienen partes superpuestas, cuanto mayor sea yi se toma como el valor de la función de posición general, y la función envolvente resultante es la función de posición general de n placas rígidas (Fig. 5, mostrada por la línea continua roja en la Fig. 6).La función de posición general se divide en dos tipos de envolventes, envolvente interior y envolvente exterior.Cuando el efecto de rigidez de la placa rigidizada oscila entre los bordes interiores de las placas rigidizadas adyacentes, la función de posición general es la envolvente interior.Además, cuando el efecto de rigidez de la placa reforzada oscila entre los bordes exteriores de la placa reforzada adyacente, se dice que la función de posición general es la envolvente exterior como se muestra en las Figs.5 y 6. BOi es el eje de simetría/eje central de la función de posición, y está relacionado con i − 1 (o i + 1), mientras que se denota la distancia entre el eje de simetría y el eje de las placas rigidizadas. como lci, y las distancias entre los ejes de las dos placas rigidizadas adyacentes son li y li+1 respectivamente.Todas las siguientes fórmulas de cálculo se toman como ejemplo de la función de posición de la envolvente interior.El dominio de definición de la función de posición correspondiente a la i-ésima placa rigidizada se define entre los bordes de dos placas adyacentes como se muestra en la Fig. 5.
Función de posición de la envolvente interior de n placas rigidizadas.
Función de posición de la envolvente exterior de n placas rigidizadas.
La definición del dominio es \(\left[ {l0i - 1 + \frac{b0}{2},l0i + 1 - \frac{b0}{2}} \right]\) , en la línea central (es decir, \ (x = \frac{l0i - 1 + loi + 1}{2}\) , mostrado por la línea de puntos azul), tiene un valor máximo a, y la función de posición de la iésima placa rigidizada se expresa como:
El método de cálculo de cada parámetro de la función de posición para la envolvente interior es el siguiente:
(1) Separación entre placas reforzadas li y li+1:
(2) La coordenada x de la línea central y la distancia de la línea central \({l}_{ci}\) :
(3) gradiente de función de posición:
En la fórmula, l0i, l0i-1 y l0i+1 representan las abscisas de los tres ejes de la placa de refuerzo, respectivamente.
El coeficiente de correlación dinámica δ representa el peso del efecto de rigidez local bajo rigidez total.Tomando la envolvente interior como ejemplo, cuando una placa rigidizada se coloca en la línea central del miembro, el coeficiente de correlación dinámica es igual a la relación de la función de posición con el ancho \({b}_{0}\) de la placa rigidizada al área sombreada \({S}_{1}\) rodeada por el eje x y el área general \(S_{0}\) como se muestra en las Figs.7 y 8. Se expresa de la siguiente manera:
Área total de dibujo, \({S}_{0}.\)
(1) Coeficiente de correlación dinámica de la i-ésima placa rigidizada
Cuando un miembro de tablestacas de acero en forma de U con una longitud de l está completamente rigidizado, toda la placa rigidizada puede considerarse como n placas rigidizadas (\(n \cdot b0 = l\) ) con un ancho b0.El efecto de rigidez de cada placa rígida solo afecta los bordes internos de sus dos placas rígidas adyacentes, por lo que las tres placas rígidas se utilizan como una unidad para calcular el coeficiente de correlación dinámica.Tomando la unidad de cálculo de la placa i-ésima como ejemplo, la relación entre su eje y el eje de simetría de la función de posición BOi, y la posición de la placa i-ésima en el intervalo de la función de posición tiene cuatro situaciones, la forma específica y el área de la La parte sombreada se muestra en la Fig. 9:
Coeficiente de correlación dinámica de la i-ésima placa rigidizada.
El área de sombra y el área gráfica total correspondientes a la i-ésima placa rigidizada en diferentes condiciones se calculan de la siguiente manera:
a.Cuándo/dónde lci > li + b0/2:
b.Cuando lci < li − b0/2:
C.Cuando li < lci < li + b0/2:
d.Cuando li − b0/2 < lci < li, la fórmula de cálculo de \(S_{1, i}\) es la misma.
En este caso, \(S_{1, i}\) se puede calcular según el eje de simetría, dividido en partes izquierda y derecha, y los detalles son los siguientes:
(2) Coeficientes de correlación dinámica de n (n ≥ 2) placas de refuerzo
Al disponer n (n ≥ 2) placas rigidizadas, tome S0 como el área total bajo cualquier tamaño de miembro rigidizado arbitrario, y el coeficiente de correlación dinámica es igual a la suma del área encerrada por la función de posición y el eje x dentro del ancho de la placa rigidizada b0 (\(\mathop \sum \nolimits_{i = 1}^{n} S_{1, i}\) , como se muestra en la Fig. 9) La relación con S0 se divide por el valor máximo en la resultado y la expresión es la siguiente:
A partir de la fórmula general basada en la Fig. 10 se muestran las condiciones generales de trabajo de n piezas de placas rigidizadas dispuestas en varios intervalos.Sin embargo, combinado con las condiciones de trabajo reales, se disponen n piezas de placas rigidizadas a intervalos iguales en el USSSP de longitud l′0 como se muestra en la Fig. 11; la fórmula se puede simplificar como:
donde es \(l^{\prime}0\) la distancia entre los bordes interiores de placas rigidizadas adyacentes, la expresión es la siguiente:
La disposición equidistante de los refuerzos.
En este momento, la fórmula de cálculo del valor de carga crítica (Nmax) del miembro es:
Combinada con la Fig. 3, la fórmula de cálculo del espaciamiento I0 de la placa de refuerzo es:
(3) Análisis comparativo de la red interna y externa.
La función de posición toma la envolvente exterior, la envolvente interior se puede utilizar para deducir el valor de carga crítica del miembro rigidizado y el cálculo es el siguiente:
Cuando se coloca una placa rigidizada en la línea central del miembro (n = 1)
Cuando dos placas rigidizadas se disponen a intervalos iguales (n = 2)
Cuando n (n ≥ 3) placas rigidizadas se disponen a intervalos iguales, hay dos situaciones, como se muestra en la Fig. 12, cuando la abscisa del punto de intersección C, \(x0 \le 2l^{\prime}0 + b0 \) , el \(S^{\prime}_{1}\) se calcula de la siguiente manera:
Diagrama I de 3 placas rigidizadas dispuestas a intervalos iguales.
NB: \(S^{\prime}_{1}\) se refiere al área sombreada/sombreada correspondiente al segundo refuerzo.
Como se muestra en la Fig. 13, cuando la abscisa del punto de intersección C, \(x0 > 2l^{\prime}0 + b0\) el \(S^{\prime}_{1}\) se calcula de la siguiente manera :
Diagrama II de tres placas rigidizadas a intervalos iguales.
Combinando las dos situaciones anteriores, la fórmula de cálculo de \(\mathop \sum \limits_{i = 1}^{n} S_{1, i}\) es la siguiente:
La fórmula para calcular el valor de carga crítica por inestabilidad es la siguiente:
El método de cálculo de cada parámetro en la fórmula del área de sombra total es el siguiente:
Comparando las Tablas 3 y 4, se puede ver que la carga de pandeo crítica en los resultados del cálculo de la envolvente interior y exterior tiene una fuerte correlación positiva con el área total de rigidez.Cuando el área de rigidización total es constante, la función compuesta por el número de placas rigidizadas y la carga crítica en la envolvente exterior es una función monótonamente decreciente en su dominio, posiblemente debido a la suposición lineal adoptada en la posición de coordinación, que necesita ser más amplia. estudiado en combinación con experimentos.En la mayoría de los casos, existe volatilidad y valor máximo en la función compuesta por el número de placas rigidizadas y la carga crítica en la envolvente interior.Esta ley se ajusta a la situación real de la ingeniería y tiene un importante significado rector para el refuerzo de componentes.
Se seleccionó el pilote de chapa de acero estándar AU18 con una longitud de 10 m, 20 my 30 m y el ajuste de la placa rigidizada se llevó a cabo utilizando acero Q235 (tipo f = 215 Mpa, E = 206 GPa).Se exploró la influencia del efecto de refuerzo (el número de refuerzos dispuestos, el ancho de los refuerzos, la disposición de los refuerzos y la longitud de los componentes).
Tomando como ejemplo una placa rigidizada dispuesta con una tablestaca de acero estándar AU18 de 10 m de largo, los valores de carga crítica de pandeo de tablestacas de acero rigidizadas no rigidizadas y de longitud completa calculados son 1216 kN (N1max) y 1828,16 kN (N2max) respectivamente (como se muestra en Tabla 2).Suponiendo que el extremo izquierdo de un solo refuerzo está alineado con el extremo izquierdo de la tablestaca de acero, como se muestra en la Fig. 15, el ancho del refuerzo (b0) aumenta de 1 a 10 m, el valor de carga crítica (Nmax) del miembro. se calcula mediante la ecuación.4, y los resultados del cálculo se muestran en las Figs.14 y 15.
Efecto rigidizador de una única placa rigidizada.
Rango de carga crítica del elemento rigidizador.
Puede verse en la Fig. 15 que el valor de carga crítica del miembro después del endurecimiento local está entre los valores de carga crítica del estado no rígido y del estado rígido en toda su longitud.
Tomando como ejemplo el pilote de placas de acero estándar AU18 de 10 m de largo, se dispone una única placa de refuerzo de 2 m de largo y la distancia entre \(l^{\prime}\) el límite izquierdo de la placa de refuerzo y el límite izquierdo de Se define el pilote de placas de acero.Cuando la posición inicial es la superposición entre \(l^{\prime} = 0\) el límite izquierdo de la placa de refuerzo y el límite izquierdo del pilote de placas de acero, la posición de la placa reforzada se mueve constantemente hacia la derecha (\ (l^{\prime}\) aumenta continuamente), y el límite derecho de la placa rigidizada coincide con el límite derecho del pilote de placas de acero (\(l^{\prime} = 8\)), como se muestra en la Fig. 15. El cambio en el valor de carga crítica de los componentes se calcula en el proceso como se muestra en la Fig. 17.
De las Figs.16 y 17, cuando se dispone la placa rigidizada, la distribución del valor de carga crítica del miembro es aproximadamente una parábola que se abre hacia abajo.Cuando la posición de refuerzo está ubicada en el centro de la trayectoria del movimiento (l' = 4 m), la línea central de la placa rigidizada coincide con la línea central del miembro y el valor de la carga de pandeo crítica del miembro es el mayor. y el efecto de rigidez es mejor.
Cambio de posición de rigidez.
Gráfico del efecto de la posición de rigidez y del valor de la carga crítica.
Para los elementos de nivel de 10 m, 20 m y 30 m, la disposición central de una sola placa rígida y la disposición simétrica de dos a siete placas rígidas se utilizan respectivamente para explorar la relación entre el número de placas rígidas y el valor de carga crítica. cuando el área total de rigidez es igual.Cuando el área de rigidización total es constante, se deriva el esquema de disposición de la placa rigidizada que maximiza el valor de carga crítica del miembro, la fórmula empírica para el área de rigidización total y el valor de carga crítica máxima en miembros de diferentes longitudes.
Las curvas de función del área de rigidez total (x) de los tres miembros con diferentes longitudes y el valor de carga crítica (y) de los miembros son la mitad izquierda de la función cuadrática de apertura hacia abajo.Con el aumento del área total de rigidez, los valores críticos de carga de pandeo de los componentes aumentan de forma no lineal y tienden a converger.Los resultados del análisis teórico muestran que, cuando el área total de refuerzo no cambia, el efecto de refuerzo converge gradualmente cuando el número de refuerzos es mayor que 7. Para el caso de utilizar 7 refuerzos, la relación entre el área total de diferentes refuerzos y la La carga de pandeo crítica se muestra en las ecuaciones.(28–30).
Para explorar más a fondo el principio del número de refuerzos, el valor de carga crítica de los miembros y dar el esquema de disposición óptimo de los refuerzos para mejorar el valor de carga crítica cuando se conoce el área total rigidizada, tome un miembro de nivel 30 m. A modo de ejemplo, a continuación se muestra la relación entre el número de placas rigidizadas y el valor de carga crítica del miembro bajo diferentes anchos acumulativos:
Las Figuras 22 y 23 muestran el efecto de la correlación no positiva entre el valor de carga crítica de la inestabilidad del miembro y el número de placas rigidizadas, porque el ancho de las placas rigidizadas es demasiado pequeño, lo que resulta en inestabilidad local.A través del análisis comparativo de las Figs.18, 19, 20, 21, 22, 23 y 24 se puede ver que el valor de carga crítica del miembro está correlacionado positivamente con el área total de refuerzo, y el esquema de disposición de placas rigidizadas que maximiza el valor de carga crítica del miembro es se obtiene cuando el área total de rigidez es constante.Los resultados se resumen en la Tabla 5.
La relación entre el número de placas rigidizadas de elementos nivelados de 10 m y la carga crítica cuando el área total rigidizada es la misma.
La relación entre el número de placas rigidizadas de elementos nivelados de 20 m y la carga crítica cuando el área total rigidizada es la misma.
El diagrama de relación entre el número de placas rigidizadas de elementos nivelados de 30 m y la carga crítica cuando el área total rigidizada es la misma.
La relación entre el área rigidizada y el valor de la carga crítica cuando el número de placas rigidizadas de elementos nivelados de 30 m es el mismo.
La relación entre el número de placas rigidizadas y el valor de la carga crítica cuando el ancho acumulativo de la placa rigidizada de 30 m de elementos nivelados es de 3 m.
La relación entre el número de placas rigidizadas y el valor de la carga crítica cuando el ancho acumulado de la placa rigidizada de elementos nivelados de 30 m es de 7 m.
La relación entre el número de placas rigidizadas y el valor de la carga crítica cuando el ancho acumulado de la placa rigidizada de elementos nivelados de 30 m es 17 m.
Para la placa rigidizada USSSP de 10 m con un ancho acumulado de 1 a 1,3 m, y el efecto de rigidez total de la placa rigidizada es de 1 a 3 m, el mejor efecto se logra cuando se dispone un solo refuerzo en el centro.Mientras tanto, cuando el ancho acumulado de la placa de refuerzo es de 1,4 a 3 m, la disposición en intervalos iguales de dos (2) placas reforzadas es la mejor; cuando el ancho es de 3,1 a 4 m, se pueden disponer de 3 a 6 refuerzos a intervalos iguales según la situación real.Cuando el ancho acumulado de los refuerzos es de 4 a 8 m, el mejor efecto es disponer 7 refuerzos a intervalos iguales.Cuando alcanza los 8 m, la carga crítica de inestabilidad general del componente es la mayor.
Para placas rigidizadas USSSP de calidad de 20 m con un ancho acumulativo de 1 a 1,9 m, el efecto de placa rigidizadora única es el mejor.Cuando el ancho acumulado del refuerzo es de 2 a 7 m, es mejor colocar dos (2) refuerzos a intervalos iguales.Con un ancho acumulativo de placa rígida de 7,1 a 15 m, lo mejor es una disposición con espaciamiento igual de 5 placas rígidas.Cuando el ancho acumulado de 5 piezas de placa rigidizada del tamaño alcanza 15 m, la carga crítica de inestabilidad general del miembro es la mayor.
Para los 30 m de placa rígida USSSP con un ancho acumulativo de 1 a 3,5 m, la disposición central de un efecto de placa rígida única es la mejor.Cuando el ancho acumulativo de la placa rigidizada es de 3,6 a 11,4 m, la mejor disposición con espaciamiento igual de dos placas rigidizadas es el mejor efecto.Cuando el ancho acumulado de la placa rígida es de 11,5 a 14,4 m, puede elegir el mismo tamaño de la disposición de espaciado igual de 3 a 6 placas rígidas según la situación real.Cuando el ancho acumulado de los refuerzos es de 14,4 a 25 m, el mejor efecto es disponer siete refuerzos a intervalos iguales.Cuando el ancho acumulado de 7 placas rigidizadas del mismo tamaño alcanza los 25 m, la carga crítica de inestabilidad general del componente es mayor.
USSSP tiene problemas de flexión y pandeo en los proyectos de ingeniería.Para resolver este problema, se colocan placas rigidizadas a lo largo de la dirección longitudinal del USSSP y se propone el coeficiente de correlación dinámica de acuerdo con las características de tensión del USSSP durante el proceso de pilotaje dinámico.Se establece el método para calcular la carga crítica de pandeo del USSSP después del endurecimiento local.La rigidez a la flexión de las tablestacas de acero se puede mejorar cambiando las propiedades y condiciones básicas de los sistemas de bloqueo.El valor de carga de pandeo crítico de USSSP después del refuerzo se puede obtener de manera más efectiva y rápida usando este método, que se puede utilizar para optimizar la disposición de refuerzo longitudinal de USSSP y verificar el rango de valores de carga críticos después del refuerzo.
Tomando como ejemplos USSSP estándar grado AU18 de 10 m, 20 my 30 m, según la disposición de las placas rigidizadas, el área total de rigidización y el número cuantitativo de factores.Se lleva a cabo el análisis periódico de la carga crítica de la inestabilidad global de los componentes, y los resultados se dan cuando el área total de rigidez es constante.Se deriva el plano de disposición del número de placas de refuerzo que maximiza el valor de carga crítica de los componentes del refuerzo total.Esto verifica la racionalidad del método de cálculo de la carga de pandeo crítica del USSSP rigidizado localmente basado en la idea del método del coeficiente de correlación dinámica, y resuelve el problema de inestabilidad de la aplicación de los miembros a compresión axial en aplicaciones de ingeniería.El problema de inestabilidad en el modelo proporciona una base teórica para el endurecimiento local de dichos componentes, pero se utiliza el supuesto lineal al asignar pesos, lo cual es algo complicado y necesita ser investigado más a fondo.
A petición razonable, el autor correspondiente pondrá a disposición algunos de los modelos y datos que respaldan el estudio.
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Este trabajo ha sido apoyado por la Fundación Nacional de Ciencias Naturales de China (Programa clave, subvención n.º 41830110);el Proyecto de Ciencia y Tecnología del Departamento de Transporte Provincial de Zhejiang (Subvención N° 2022-GCKY-12);China Communications Maintenance Group 2020 principales proyectos de investigación y desarrollo científico y tecnológico (27100020Y248, 27100020Y251, 27100020Y249), Proyecto de tecnología de Poly Group (Subvención No. 20198133316).Los autores agradecen estos apoyos.
Facultad de Ingeniería Civil y de Transporte, Universidad Hohai, Nanjing, 210098, República Popular China
Caihua Shen, Hansen Yu, Cornelia Asiedu-Kwakyewaa y Hanyi Zhang
Hangzhou Communications Investment Construction Management and Project Management Ltd, Zhejiang, 310024, China
Poly Changda Overseas Engineering Co., Ltd, Guangzhou, 51000, China
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CS y HY escribieron el texto principal del manuscrito.XW y KT proporcionaron datos técnicos.CA-K.preparó las cifras, revisó y cotejó los datos.HZ preparó las mesas.
Los autores declaran no tener conflictos de intereses.
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DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-17070-w
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Informes científicos (Representante científico) ISSN 2045-2322 (en línea)
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