鋼の界面滑り - 石家荘市イルラーゴデイチーニ有限公司

Scientific Reports volume 12、記事番号: 22375 (2022) この記事を引用

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1 オルトメトリック

メトリクスの詳細

炭素繊維強化ポリマー (CFRP) シートで強化された複合鋼材とコンクリート梁のクリープ作用下では、CFRP シートの面、鋼材梁、コンクリートスラブ梁に相対滑りが発生します。この滑りは界面の相互作用に影響を及ぼし、部材の支持力と剛性を低下させ、変形を増大させます。この論文では、弾性法とエネルギー法を使用して、コンクリートクリープの作用下での鉄骨梁とCFRPシートで補強されたコンクリートスラブの間の界面力を解析します。界面滑り、軸力、増分変形の計算式を確立した。界面の機械的特性に対する設計パラメータの影響が分析されます。結果は、界面滑り、軸力、および変形の増加が 28 日目にはゼロであることを示しています。経年変化に伴い、界面の滑り、軸力、変形の増加は徐々に増加し、最初の 100 日では増加が大きくなります。基本的には 100 日から 1028 日までの期間は変化しません。荷重が 5 N/mm (5 kN) 増加すると、滑り量は約 0.004 mm、0.002 mm、0.002 mm ずつ増加します。軸力の増分は約 19.4 kN、15.9 kN、および 16.1 kN です。変形量は約 1.7 mm、1.1 mm、0.6 mm ずつ増加します。

鋼構造物は、その便利な構造と高い実用性により、産業用、土木用の建物、橋梁工学で広く使用されています1,2。使用方法や環境などのさまざまな要因の影響により、特に鋼構造物に過負荷がかかった場合、鋼構造物にはさまざまな欠陥や損傷が存在します3,4。言い換えれば、構造物のサービス負荷は、構造物の許容サービス負荷よりもはるかに大きい5。この状況は、特に構造物自体に建設による軽微な損傷がある場合、構造物の老朽化を加速し、耐用年数を短縮します。過負荷がかかると構造へのダメージが増大し、微視的な欠陥が徐々に拡大して収束し、その結果、巨視的な機械的特性の観点から材料が劣化します。エンジニアリング事故さえ引き起こします。したがって、鉄骨構造を強化および修復する方法の研究は、土木工学において常に重要な取り組みとなっています。データによると、建て替えプロジェクトは新築に比べて投資を約 40% 節約し、工期を約 50% 短縮することができます 6,7。費用対効果の高い鉄骨構造の補強および補修技術の追求は、解決すべき技術的問題であるだけでなく、持続可能な開発に関連する社会問題でもあります。

鋼構造を強化する従来の方法には、鋼部材のセクション数を増やすこと、追加のロッドとサポートを追加すること、およびプレストレス強化を行うことが含まれます。このうち、鋼製部材の断面数を増やす場合には、新規鋼部材と元の鋼部材を溶接、リベット止め、ボルト締め、鋼板の貼り付けなどにより接続する8,9。構造は平面から空間に変化し10,11、鋼構造の適切な箇所にプレストレストタイロッドを設置して構造物に荷重と逆の応力を形成する12,13,14。これらの方法では、コンポーネントの断面サイズがある程度大きくなり、コンポーネントの重量が増加し、剛性が変化します。その結果、構造の内部力が再配分され、輸送や設置が不便になり、構造が複雑になり、メンテナンス費用が高くなります。近年、鉄骨梁の新たな補強工法として、繊維強化ポリマー（FRP）シートを用いた補強が国内外で注目されています。鉄骨梁にFRPシートを貼り付ける、またはアンカー固定する補強工法です。高強度のFRP材を使用し、梁の支持力と剛性を向上させ、補強効果を発揮します。

現在、国内外の専門家や学者が鉄骨梁とCFRPシート間の界面相互作用を研究している15,16,17,18,19,20,21,22,23,24,25,26,27,28,29。しかし、クリープ効果の影響下での界面滑り解析に関する研究は少ない。したがって、先行研究に基づいて、弾性およびエネルギー変化法を使用して、コンクリートクリープの作用下でのCFRPシート鉄筋コンクリート複合梁の界面滑り増分、軸、および軸を確立します。複合ビームの力と変形増分の計算式を、設計パラメータの影響とともに説明します。

鉄骨梁の温度効果と CFRP クロスのクリープ効果については文献 38 で示されているため、ここではコンクリートのクリープ効果のみ、つまりコンクリートスラブと鉄骨梁の界面力のみを考慮する。 CFRP シートで補強された鋼コンクリート複合梁構造の特性については、いくつかの仮定が行われています 39,42。通常の使用では、複合ビームは理想的な弾性体です。鉄骨梁とコンクリートの間のせん断接合により、梁の長さに沿って均一かつ連続した配置が形成されます。コンクリートスラブ、鉄骨梁、CFRP シートは、それらの間の垂直揚力に関係なく、変形前後で同じ曲げ曲率を持ちます。断面は平坦断面の仮定に準拠しています。ユニット本体の力を図1に示します。

ユニット本体の力グラフ。

時間 \(t\) における鉄骨梁の上面とコンクリートスラブの下面のひずみの増加を以下に示します。

ここで \(y_{s} \left( t \right)\)—t は時間 t におけるビームの中立軸からビームの上部までの距離です。 \(y_{c} \left( t \right)\)—t 時間 t におけるプレートの中立軸からプレートの底部までの距離。 \(E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)\) - 時間 \(t\) の年齢に応じて調整されたプレートの実効弾性率。これは \(E_ {c} \left( {t,t_{0} } \right) = \frac{{E_{c} }}{{1 + \chi \left( {t,t_{0} } \right)\phi \left( {t,t_{0} } \right)}}\); \(\chi \left( {t,t_{0} } \right)\)—荷重時間 t0 から時間 t まで計算されたスラブのコンクリート老化係数。通常、0.6 から 0.9 の間で変化します。 0.8243とみなします。 \(\Delta N_{sc} \left( t \right)\) - コンクリートスラブの初期ひずみに対応する鉄筋の各層の仮想力の合計 \(\Delta N_{sc} \left( t \right) = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \right)\left( {\varepsilon_{o } + y_{si} \varphi } \right)} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \ right)\left\{ { - \frac{N}{{E_{c} A_{c} }} + \frac{{y_{si} \left[ {M - N\overline{y}} \right] }}{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{c} }}} \right\}} = \alpha_{1} M - \beta_{1} N\); \(\alpha_{1} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \right)\frac{{ y_{si} }}{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{c} }}}\); \(\beta_{1} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} \phi \left( {t,t_{0} } \right)\left[ { \frac{1}{{E_{c} A_{c} }} + \frac{{\overline{y}y_{si} }}{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{ c} }}} \right]}\); \(\phi \left( {t,t_{0} } \right)\)— スラブ 40 のコンクリートのクリープ係数、 \(\phi \left( {t,t_{0} } \right) = \phi_{ 0} \beta_{c} \left( {t - t_{0} } \right)\); \(\phi_{0} = \phi_{RH} \beta \left( {f_{cm} } \right)\beta \left( {t_{0} } \right)\); \(\phi_{RH} = 1 + \frac{{1 - RH/RH_{0} }}{{0.46\left( {h/h_{0} } \right)^{\frac{1}{3 }} }}\); \(\beta \left( {f_{cm} } \right) = \frac{5.3}{{\left( {f_{cm} /f_{cm0} } \right)^{0.5} }}\); \(\beta \left( {t_{0} } \right) = \frac{1}{{0.1 + \left( {t_{0} /t_{1} } \right)^{0.2} }}\ ); \(\beta_{c} \left( {t - t_{0} } \right) = \left[ {\frac{{\left( {t - t_{0} } \right)/t_{1} } }{{\beta_{H} + \left( {t - t_{0} } \right)/t_{1} }}} \right]^{0.3}\); \(\beta_{H} = 150\left[ {1 + \left( {1.2\frac{RH}{{RH_{0} }}} \right)^{18} } \right]\frac{h} {{h_{0} }} + 250 \le 1500\); \(\varphi_{0}\) - 公称クリープ係数。 \(f_{cm}\) - 材齢 28 日のコンクリートの平均立方圧縮強度、\(f_{cm} = 0.8f_{cu,k} + 8\); \(f_{cu,k}\)—材齢 28 日における 95% の保証率を持つコンクリート立方体圧縮強度の標準値。 \(\beta_{c} \left( {t - t_{0} } \right)\)—荷重後の時間に伴うクリープの発達係数。 \(h\) - 部材の理論上の厚さ、\(h = 2A/u\)。 \(A\) - 部材の断面積。 \(u\) - 部品と大気との間の接触面の周囲長。 \(RH\) - 環境の年間平均相対湿度。 \(RH_{0}\) = 100%; \(h_{0}\) = 100 mm; \(t_{1}\) = 1 日; \(f_{cmo}\) = 10 Mpa; \(y_{si}\) および \(y_{si} \left( t \right)\) - それぞれ、スラブの i 番目の層の鋼棒からスラブの重心までの垂直距離に換算時刻 \(t_{0}\) と時刻 \(t\) のセクション; \(\overline{y}\) - \(t_{0}\) の時点でのビームの重心とスラブの間の垂直距離。 \(\varepsilon_{o}\) - \(t_{0}\) の瞬間におけるプレートの重心の初期ひずみ。 \(\varphi\) - 時間 \(t_{0}\) における複合ビームの初期曲率。 \(E_{s}\) と \(E_{c}\) - それぞれ、時間 \(t_{0}\) における梁とプレートの初期弾性係数。 \(A_{s}\) および \(A_{c}\) - それぞれ、最初の梁セクションとプレートセクションの \(t_{0}\) における断面積。 \(I_{s}\) と \(I_{c}\) - それぞれ梁とプレートの初期セクションの \(t_{0}\) における慣性モーメント。 \(E_{si}\) - i-スラブ内の鋼棒の層の弾性率。 \(A_{si}\) - スラブの i 番目の層の鋼棒の断面積。 \(n\) - スラブ内の鉄筋の層の数。

内部荷重と外部荷重は t0 − t 時間の間は変化しないため、断面にかかる力と組み合わせて、滑り増分の微分方程式を得ることができます。

界面せん断力とすべりの関係から界面せん断力増分の微分方程式を求めることができます。

式では、 \(\lambda^{2} = \frac{{k_{L} y\left( t \right)^{2} }}{{E\left( {t,t_{0} } \ right)I\left( t \right)}} + \frac{{k_{L} }}{{E\left( {t,t_{0} } \right)A\left( t \right)}} \); \(\mu_{1} = - \frac{{y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c} \ left( t \right) - \alpha_{1} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} - \frac{{ \alpha_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\mu_{2} = \delta + \frac{{y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_{c } \left( t \right) - \beta_{2} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} + \frac {{\beta_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\); \(\mu_{s1} = - \frac{{k_{L} y\left( t \right)\left[ {\gamma E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)I_ {c} \left( t \right) - \alpha_{1} } \right]}}{{E\left( {t,t_{0} } \right)I\left( t \right)}} - \frac{{k_{L} \alpha_{1} }}{{E_{c} \left( {t,t_{0} } \right)A_{c} \left( t \right)}}\) ; \(\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 \右）}}\）; \(\gamma = \frac{{\phi \left( {t,t_{0} } \right)}}{EI}\); \(\delta = \frac{{\phi \left( {t,t_{0} } \right)}}{{E_{c} A_{c} }}\); \(\beta_{2} = \sum\nolimits_{i = 1}^{n} {E_{si} A_{si} y_{si} \left( t \right)\phi \left( {t,t_ {0} } \right)\left[ {\frac{1}{{E_{c} A_{c} }} + \frac{{\overline{y}y_{si} }}{{E_{s} I_{s} + E_{c} I_{c} }}} \right]}\); \(n\) - プレート内の鋼棒の層の数。 \(k_{L}\) - 接続部分の剛性、\(k_{L} = k/m\)。 \(k\) - 単一の接続部分の剛性。 \(m\) - 接続ピースの長手方向の間隔。

異なる荷重下での界面滑り増分の計算式は境界条件に従って得ることができる。

式では、 \(\alpha^{2} = \frac{{k_{L} }}{EA} + \frac{{k_{L} y^{2} }}{EI}\); \(\beta = \frac{{k_{L} y}}{EI}\)。

曲げセグメント:

純粋な曲がり:

ロードポイントの左側:

ロードポイントの右側:

エネルギー変分法の理論 44 に基づき、鉄骨梁と CFRP シートとの間に滑りはないと仮定する。鉄骨梁の変位は \(U_{s1}\)、コンクリートの変位は \(U_{c1}\)、梁の変形は \(W_{1}\)、およびジョイントは \(\Delta_{L1} = U_{s1} - U_{c1} { + }y\left( t \right)W_{1}^{{\prime}}\) です。

したがって、t 瞬間における構造システムの位置エネルギーは以下に示されます。

鉄骨梁のひずみエネルギー:

コンクリートのひずみエネルギー:

関節におけるひずみエネルギー:

ビームの総位置エネルギー増分は式 1 に示されています。 (13):

最小位置エネルギーの原理によれば、式の変化は次のようになります。 (13) を段階的に統合すると、次の結果が得られます。

さらに、\(\delta U_{s1}^{{}}\)、\(\delta U_{c1}^{{}}\)、\(\delta W\) は独立した量であるため、式(1)は次のようになります。 (14) は分割により統合され、縮小されます。

内力のバランスに従って、滑りの支配微分方程式を得ることができます。

異なる荷重下での経年変化に伴う滑り増加量の分布曲線を図2に示します。鉄骨梁とコンクリートスラブ間の界面滑り増加量は、経年変化に応じて非線形分布を示します。 28 日目の界面スリップの増分はすべてゼロです。年齢が上がるにつれて、滑り量は徐々に増加します。 100 日以内では増加幅が大きくなり、100 日から 1028 日まではスリップ増分はほぼ変わりません。界面の滑りの増分は、荷重の増加とともに増加します。荷重が大きくなるほど、スリップ増加曲線は急になります。荷重が5N/mm(5kN)増加すると、滑り量は約0.004mm、0.002mm、0.002mm増加します。

界面滑り増加集中荷重に対するクリープ下の荷重の影響。

異なる剛性下での経年変化に伴う滑り増分の分布曲線を図 3 に示します。界面滑りの増分は、剛性が増加するにつれて減少します。剛性が大きいほど、スリップ増加曲線は滑らかになります。界面滑り増分の変化量は、剛性が増加するたびに徐々に減少します。

クリープ時のカップリング剛性が界面滑り増分に及ぼす影響。

軸力増分の微分方程式は、\(\frac{{{\text{d}}\Delta N\left( t \right)}}{{{\text{d}}x} の関係から求めることができます。 } = \Delta \tau_{s} \left( t \right) = k_{L} \Delta s\left( t \right)\) 軸力増分と滑り増分の間。

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

異なる荷重下での軸力増分の計算式は、境界条件に従って得ることができます。

曲げセグメント:

純粋な曲がり:

ロードポイントの左側:

ロードポイントの右側:

異なる荷重下での経時的な軸力増加の分布曲線を図 4 に示します。28 日での軸力増加はすべてゼロです。年齢が上がるにつれて、軸力の増加は 100 日以内に徐々に増加します。 100 日から 1028 日まで、増加はさらに大きくなり、軸力の増加は基本的に変化しません。軸力の増分は荷重の増加とともに増加し、荷重が大きくなるほど軸力の増分曲線は急になります。 5 N/mm (5 kN) ごとに、軸力の増分は約 19.4 kN、15.9 kN、および 16.1 kN ずつ増加します。

軸力増加に対するクリープ下の荷重の影響。

異なる剛性値の下での経年変化に伴う軸力増加の分布曲線を図 5 に示します。軸力増加は、接続剛性が増加するにつれて増加します。荷重が大きくなるほど、軸力増加曲線の変化は急峻になります。同様に、接続剛性の増加が大きいほど、軸力の増分の増加は小さくなります。

軸力増加に対するクリープ下の剛性のカップリング影響。

変形と曲率の関係に従って、滑り増分の微分方程式と組み合わせて、変形増分の微分方程式を得ることができます。

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

境界条件に従って、異なる荷重下での変形増分の計算式を得ることができます。

曲げセグメント:

純粋な曲がり:

ロードポイントの左側:

ロードポイントの右側:

図 6 に示すように、さまざまな荷重下での経年変化に伴う変形増分の分布曲線が計算によって得られます。変形増分は非線形に分布します。 28 日間の変形増分はすべてゼロです。経年変化に伴い、変形量は徐々に増加していきます。増加は 100 日以内で大きくなり、変形の増分は 100 日から 1028 日までは基本的に変化しません。変形量は荷重の増加とともに増加します。荷重が大きくなるほど、変形増加曲線は急になります。荷重が 5 N/mm (5 kN) 増加するごとに、変形の増分は約 1.7 mm、1.1 mm、0.6 mm ずつ増加します。

変位増加に対するクリープ下の荷重の影響。

さまざまな剛性条件下での経時変化による変形増分の分布曲線を図 7 に示します。一般に、接続剛性が増加すると変形増分は減少しますが、減少幅は最小限であり、接続剛性が非常に重要であることを示しています。コンポーネントの変形の増分。この影響は明らかではありません。

クリープ時の剛性が変位増分に与える影響。

この研究では、弾性法とエネルギー法を使用して、クリープ下での CFRP シートによって強化された鋼鉄とコンクリートの複合梁の界面滑り、軸力、および変形増分を計算します。結論は次のように要約されます。

界面の機械的特性に対する設計パラメータの影響を分析しました。計算結果は、式が正しく、コンクリートクリープの作用下での鉄骨梁とCFRPシートで補強されたコンクリートスラブ間の界面滑りを計算するために使用できることを示しています。正しい計算式に基づいて、界面すべり、軸力、変形増分の計算式を導き出します。

コンクリートクリープの作用下では、荷重の増加に伴い、鉄骨梁とCFRPシートで補強されたコンクリートスラブとの間の滑り量、軸力、変形増分が増加します。接続剛性の増加が大きいほど、軸力の増分は小さくなります。

計算の結果、28日目には界面すべり増加量、軸力増加量、変形量がゼロになることがわかりました。時効が進むにつれて、界面の滑り、軸力、変形の増加が徐々に増加します。最初の 100 日間の増加は大きく、100 日から 1028 日までは基本的に変化しません。

また、荷重が5N/mm（5kN）増加すると、すべり量は約0.004mm、0.002mm、0.002mm増加し、軸力増加量は約19.4kN、15.9kNとなることが計算結果からわかります。、16.1 kN。変形量は約 1.7 mm、1.1 mm、0.6 mm ずつ増加します。

剛性が 1 段階増加すると、滑り増分の変化は徐々に減少し、接続剛性の増加に伴って軸力が増加します。接続剛性の増加が大きいほど、軸力の増加は小さくなります。接続剛性の増加に伴う変形増分の変化は最小限です。

この研究における理論的な導出式は一連の仮定に基づいており、いくつかの要因の影響を無視しています。さらなる研究では、さまざまな要因を考慮する必要があります。

研究中に生成または使用されたデータ、モデル、コードの一部またはすべては、要求に応じて責任著者から入手できます。

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この研究は、遼寧省教育局青少年科学技術人材育成プロジェクト (No. LJ2020QNL006)、遼寧省教育局科学研究基金 (No. LJ2019JL002) および遼寧省自然科学財団一般プロジェクト (No. 2022-) の支援を受けました。 MS-399)。英語の編集を担当していただいたエディテージに感謝いたします。

遼寧工科大学土木工学部、撫新、123000、中国

Xiangyang Jian、Ni Zhang、Haiqing Liu、Zhonwei Zhao

中国建設第 5 エンジニアリング部門有限公司、長沙市、410004、中国

ミン・レイ＆ジム・チェン

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XJ が本文を書きました。ニュージーランドは概念化、方法論、監督、編集を提供した。 HLは執筆と批評を行った。 ZZ はデータ処理を提供しました。 ML は正式な分析を行いました。 ZC は実験用の材料リソースと提案を提供しました。著者全員が原稿をレビューしました。

ニー・チャンへの通信。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

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転載と許可

Jian, X.、Zhang, N.、Liu, H. 他クリープ効果下でのCFRPシートで補強された鋼コンクリート複合梁の界面滑り。 Sci Rep 12、22375 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-27023-y

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受信日: 2022 年 7 月 19 日

受理日: 2022 年 12 月 23 日

公開日: 2022 年 12 月 26 日

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

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