Takk for at du besøker Nature.com.Du bruker en nettleserversjon med begrenset CSS-støtte.For den beste opplevelsen anbefaler vi at du bruker en oppdatert nettleser (eller deaktiverer kompatibilitetsmodus i Internet Explorer).I tillegg, for å sikre kontinuerlig støtte, viser vi nettstedet uten stiler og JavaScript.
Viser en karusell med tre lysbilder samtidig.Bruk Forrige og Neste-knappene for å gå gjennom tre lysbilder om gangen, eller bruk skyveknappene på slutten for å gå gjennom tre lysbilder om gangen.
Fire gummibetong stålrør (RuCFST) elementer, ett betong stålrør (CFST) element og ett tomt element ble testet under rene bøyeforhold.Hovedparametrene er skjærforhold (λ) fra 3 til 5 og gummierstatningsforhold (r) fra 10 % til 20 %.Det oppnås en bøyemoment-tøyningskurve, en bøyemoment-defleksjonskurve og en bøyemoment-kurvaturkurve.Destruksjonsmåten for betong med gummikjerne ble analysert.Resultatene viser at typen svikt til RuCFST-medlemmene er bøyesvikt.Sprekker i gummibetong fordeles jevnt og sparsomt, og å fylle kjernebetongen med gummi hindrer sprekkdannelse.Skjær-til-spenn-forholdet hadde liten effekt på oppførselen til testprøvene.Gummiutskiftningsraten har liten innvirkning på evnen til å motstå et bøyemoment, men har en viss effekt på prøvestykkets bøyningsstivhet.Etter fylling med gummibetong, sammenlignet med prøver fra et tomt stålrør, er bøyeevnen og bøyestivheten forbedret.
På grunn av deres gode seismiske ytelse og høye bæreevne, er tradisjonelle armerte betongrørstrukturer (CFST) mye brukt i moderne ingeniørpraksis1,2,3.Som en ny type gummibetong brukes gummipartikler for å delvis erstatte naturlige tilslag.Rubber Concrete Filled Steel Pipe (RuCFST) strukturer dannes ved å fylle stålrør med gummibetong for å øke duktiliteten og energieffektiviteten til komposittkonstruksjoner4.Den utnytter ikke bare den utmerkede ytelsen til CFST-medlemmer, men gjør også effektiv bruk av gummiavfall, som oppfyller utviklingsbehovene til en grønn sirkulær økonomi5,6.
I de siste årene har oppførselen til tradisjonelle CFST-medlemmer under aksial belastning7,8, aksial belastning-moment interaksjon9,10,11 og ren bøying12,13,14 blitt studert intensivt.Resultatene viser at bøyekapasiteten, stivheten, duktiliteten og energispredningskapasiteten til CFST søyler og bjelker forbedres ved innvendig betongfylling og viser god bruddduktilitet.
For tiden har noen forskere studert oppførselen og ytelsen til RuCFST-søyler under kombinerte aksiale belastninger.Liu og Liang15 utførte flere eksperimenter på korte RuCFST-søyler, og sammenlignet med CFST-søyler ble bæreevnen og stivheten redusert med økende gummisubstitusjonsgrad og gummipartikkelstørrelse, mens duktiliteten økte.Duarte4,16 testet flere korte RuCFST-søyler og viste at RuCFST-søylene var mer duktile med økende gummiinnhold.Liang17 og Gao18 rapporterte også lignende resultater på egenskapene til glatte og tynnveggede RuCFST-plugger.Gu et al.19 og Jiang et al.20 studerte bæreevnen til RuCFST-elementer ved høy temperatur.Resultatene viste at tilsetning av gummi økte duktiliteten til strukturen.Når temperaturen stiger, synker bæreevnen i utgangspunktet litt.Patel21 analyserte den komprimerende og bøyelige oppførselen til korte CFST-bjelker og søyler med runde ender under aksial og enaksial belastning.Beregningsmodellering og parametrisk analyse viser at fiberbaserte simuleringsstrategier kan undersøke ytelsen til korte RCFST-er nøyaktig.Fleksibiliteten øker med sideforhold, styrke på stål og betong, og avtar med forholdet dybde til tykkelse.Generelt oppfører korte RuCFST-kolonner seg på samme måte som CFST-kolonner og er mer duktile enn CFST-kolonner.
Det kan sees fra gjennomgangen ovenfor at RuCFST-søyler forbedres etter riktig bruk av gummitilsetningsstoffer i grunnbetongen til CFST-søyler.Siden det ikke er noen aksiallast, skjer nettobøyningen i den ene enden av søylebjelken.Faktisk er bøyeegenskapene til RuCFST uavhengige av aksiallastkarakteristikkene22.I praktisk prosjektering blir RuCFST-konstruksjoner ofte utsatt for bøyemomentbelastninger.Studiet av dets rene bøyeegenskaper hjelper til med å bestemme deformasjons- og sviktmodusene til RuCFST-elementer under seismisk handling23.For RuCFST-strukturer er det nødvendig å studere de rene bøyeegenskapene til RuCFST-elementene.
I denne forbindelse ble seks prøver testet for å studere de mekaniske egenskapene til rent buede stålrørelementer.Resten av denne artikkelen er organisert som følger.Først ble seks kvadratiske prøver med eller uten gummifylling testet.Observer feilmodusen til hver prøve for testresultater.For det andre ble ytelsen til RuCFST-elementer i ren bøyning analysert, og effekten av et skjær-til-spennforhold på 3-5 og et gummierstatningsforhold på 10-20% på de strukturelle egenskapene til RuCFST ble diskutert.Til slutt sammenlignes forskjellene i bæreevne og bøyestivhet mellom RuCFST-elementer og tradisjonelle CFST-elementer.
Seks CFST-prøver ble fullført, fire fylt med gummiert betong, en fylt med vanlig betong, og den sjette var tom.Effektene av gummiendringshastighet (r) og spennskjærforhold (λ) diskuteres.Hovedparametrene til prøven er gitt i tabell 1. Bokstaven t angir rørtykkelsen, B er lengden på siden av prøven, L er høyden på prøven, Mue er den målte bøyekapasiteten, Kie er den innledende bøyestivhet, Kse er bøyestivheten i bruk.scene.
RuCFST-prøven ble laget av fire stålplater sveiset i par for å danne et hult firkantet stålrør, som deretter ble fylt med betong.En 10 mm tykk stålplate er sveiset til hver ende av prøven.De mekaniske egenskapene til stålet er vist i tabell 2. I henhold til den kinesiske standarden GB/T228-201024 bestemmes strekkfastheten (fu) og flytegrensen (fy) til et stålrør ved en standard strekktestmetode.Testresultatene er henholdsvis 260 MPa og 350 MPa.Elastisitetsmodulen (Es) er 176 GPa, og Poissons forhold (ν) for stål er 0,3.
Under testing ble den kubiske trykkfastheten (fcu) til referansebetongen på dag 28 beregnet til 40 MPa.Forholdene 3, 4 og 5 ble valgt basert på tidligere referanse 25 da dette kan avdekke eventuelle problemer med girskift.To gummierstatningsgrader på 10 % og 20 % erstatter sand i betongblandingen.I denne studien ble det brukt konvensjonelt dekkgummipulver fra Tianyu Cement Plant (Tianyu-merket i Kina).Partikkelstørrelsen på gummi er 1-2 mm.Tabell 3 viser forholdet mellom gummibetong og blandinger.For hver type gummibetong ble tre terninger med en side på 150 mm støpt og herdet under testbetingelser foreskrevet av standardene.Sanden som brukes i blandingen er kiselholdig sand og det grove tilslaget er karbonatbergart i Shenyang City, Nordøst-Kina.28-dagers kubikktrykkstyrke (fcu), prismatisk trykkfasthet (fc') og elastisitetsmodul (Ec) for ulike gummierstatningsforhold (10 % og 20 %) er vist i tabell 3. Implementer GB50081-201926-standarden.
Alle testprøver er testet med en hydraulisk sylinder med en kraft på 600 kN.Under lasting påføres to konsentrerte krefter symmetrisk på firepunkts bøyeteststativet og fordeles deretter over prøven.Deformasjon måles med fem strekkmålere på hver prøveoverflate.Avvik observeres ved hjelp av tre forskyvningssensorer vist i figur 1 og 2. 1 og 2.
Testen brukte et forhåndsbelastningssystem.Last med en hastighet på 2kN/s, stopp deretter ved en belastning på opptil 10kN, kontroller om verktøyet og veiecellen er i normal arbeidstilstand.Innenfor det elastiske båndet gjelder hvert belastningsøk mindre enn en tidel av den forutsagte toppbelastningen.Når stålrøret slites ut, er den påførte belastningen mindre enn en femtendedel av den forutsagte topplasten.Hold i ca. to minutter etter påføring av hvert belastningsnivå under belastningsfasen.Når prøven nærmer seg feil, reduseres hastigheten for kontinuerlig lasting.Når den aksiale belastningen når mindre enn 50 % av den endelige belastningen eller åpenbar skade er funnet på prøven, avsluttes belastningen.
Destruksjonen av alle testprøver viste god duktilitet.Det ble ikke funnet noen tydelige strekksprekker i strekksonen til stålrøret til prøvestykket.Typiske typer skader på stålrør er vist i fig.3. Ta prøve SB1 som et eksempel, ved det innledende belastningsstadiet når bøyemomentet er mindre enn 18 kN m, er prøve SB1 i det elastiske stadiet uten åpenbar deformasjon, og økningshastigheten i det målte bøyemomentet er større enn økningen i krumning.Deretter er stålrøret i strekksonen deformerbart og går over i elastisk-plaststadiet.Når bøyemomentet når ca. 26 kNm, begynner kompresjonssonen til mellomspennstålet å utvide seg.Ødem utvikler seg gradvis ettersom belastningen øker.Last-avbøyningskurven avtar ikke før lasten når sitt topppunkt.
Etter at eksperimentet var fullført, ble prøven SB1 (RuCFST) og prøven SB5 (CFST) kuttet for å tydeligere observere sviktmodusen til grunnbetongen, som vist i figur 4. Det kan ses av figur 4 at sprekkene i prøven SB1 er fordelt jevnt og sparsomt i grunnbetongen, og avstanden mellom dem er fra 10 til 15 cm.Avstanden mellom sprekker i prøve SB5 er fra 5 til 8 cm, sprekkene er uregelmessige og tydelige.I tillegg strekker sprekkene i prøve SB5 seg ca. 90° fra strekksonen til kompresjonssonen og utvikler seg opp til ca. 3/4 av snitthøyden.Hovedbetongsprekkene i prøve SB1 er mindre og sjeldnere enn i prøve SB5.Utskifting av sand med gummi kan til en viss grad hindre utvikling av sprekker i betong.
På fig.5 viser fordelingen av avbøyning langs lengden av hvert prøvestykke.Den heltrukne linjen er avbøyningskurven til teststykket og den stiplede linjen er den sinusformede halvbølgen.Fra fig.Figur 5 viser at stangavbøyningskurven stemmer godt overens med den sinusformede halvbølgekurven ved initialbelastning.Når belastningen øker, avviker avbøyningskurven litt fra den sinusformede halvbølgekurven.Som regel er avbøyningskurvene for alle prøvene ved hvert målepunkt under belastning en symmetrisk halvsinusformet kurve.
Siden avbøyningen av RuCFST-elementer i ren bøying følger en sinusformet halvbølgekurve, kan bøyningsligningen uttrykkes som:
Når den maksimale fibertøyningen er 0,01, tatt i betraktning faktiske bruksforhold, bestemmes det tilsvarende bøyemomentet som elementets endelige bøyemomentkapasitet27.Den målte bøyemomentkapasiteten (Mue) som er bestemt på denne måten er vist i tabell 1. I henhold til den målte bøyemomentkapasiteten (Mue) og formelen (3) for beregning av krumningen (φ), kan M-φ-kurven i figur 6 være plottet.For M = 0,2Mue28, regnes startstivheten Kie som den tilsvarende skjærbøyestivheten.Når M = 0,6Mue, ble bøyestivheten (Kse) til arbeidstrinnet satt til den tilsvarende sekantbøyestivheten.
Det kan ses av bøyemomentkurvaturkurven at bøyemomentet og krumningen øker betydelig lineært i det elastiske stadiet.Veksthastigheten til bøyemomentet er klart høyere enn krumningen.Når bøyemomentet M er 0,2 Mue, når prøven det elastiske grensestadiet.Når belastningen øker, gjennomgår prøven plastisk deformasjon og går over i det elastoplastiske stadiet.Med et bøyemoment M lik 0,7-0,8 Mue vil stålrøret vekselvis deformeres i strekksonen og i kompresjonssonen.Samtidig begynner Mf-kurven til prøven å manifestere seg som et bøyningspunkt og vokser ikke-lineært, noe som forsterker den kombinerte effekten av stålrøret og gummibetongkjernen.Når M er lik Mue, går prøven inn i det plastiske herdestadiet, med avbøyningen og krumningen til prøven raskt økende, mens bøyemomentet øker sakte.
På fig.7 viser kurver for bøyemoment (M) versus tøyning (ε) for hver prøve.Den øvre delen av den midtre delen av prøven er under kompresjon, og den nedre delen er under spenning.Strekkmålere merket "1" og "2" er plassert på toppen av teststykket, strekkmålere merket "3" er plassert i midten av prøven, og strekkmålere merket "4" og "5".” er plassert under testprøven.Den nedre delen av prøven er vist i fig. 2. Fra fig. 7 kan det sees at ved det innledende belastningsstadiet er de langsgående deformasjonene i strekksonen og i kompresjonssonen til elementet veldig nære, og deformasjonene er tilnærmet lineære.I den midtre delen er det en liten økning langsgående deformasjon, men størrelsen på denne økningen er liten.Deretter sprakk gummibetongen i strekksonen.Fordi stålrøret i strekksonen bare trenger å tåle kraften, og gummibetong og stålrør i kompresjonssonen bærer belastningen sammen, deformasjonen i strekksonen til elementet er større enn deformasjonen i Etter hvert som belastningen øker, overskrider deformasjonene stålets flytegrense, og stålrøret går inn. det elastoplastiske stadiet. Økningshastigheten i tøyningen til prøven var betydelig høyere enn bøyemomentet, og plastsonen begynte å utvikle seg til hele tverrsnittet.
M-um-kurvene for hver prøve er vist i figur 8. På fig.8 følger alle M-um-kurver samme trend som de tradisjonelle CFST-medlemmene22,27.I hvert tilfelle viser M-um-kurvene en elastisk respons i startfasen, etterfulgt av en uelastisk oppførsel med avtagende stivhet, inntil det maksimalt tillatte bøyemomentet gradvis er nådd.På grunn av forskjellige testparametere er imidlertid M-um-kurvene litt forskjellige.Avbøyningsmomentet for skjær-til-spenn-forhold fra 3 til 5 er vist i fig.8a.Den tillatte bøyekapasiteten til prøve SB2 (skjærfaktor λ = 4) er 6,57 % lavere enn prøven SB1 (λ = 5), og evnen til bøyemoment for prøve SB3 (λ = 3) er større enn prøven SB2 (A = 4) 3,76%.Generelt sett, når skjær-til-spenn-forholdet øker, er trenden for endringen i det tillatte momentet ikke åpenbar.M-um-kurven ser ikke ut til å være relatert til skjær-til-spenn-forholdet.Dette er i samsvar med det Lu og Kennedy25 observerte for CFST-bjelker med skjær-til-spenn-forhold fra 1,03 til 5,05.En mulig årsak til CFST-medlemmer er at ved forskjellige spennskjærforhold er kraftoverføringsmekanismen mellom betongkjerne og stålrør nesten den samme, noe som ikke er like åpenbart som for armerte betongelementer25.
Fra fig.8b viser at bæreevnen til prøvene SB4 (r = 10%) og SB1 (r = 20%) er litt høyere eller lavere enn for den tradisjonelle prøven CFST SB5 (r = 0), og økt med 3,15 prosent og redusert med 1,57 prosent.Imidlertid er den innledende bøyestivheten (Kie) til prøvene SB4 og SB1 betydelig høyere enn for prøven SB5, som er henholdsvis 19,03 % og 18,11 %.Bøyestivheten (Kse) til prøvene SB4 og SB1 i driftsfasen er henholdsvis 8,16 % og 7,53 % høyere enn prøven SB5.De viser at hastigheten på gummisubstitusjon har liten effekt på bøyeevnen, men har stor effekt på bøyestivheten til RuCFST-prøvene.Dette kan skyldes det faktum at plastisiteten til gummibetong i RuCFST-prøver er høyere enn plastisiteten til naturlig betong i konvensjonelle CFST-prøver.Generelt begynner oppsprekking og oppsprekking i naturlig betong å forplante seg tidligere enn i gummiert betong29.Fra den typiske sviktmodusen til grunnbetongen (fig. 4) er sprekkene i prøve SB5 (naturbetong) større og tettere enn sprekkene til prøve SB1 (gummibetong).Dette kan bidra til den høyere tilbakeholdenhet som stålrørene gir for prøven av SB1 armert betong sammenlignet med prøven av naturbetong SB5.Durate16-studien kom også til lignende konklusjoner.
Fra fig.8c viser at RuCFST-elementet har bedre bøyeevne og duktilitet enn det hule stålrørelementet.Bøyestyrken til prøve SB1 fra RuCFST (r=20 %) er 68,90 % høyere enn prøven SB6 fra tomt stålrør, og den innledende bøyestivheten (Kie) og bøyestivheten på driftsstadiet (Kse) til prøven SB1 er henholdsvis 40,52 %., som er høyere enn prøve SB6, var 16,88 % høyere.Den kombinerte virkningen av stålrøret og den gummierte betongkjernen øker bøyeevnen og stivheten til komposittelementet.RuCFST-elementer viser god duktilitetsprøver når de utsettes for rene bøyebelastninger.
De resulterende bøyemomentene ble sammenlignet med bøyemomenter spesifisert i gjeldende designstandarder som japanske regler AIJ (2008) 30, britiske regler BS5400 (2005) 31, europeiske regler EC4 (2005) 32 og kinesiske regler GB50936 (2014) 33. bøyemoment (Muc) til det eksperimentelle bøyemomentet (Mue) er gitt i tabell 4 og presentert i fig.9. De beregnede verdiene for AIJ (2008), BS5400 (2005) og GB50936 (2014) er henholdsvis 19 %, 13,2 % og 19,4 % lavere enn de gjennomsnittlige eksperimentelle verdiene.Bøyemomentet beregnet av EC4 (2005) er 7 % under gjennomsnittlig testverdi, som er nærmest.
De mekaniske egenskapene til RuCFST-elementer under ren bøying blir eksperimentelt undersøkt.Basert på forskningen kan følgende konklusjoner trekkes.
De testede medlemmene av RuCFST viste atferd som ligner på tradisjonelle CFST-mønstre.Med unntak av de tomme stålrørprøvene har RuCFST- og CFST-prøvene god duktilitet på grunn av fylling av gummibetong og betong.
Skjær-til-spennforholdet varierte fra 3 til 5 med liten effekt på testet moment og bøyestivhet.Hastigheten av gummierstatning har praktisk talt ingen effekt på prøvens motstand mot bøyemoment, men den har en viss effekt på bøyningsstivheten til prøven.Den innledende bøyestivheten til prøven SB1 med et gummierstatningsforhold på 10 % er 19,03 % høyere enn for den tradisjonelle prøven CFST SB5.Eurocode EC4 (2005) tillater en nøyaktig evaluering av den ultimate bøyekapasiteten til RuCFST-elementer.Tilsetningen av gummi til grunnbetongen forbedrer betongens sprøhet, og gir de konfucianske elementene god seighet.
Dean, FH, Chen, Yu.F., Yu, Yu.J., Wang, LP og Yu, ZV Kombinert virkning av stålrørsøyler med rektangulær seksjon fylt med betong i tverrgående skjæring.struktur.Betong 22, 726–740.https://doi.org/10.1002/suco.202000283 (2021).
Khan, LH, Ren, QX og Li, W. Testing av betongfylt stålrør (CFST) med skråstilte, koniske og korte STS-søyler.J. Konstruksjon.Ståltank 66, 1186–1195.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2010.03.014 (2010).
Meng, EC, Yu, YL, Zhang, XG & Su, YS Seismisk testing og ytelsesindeksstudier av resirkulerte hule blokkvegger fylt med resirkulert tilslagsstålrør.struktur.Concrete 22, 1327–1342 https://doi.org/10.1002/suco.202000254 (2021).
Duarte, APK et al.Forsøk og design av korte stålrør fylt med gummibetong.prosjekt.struktur.112, 274-286.https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2016.01.018 (2016).
Jah, S., Goyal, MK, Gupta, B., & Gupta, AK Ny risikoanalyse av COVID 19 i India, tatt i betraktning klima og sosioøkonomiske faktorer.teknologier.prognose.samfunn.åpen.167, 120679 (2021).
Kumar, N., Punia, V., Gupta, B. & Goyal, MK Nytt risikovurderingssystem og motstandsdyktighet mot klimaendringer av kritisk infrastruktur.teknologier.prognose.samfunn.åpen.165, 120532 (2021).
Liang, Q og Fragomeni, S. Ikke-lineær analyse av korte runde søyler av betongfylte stålrør under aksial belastning.J. Konstruksjon.Ståloppløsning 65, 2186–2196.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2009.06.015 (2009).
Ellobedi, E., Young, B. og Lam, D. Oppførsel av konvensjonelle og høyfaste betongfylte runde stubsøyler laget av tette stålrør.J. Konstruksjon.Ståltank 62, 706–715.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2005.11.002 (2006).
Huang, Y. et al.Eksperimentell undersøkelse av de eksentriske kompresjonsegenskapene til høyfaste kaldformede rektangulære rørsøyler av armert betong.J. Huaqiao University (2019).
Yang, YF og Khan, LH. Oppførsel av korte betongfylte stålrør (CFST)-søyler under eksentrisk lokal kompresjon.Tynnveggkonstruksjon.49, 379-395.https://doi.org/10.1016/j.tws.2010.09.024 (2011).
Chen, JB, Chan, TM, Su, RKL og Castro, JM Eksperimentell evaluering av de sykliske egenskapene til en stålrørformet bjelke-søyle fylt med betong med et åttekantet tverrsnitt.prosjekt.struktur.180, 544–560.https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2018.10.078 (2019).
Gunawardena, YKR, Aslani, F., Ui, B., Kang, WH og Hicks, S. En gjennomgang av styrkekarakteristikkene til betongfylte sirkulære stålrør under monoton ren bøyning.J. Konstruksjon.Ståltank 158, 460–474.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2019.04.010 (2019).
Zanuy, C. Strengspenningsmodell og bøyestivhet av rund CFST ved bøying.innvendig J. Stålkonstruksjon.19, 147-156.https://doi.org/10.1007/s13296-018-0096-9 (2019).
Liu, Yu.H. og Li, L. Mekaniske egenskaper til korte søyler av gummibetong firkantede stålrør under aksial belastning.J. Nordøst.Universitetet (2011).
Duarte, APK et al.Eksperimentelle studier av gummibetong med korte stålrør under syklisk belastning [J] Sammensetning.struktur.136, 394-404.https://doi.org/10.1016/j.compstruct.2015.10.015 (2016).
Liang, J., Chen, H., Huaying, WW og Chongfeng, HE Eksperimentell studie av egenskapene til aksial kompresjon av runde stålrør fylt med gummibetong.Betong (2016).
Gao, K. og Zhou, J. Aksial kompresjonstest av firkantede tynnveggede stålrørsøyler.Journal of Technology ved Hubei University.(2017).
Gu L, Jiang T, Liang J, Zhang G og Wang E. Eksperimentell studie av korte rektangulære armert betongsøyler etter eksponering for høy temperatur.Betong 362, 42–45 (2019).
Jiang, T., Liang, J., Zhang, G. og Wang, E. Eksperimentell studie av runde gummibetongfylte stålrørsøyler under aksial kompresjon etter eksponering for høy temperatur.Betong (2019).
Patel VI Beregning av enaksialt belastede korte stålrørsbjelkesøyler med en rund ende fylt med betong.prosjekt.struktur.205, 110098. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2019.110098 (2020).
Lu, H., Han, LH og Zhao, SL Analyse av bøyeadferden til runde tynnveggede stålrør fylt med betong.Tynnveggkonstruksjon.47, 346–358.https://doi.org/10.1016/j.tws.2008.07.004 (2009).
Abende R., Ahmad HS og Hunaiti Yu.M.Eksperimentell studie av egenskapene til stålrør fylt med betong som inneholder gummipulver.J. Konstruksjon.Ståltank 122, 251–260.https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2016.03.022 (2016).
GB/T 228. Normal temperatur strekktestmetode for metalliske materialer (China Architecture and Building Press, 2010).
Innleggstid: Jan-05-2023