Comportamiento sísmico de una nueva junta de pórtico de hormigón prefabricado con un - El lago de los cisnes Co., Ltd de Shijiazhuang

Scientific Reports volumen 13, Número de artículo: 5334 (2023) Citar este artículo

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Detalles de métricas

En esta investigación se diseña una nueva conexión viga-columna de marco de hormigón prefabricado. La conexión adopta el modo de ensamblaje de la columna prefabricada y el área de la costura conjuntamente para mantener la integridad del área de la junta y aumentar la eficiencia del ensamblaje. Basado en la conexión de manguito de lechada convencional, se construye un dispositivo de resorte de disco en el extremo de la viga para mejorar la ductilidad de la junta. Se probaron diez muestras de conexión bajo cargas cíclicas bajas, incluidas dos conexiones monolíticas, cuatro conexiones prefabricadas ordinarias y cuatro conexiones prefabricadas nuevas. Los parámetros de prueba incluyeron el tipo de junta y la relación de presión axial, y la diferencia en el desempeño sísmico se determinó evaluando el modo de falla, las características de histéresis, la degradación de la rigidez, la disipación de energía y la deformación por corte del área de la junta. En comparación con las conexiones monolíticas, las conexiones prefabricadas convencionales muestran características de histéresis similares. Aunque su ductilidad es ligeramente menor, su capacidad portante es mayor. En comparación con las dos conexiones anteriores, la nueva conexión con el dispositivo de resorte de disco incorporado tiene un rendimiento sísmico superior. La relación de presión axial es un aspecto importante para determinar el modo de falla de la conexión prefabricada, y la muestra muestra menos daño por corte a una relación de presión axial mayor.

Las estructuras de marco de hormigón prefabricado (PC) tienen las ventajas de mejorar la calidad de la construcción, mejorar la eficiencia de la construcción, conservar la mano de obra, ahorrar energía y reducir las emisiones; en consecuencia, el tema estratégico de la industrialización de nuevos edificios basados en estructuras de marcos de PC ha recibido una atención creciente en las últimas décadas1,2,3,4. Sin embargo, el desempeño sísmico deficiente de las estructuras de marcos de PC durante los terremotos ha sido la razón que limita el uso generalizado de las estructuras de marcos de PC en áreas de alta intensidad5. Es bien sabido que el desempeño sísmico de las estructuras de marcos de PC está altamente correlacionado con la confiabilidad de la conexión viga-columna de PC. En muchos estudios experimentales, se ha encontrado que el fenómeno de los colapsos de los edificios de PC causados por fallas en las conexiones viga-columna de PC es el más común6,7. En consecuencia, la evaluación del comportamiento sísmico de las conexiones viga-columna de pórtico de PC es un requisito previo para la implementación generalizada de estructuras de pórtico de hormigón prefabricadas en ubicaciones de alta intensidad.

La ductilidad y el consumo de energía han sido ampliamente investigados como dos aspectos cruciales que influyen en el desempeño sísmico de las conexiones de marcos de PC. El modo de ensamblaje de los componentes prefabricados tiene un efecto directo en el consumo de energía de la estructura del marco de la PC, y varios investigadores han mejorado la eficiencia energética de la conexión de la PC al inventar varios modos de ensamblaje. Actualmente, el modo de ensamblaje más frecuente es prefabricar vigas y columnas por separado, que luego se llevan al sitio para ensamblar y se vierte con concreto en el área de unión8,9. Las diferentes formas de montaje presentan problemas distintos. Después de verter hormigón en la columna10,11, el área de vertido de la columna es demasiado grande, lo que da como resultado una construcción ineficiente, y la aparición de puntos débiles en la columna es perjudicial para su consumo de energía. Verter hormigón al final de la viga12 puede asegurar la integridad de la columna y cumplir con el principio de diseño de una "columna fuerte y una viga débil" en el diseño sísmico; sin embargo, las nervaduras longitudinales de la viga no pueden ser continuas en las costuras y es difícil asegurar una transmisión eficaz de esfuerzos durante los terremotos. Juntos, los componentes prefabricados y las costuras aseguran la integridad de la región del nodo y hacen que el área de unión tenga un mejor desempeño en el consumo de energía5,13. La forma confiable de la conexión de refuerzo dentro del elemento prefabricado es otro factor clave que afecta la capacidad de consumo de energía de la conexión del marco de la PC, y la conexión de traslape común requiere una longitud de traslapo larga y poca fuerza de unión14,15. Los estudios que mejoran las conexiones traslapadas han demostrado que si bien pueden mejorar su desempeño sísmico, el complejo proceso de fabricación y construcción dificulta su promoción en componentes prefabricados16,17. Las conexiones de manguito se utilizan ampliamente por su operación simple, juntas confiables y excelentes capacidades de transferencia de tensión; sin embargo, la ductilidad de los componentes de PC es débil debido a sus características inherentes5,18.

La instalación de dispositivos de consumo de energía en el área de la junta o la instalación de amortiguadores de consumo de energía fuera o dentro de la junta pueden aumentar la ductilidad y el consumo de energía de la conexión prefabricada, según estudios relacionados. Ertas et al.11 diseñaron una conexión de estructura de PC dúctil y compararon la disipación de energía de conexiones empernadas, compuestas soldadas y fundidas en el lugar, y concluyeron que la conexión empernada mejorada puede ser adecuada para su uso en regiones sísmicamente activas. Morgen y Kurama19 utilizan un diseño de conexión asistido por amortiguador tribal para mejorar el consumo de energía, y los resultados analíticos indican que el diseño de los niveles de disipación de energía del marco prefabricado de amortiguación tribal. Vidjeapriya y Jaya20 montaron nervaduras triangulares de refuerzo como piezas consumidoras de energía en la unión de vigas y columnas de especímenes prefabricados, que demostraron un desempeño satisfactorio en términos de consumo de energía y ductilidad en comparación con los especímenes monolíticos. Huang et al.21,22 propusieron una nueva conexión viga-columna de hormigón prefabricado autocentrada con un amortiguador de fricción variable (VFD), y los resultados experimentales mostraron que este método de conexión puede lograr niveles de consumo de energía significativos y confiables mientras se mantiene la auto-columna. capacidad de centrado. Luci et al.23 idearon un conector de consumo de energía reemplazable (REDC) que proporciona un rendimiento de histéresis estable y un alto rendimiento de fatiga de ciclo bajo en condiciones de carga inversa cíclica. En la mayoría de los estudios sobre piezas adicionales que consumen energía, se encontró que la construcción conjunta de las piezas que consumen energía era inconveniente o difícil de reemplazar y reparar. Además, la conexión que fija el amortiguador exterior tiene una mayor capacidad de consumo energético. Sin embargo, la ocupación del espacio afecta el uso, y el costo es mayor; Los amortiguadores internos relativamente simples, prácticos y confiables se han desarrollado completamente en el estudio de las conexiones del marco de la PC.

Los resortes de disco fabricados con una aleación de alta resistencia tienen una producción simple, buena rigidez, capacidad de alta presión y excelentes propiedades mecánicas. Diferentes combinaciones de superposiciones y accesorios cruzados pueden lograr diferentes capacidades de rigidez y deformación, y debido a que pueden proporcionar un cierto grado de amortiguamiento y disipación de la energía sísmica a través de la fricción del cono y el borde, se están implementando gradualmente en el campo de las industrias de la construcción y la ingeniería. . En los últimos años se han desarrollado unos nuevos soportes consumidores de energía con muelles de disco prepresurizados. Los resultados de la prueba de ciclo demuestran que los nuevos soportes que consumen energía tienen capacidades confiables de disipación de energía y casi no se dañan después de la prueba, lo que permite su reutilización. La estructura del edificio que consume energía soportada por el resorte de disco de ensamblaje tiene una reducción significativa en los picos de desplazamiento y deformaciones residuales24,25,26,27. Actualmente, DSD se usa en la esquina de los muros de corte debido a su rendimiento de recuperación estable, que permite que los muros de corte se centren solos. Xiao et al.28,29 crearon un muro de corte (SC-SW) utilizando un dispositivo de resorte de disco, y los resultados experimentales mostraron que la capacidad de carga del SC-SW era menor que la de los muros de corte convencionales, mientras que los muros de corte que incorporan DSD tenían una capacidad de deformación superior y consumo de energía. Xu et al.30 mejoraron el dispositivo de resorte de disco de esquina de pared, y la simulación numérica y los resultados de las pruebas mostraron que la capacidad de carga de esta pared de CR era mayor y se mejoró la capacidad de consumo de energía. En base a esto, Xu et al.31 diseñaron un acoplamiento de presión de tracción DSD que mejoró la capacidad de carga SC-SW y la rigidez inicial. Sin embargo, no se ha documentado el uso de DSD en conexiones de marco de PC; sin embargo, la capacidad de deformación superior y la capacidad de consumo de energía del resorte de disco inevitablemente proporcionarán una nueva idea para el diseño de conexiones de marcos de PC.

En resumen, en este documento se propone un nuevo sistema de estructura de marco de PC y se desarrollan conexiones de marco de PC convencionales, así como una nueva forma de conexiones de marco de PC con un dispositivo de resorte de disco incorporado (consulte la Fig. 1). La conexión adopta el modo de ensamblaje prefabricado de la columna y la unión, lo que garantiza la integridad del área de unión y se ajusta al principio de diseño de la idea de diseño de "columna fuerte y viga débil". La estructura de marco de hormigón prefabricado basada en conexiones de camisa de lechada tiene un excelente comportamiento sísmico. Las nervaduras longitudinales en la viga prefabricada están conectadas mediante manguitos de lechada y el dispositivo de resorte de disco está integrado en el extremo de la viga. La prueba de desempeño sísmico evalúa la resistencia, la rigidez, la ductilidad, las características de consumo de energía y la capacidad de deformación por corte del área de unión. Se examinan los efectos del tipo de junta, el esquema de ensamblaje, la relación de presión axial y otros parámetros sobre el desempeño sísmico de las conexiones de marcos de PC.

Diagrama esquemático de la unión del nuevo marco de PC.

Para investigar la resistencia sísmica de la nueva unión de hormigón prefabricado propuesta en este ensayo, dos especímenes monolíticos (ERC2 e IRC2), cuatro especímenes prefabricados regulares (EPC2, EPC4, EPCD2, EPCD4) y cuatro especímenes prefabricados nuevos (IPC2, IPC4, IPCD2 , e IPCCD4) fueron fabricados. Los detalles de los diez especímenes se resumen en la Tabla 1. Las conexiones exteriores e interiores seleccionan el modelo de contracción de 1/2 de la conexión viga-columna en la estructura de marco de hormigón armado de 6 capas, la intensidad de fortificación sísmica de la estructura prototipo es de 8 grados, la La aceleración máxima del suelo PGA es de 0,2 g, la altura de la capa estándar de la estructura del marco es de 3,9 m, la altura de la capa inferior es de 4,2 m, el tramo longitudinal es de 4,8 m, el tramo transversal es de 4,2 m, el tamaño de la sección de la columna es de 500 mm × 500 mm , el tamaño de la sección de la viga es de 300 mm × 550 mm, el tamaño de la sección de la columna es de 5,5 kN/m2 y la carga viva es de 2,0 kN/m2. Para evitar la falla por cortante en la región central de la conexión, así como la falla por flexión de las rótulas plásticas en la columna, la conexión debe tener suficiente resistencia para evitar la falla por cortante en la región central de la conexión antes de la falla de la viga y la columna. se produce el miembro. Todas las conexiones viga-columna se diseñan de acuerdo con los principios de los conceptos de "columna fuerte, viga débil", "cortante fuerte, flexión débil" y "unión fuerte, componente débil" del "Código para el diseño sísmico de edificios" ( GB50011-2010)32, con un coeficiente de aumento de fuerza cortante de 1,5 y una relación de momento de flexión de 1,7. La tasa de refuerzo de la conexión es idéntica a la del prototipo, que satisface la tasa de refuerzo mínima. Se prevé que el rendimiento de los nuevos componentes prefabricados propuestos sea superior al de las muestras monolíticas si se utiliza el enfoque de diseño antes mencionado. La figura 2 ilustra los detalles de forma, tamaño y refuerzo de las muestras de ensayo.

Configuraciones y detalles de refuerzo de las muestras de ensayo (unidad: mm) (a) ERC2; (b) IRC2; (c) EPC2 y EPC4; (d) IPC2 e IPC4; (e) EPCD2 y EPCD4; f) IPCD2 e IPCD4.

Las muestras monolíticas y los componentes prefabricados se fabrican en la fábrica y luego se transportan al laboratorio una vez que la resistencia de los componentes de hormigón armado cumple con los requisitos. Además, los componentes prefabricados se ensamblan en el laboratorio. En la Fig. 3 se muestra un dibujo detallado del proceso de montaje. Los siguientes son los aspectos técnicos del procedimiento de montaje.

Proceso de montaje del espécimen.

Después de 28 días de mantenimiento, los componentes prefabricados se ensamblan y la superficie del hormigón prefabricado se vuelve rugosa para fortalecer la fuerza de unión de las superficies de hormigón nuevas y viejas y garantizar la integridad de las muestras prefabricadas. La columna prefabricada se coloca horizontalmente. (1) El disco de resorte se une a la barra longitudinal en el extremo de la viga de la columna prefabricada, reservando agujeros para tornillos en los extremos superior e inferior de las férulas de acero izquierda y derecha para su fijación para fijar el disco de resorte. Para evitar el aplastamiento prematuro del concreto alrededor del dispositivo de resorte de disco, se envolvió una película de plástico alrededor del dispositivo de resorte de disco (Fig. 3a,b). (2) Se inserta un manguito de lechada completo en la nervadura longitudinal del extremo de la viga de la columna prefabricada, se mueve la viga prefabricada, se inserta la nervadura longitudinal reservada en el manguito de lechada, se ajusta la posición de la viga prefabricada, el poste de 400 mm -Se reserva la cinta de vertido y se utiliza un nivel láser para verificar la posición de la viga y la columna prefabricadas (Fig. 3b). Con respecto a las conexiones regulares prefabricadas, se omite el Paso (a). El manguito de lechada se lecha con lechada de alto rendimiento del puerto de lechada, y cuando la lechada sale a borbotones del puerto de escape, se considera que está completa. La correa de vertido se lleva a cabo después de que el material de lechada alcanza una cierta resistencia, y el mantenimiento continúa después de que se completa el vertido (Fig. 3c).

El hormigón premezclado C40 se utiliza para las muestras monolíticas y los componentes prefabricados, y el hormigón de áridos finos C50 se utiliza para el área de post-vertido. Según las "Normas para los métodos de prueba de las propiedades mecánicas del hormigón ordinario" (GB/T 50081-2016)33, se vierten seis piezas de 150 mm × 150 mm × 150 mm junto con los componentes prefabricados y después de verter las piezas de conexión. Después de 28 días de curado en las mismas condiciones que el espécimen de prueba, el probador de presión electrohidráulica mide la resistencia a la compresión del cubo y otros parámetros (consulte la Tabla 2). Los materiales de lechada de alto rendimiento utilizados en la camisa de lechada GTJQ se enumeran en la Tabla 3. Con respecto a las barras longitudinales de todas las conexiones, se utilizan barras de acero HRB400 con un diámetro de 16 mm y un límite elástico especificado de 400 MPa. Para los estribos de las barras longitudinales se utilizan barras de acero HPB300 con un diámetro de 8 mm. Las muestras de cada tipo de barra de acero se someten a ensayos de tracción de acuerdo con "Materiales metálicos-ensayos de tracción" (GB/T 228.1-2010)34. La Tabla 4 es un resumen de las propiedades mecánicas del refuerzo. El resorte de disco utilizado en las nuevas conexiones es un resorte de disco de serie normal, con las especificaciones de D35,5 × 18,3 × 2 × 2,8 × 0,8. Los parámetros relevantes y las propiedades mecánicas de un solo resorte de disco se obtienen de "Disc spring" (GB/T 1972-2005)35, como se muestra en la Fig. 4 y la Tabla 5. La Figura 5 muestra un diagrama estructural del dispositivo de resorte de disco instalado dentro de la nueva conexión para esta prueba.

Disco de resorte y su parámetro geométrico.

Configuración del dispositivo de resorte de disco.

La tasa de expansión vertical es un índice controlado de GB/T 50448-2015 "Código técnico para la aplicación de lechada de cemento"36, que es un criterio chino con respecto a la lechada.

Esta prueba se llevó a cabo en el Laboratorio de la Universidad de Xinjiang. La prueba de carga recíproca de ciclo bajo se utilizó para evaluar el desempeño sísmico de los especímenes. El equipo de prueba y las condiciones de contorno se representan en la Fig. 6. La geometría del espécimen utilizado se determina de acuerdo con el tramo de la viga y la columna en la estructura prototipo, el recorrido del actuador y la distancia entre los anclajes de tierra del laboratorio. Además, se determina la geometría de la probeta. Con el fin de simular las condiciones de contorno, el soporte vertical del extremo libre de la viga es una varilla de doble articulación, que permite que el extremo de la viga se mueva horizontalmente y gire libremente sin torsión. Se fija una articulación unidireccional al suelo sólido en la parte inferior de la columna para lograr momentos de flexión cero, que se puede considerar el punto de flexión inversa de la columna. Los extremos de las columnas están sujetos a cargas laterales y axiales cíclicas. Cada prueba utiliza dos sensores de desplazamiento variable lineal (LVDT), como se muestra en la Fig. 7. Se colocan cinco LVDT a diferentes alturas en el miembro para evaluar su respuesta de carga‒desplazamiento L1–L5; Se colocan cuatro LVDT numerados S1–S4 en la región central de la muestra para medir la deformación por corte. La figura 8 muestra la forma de desplazamiento lateral del miembro bajo la carga final de la columna superior, que se asemeja al estado real de deformación del hormigón armado bajo carga sísmica. El sistema de carga axial, que puede moverse horizontalmente con la parte superior de la columna, puede lograr el efecto de segundo orden (N-delta) en la región central de la unión y la deformación general. La relación de compresión axial de diseño de esta prueba μ es 0.2 y 0.4, con la relación de compresión axial μ definida como μ = N/(A·fc), donde N es la carga vertical ejercida en la parte superior de la columna, A es la carga transversal -área de la sección de la columna, y fc es la resistencia a la compresión axial del hormigón. Antes de la carga formal, los gatos con una capacidad portante de 3000 kN deben aplicar cargas axiales iguales al 20% y 40% de la capacidad portante axial última en la parte superior de la columna. Se utiliza un actuador horizontal MTS con una capacidad portante de 1000 kN y una carrera máxima de 600 mm para aplicar una carga cíclica en la parte superior de la columna. Cuando la carga de la pieza de prueba se reduce a aproximadamente el 85% de su carga máxima, la prueba se detiene. El sistema de carga cíclica se muestra en la Fig. 9.

Configuración de prueba.

Esquema de la configuración de la prueba.

Forma flexionada de la unión viga-columna en esquina.

Procedimiento de carga cíclica.

Bajo una carga recíproca de ciclo bajo, las formaciones de grietas en las juntas exteriores e interiores difieren. Con respecto a las juntas exteriores, las grietas se concentran principalmente en el área de la rótula plástica en el extremo de la viga, y esencialmente no hay grietas en la región central de la junta; sin embargo, tanto el área de la articulación plástica como la región del núcleo en el extremo de la viga de las juntas interiores están dañadas en grados variables. Las figuras 10 y 11 muestran el modo de falla final de diez especímenes. El análisis detallado es el siguiente.

Junta monolítica Los especímenes ERC2 e IRC2 tienen una distribución de grietas y un modo de falla idénticos. Cerca de la etapa inicial de la carga, se producen grietas por flexión vertical al final del extremo de la viga. Con un desplazamiento de carga creciente, se puede observar que las grietas distribuidas uniformemente en el extremo de la viga aumentan gradualmente y se extienden, y las grietas pasantes en el extremo de la viga son las grietas más significativas. Debido al movimiento de la barra de acero deslizándose en el área de la bisagra de plástico, aparecen grietas longitudinales y oblicuas en el extremo exterior de la junta de la viga ERC2. Finalmente, con el desarrollo de grietas, se produce un grave descascaramiento del hormigón en la región de la rótula plástica. Cuando la relación de deriva de la junta interior IRC2 alcanza el 1,5 %, surgen microfisuras en la región central de la junta y luego continúan creciendo. Sin embargo, la falla final del espécimen no es causada por un número significativo de microfisuras en la región del núcleo, sino por el desarrollo continuo de fisuras cerca del extremo de la viga. Los modos de falla de ERC2 e IRC2 se muestran en las Figs. 10a y 11a, respectivamente.

Junta exterior Cuando la relación de deriva es 0.4%, los especímenes ERC2 y EPC2 exhiben grietas por flexión; luego, la fisura por flexión se expande alejándose del extremo de la viga y produce una zona de bisagra plástica. El proceso completo de los daños de EPC2 y EPCD2 se representa en las figuras complementarias. A1 y A2, respectivamente. Debido a la mayor resistencia del área posterior al colado de los miembros prefabricados, las grietas en la región de bisagra plástica del extremo de la viga EPC2 del espécimen están más concentradas y el daño es más severo. El proceso de desarrollo de grietas y las características de falla del nuevo espécimen EPCD2 son diferentes a los de los dos primeros. Durante el proceso de carga, la depresión geométrica del área posterior al vertido y la protuberancia geométrica al final de la viga prefabricada se engranan entre sí, lo que da como resultado concentraciones de tensión. Esto hace que aparezcan grietas en la superficie de la junta del concreto nuevo y viejo demasiado pronto y luego se expandan en grietas de corte oblicuas a través del área posterior al vertido. Es evidente que la mayor parte del daño inelástico de la muestra EPCD2 se concentra en el dispositivo de resorte de disco para que pueda inspeccionarse o reforzarse rápidamente después del terremoto real. En la última etapa de carga, a excepción de dos grietas principales oblicuas, no se producen más grietas durante la etapa final de carga. Como se muestra en la figura complementaria A2, el experimento se detuvo cuando la relación de desplazamiento lateral alcanzó el 4%. Se removió el concreto inferior de la viga y se observaron el sistema de resorte de disco interno y el manguito de lechada. Se descubrió que el dispositivo de resorte de disco y el manguito de lechada estaban en buenas condiciones y que el refuerzo en el manguito de lechada no se deslizaba. Se dobló una sección de refuerzo entre el dispositivo de resorte de disco y el manguito de lechada. Se puede ver que la posición de fluencia del refuerzo ocurrió originalmente aquí; sin embargo, esta parte del refuerzo no tenía estrechamientos visibles. El proceso de fallo de las muestras EPC4 y EPCD4 es comparable al de las muestras EPC22 y EPCD2. Sin embargo, el aumento de la relación de compresión axial retrasa la aparición de grietas e inhibe su desarrollo. En general, el daño más significativo a las juntas laterales siempre se centra en la región de bisagra plástica en el extremo de la viga, particularmente en la interfaz viga-columna y la región del resorte de disco. Todos los especímenes fallan debido a la fluencia de las barras longitudinales y al aplastamiento del concreto al final de la viga, lo que indica un mecanismo de articulación óptimo (Fig. 10a-e).

Junta interior Las juntas interiores presentan diferentes modos de fallo. En los extremos de las vigas de los especímenes IRC2 e IPC, emergen grietas por flexión uniformemente distribuidas durante las primeras etapas de la tensión. Cuando la relación de deriva alcanza el 1%, se penetra la interfaz viga-columna. Después de que la relación de deriva alcanza el 1,5%, surgen fracturas oblicuas en la región del núcleo de la junta, y las grietas oblicuas que aumentan gradualmente crean grietas cruzadas. Las grietas por flexión vertical en el extremo de la viga del espécimen IPC2 están más concentradas y el número de grietas inclinadas en la región del núcleo es mayor. Curiosamente, el ancho de la grieta oblicua en la región central del IRC2 de la muestra no aumentó significativamente; sin embargo, el espacio entre la interfaz de la viga y la columna se abrió y cerró repetidamente bajo carga cíclica, y el ancho continuó aumentando, lo que resultó en la falla final del espécimen. Las figuras complementarias A3 y A4 muestran el proceso de daño de los especímenes IPC2 e IPCD2. Los modos de falla de los especímenes IPC2 e IPCD2 son similares, y el aumento en la resistencia del área posterior al vertido distingue sus modos de falla de los del espécimen monolítico IRC2. Durante el procedimiento de carga, las grietas continuaron propagándose hacia la región del núcleo. Después de que la relación de deriva alcanzó el 2,5 %, la fisura transversal en la región del núcleo se convirtió en la fisura principal y, finalmente, el espécimen falló bajo los efectos combinados de la deformación por cortante en la región del núcleo y la deformación por flexión en el extremo de la viga. La figura complementaria A4 revela que cuando la relación de desplazamiento alcanza el 5 %, todavía hay algunas grietas en el extremo de la viga del espécimen IPCD2, lo que indica que el dispositivo de resorte de disco ha desempeñado un papel durante todo el procedimiento de prueba; en comparación con el espécimen IPC2, el daño de la nueva junta IPCD2 está más concentrado y la deformación por corte del área del núcleo es más pronunciada. Los especímenes IPC4 e IPCD4 con mayores cargas axiales exhibieron el mismo modo de falla por flexión que el espécimen monolítico IRC2, siendo el refuerzo longitudinal en el extremo de la viga el primero en ceder. Los modos de falla del mismo espécimen bajo diferentes relaciones de compresión axial indican que el aumento de la carga axial puede aumentar la capacidad de corte del área del núcleo. Las Figuras 11c,e también confirman que el aumento de la tensión axial frena el desarrollo de grietas inclinadas en la región de la junta. Como resultado de las complicadas condiciones de tensión del acoplamiento de compresión axial, cortante y momento de flexión en el área del núcleo de la unión viga-columna, el daño en el área de unión de la unión interior aparece en diversos grados (Fig. 11a–e) .

Distribuciones de grietas y patrones de falla para las juntas exteriores (a) ERC2; (b) EPC2; (c) EPC4; (d) EPCD2; (e) EPCD4.

Distribuciones de grietas y patrones de falla para las juntas interiores (a) IRC2; (b) IPC2; (c) IPC4; (d) IPCD2; (e) IPCD4.

Las Figuras 12 y 13 representan la curva de carga-desplazamiento y la curva envolvente de 10 especímenes de prueba. Para analizar cuantitativamente el desempeño sísmico del espécimen, se utiliza la curva envolvente para determinar el punto de fluencia, el punto máximo y el punto límite, así como la relación de desplazamiento lateral y la fuerza lateral correspondiente a cada punto característico. El punto de fluencia se define por el criterio de energía elástica-plástica equivalente propuesto por Park37. Como se muestra en la Fig. 14, cuando las áreas S1 y S2 son iguales, se puede establecer la ubicación del punto H. Se dibuja una línea vertical perpendicular al eje horizontal a través del punto H, y el punto en el que se cruza con la curva envolvente es el límite elástico; el punto en el que la carga cae al 85% de la carga máxima se define como el punto último. La Tabla 6 resume la relación de desplazamiento de fluencia Δy, la carga de fluencia Py, la carga máxima Pm, la relación de desplazamiento lateral relacionada Δm, la relación de desplazamiento lateral última Δu y el coeficiente de ductilidad de desplazamiento de la muestra μ. μ se calcula como la relación entre la relación de deriva última y la relación de deriva de fluencia, que refleja la capacidad de deformación plástica de la muestra.

Curvas histeréticas y envolventes para conexiones exteriores.

Curvas histeréticas y envolventes para conexiones interiores.

Método utilizado para definir el desplazamiento de fluencia.

Debido a que las simetrías positiva y negativa de la curva de carga-desplazamiento son deficientes, las direcciones positivas y negativas de cada curva de carga-desplazamiento se utilizan como punto de fluencia y punto máximo, respectivamente, con fines de referencia. En la etapa inicial de carga, la curva de carga-desplazamiento para los especímenes monolíticos ERC2 e IRC es elástica lineal, la deformación residual es pequeña y las grietas se desarrollan uniformemente. Con el desplazamiento de la carga, el área envolvente de la curva histerética aumenta gradualmente y la resistencia de la muestra disminuye lentamente después de alcanzar la carga máxima, lo que indica que la muestra monolítica tiene un buen rendimiento histerético. La carga de fluencia, la carga máxima y la relación de desplazamiento lateral correspondientes a la carga característica de las probetas EPC2 e IPC2 son comparables a las de la probeta monolítica, lo que demuestra que este modo de montaje es más fiable. Los nuevos especímenes EPCD2 e IPCD2 muestran características histeréticas más estables. Las cargas máximas de las dos probetas son de 45,70 kN y 80,1 kN, que aumentan un 32,46 % y un 13,75 %, respectivamente, en comparación con las probetas monolíticas de ERC2 e IRC2 (35,9 kN y 74,3 kN). Comparando los tres tipos de juntas, se encuentra que la relación de desplazamiento correspondiente al límite elástico de la nueva junta con un dispositivo de resorte de disco integrado es la mayor, lo que demuestra que la existencia del dispositivo de resorte de disco retrasa la aparición de la límite de elasticidad. La observación de la curva de carga-desplazamiento de cada espécimen revela que el desplazamiento lateral de la nueva junta se reduce más lentamente que otras juntas durante el proceso de descarga de la fuerza lateral en cada ciclo, y el desplazamiento residual es menor cuando la junta está completamente descargada. Antes de que la relación de desplazamiento llegue al 1 %, la curva de carga-desplazamiento de la nueva junta está más cerca de la curva de retorno, lo que indica que el dispositivo de resorte de disco puede participar en el trabajo en la etapa inicial de la prueba. Como resultado del deslizamiento de la barra longitudinal en el extremo de la viga, el proceso de descarga de la curva de carga-desplazamiento del espécimen construido es extremadamente empinado y luego extremadamente plano. Este fenómeno es más evidente en las Figs. 12b,c y 13b,c, lo que demuestra que hay más deslizamiento en las juntas prefabricadas convencionales, lo que también confirma indirectamente que el dispositivo de resorte de disco mejora el deslizamiento de refuerzo. En la Fig. A2, la condición del refuerzo interno se detecta directamente después de la prueba y también se determina que el deslizamiento del refuerzo es mínimo. Cuando la relación de compresión axial es 0,4, los mecanismos de falla de EPC4, EPCD4, IPC4 e IPCD4 son idénticos y las curvas de carga-desplazamiento tienen un alto grado de similitud. El aumento en la relación de compresión axial no cambia el modo de falla de la muestra de la junta exterior, pero cambia el modo de falla de la muestra de la junta interior de la falla por cortante en la región del núcleo a la falla por flexión, y la curva de carga-desplazamiento cambia de una forma de "S" (Fig. 13b, d). La forma anti-"S" original (Fig. 13b, d) se convierte en una forma de lanzadera más completa (Fig. 13c, e), lo que indica que el aumento en la relación de compresión axial no solo puede mejorar la capacidad de carga del espécimen sino también cambiar su modo de falla. Durante la prueba, debido a que la región central de IPC2 e IPCD2 se cortó y rompió, el efecto de pellizco fue más pronunciado. El aumento en la relación de compresión axial limita el desarrollo de grietas en la columna, lo que resulta en la falla por flexión del espécimen formado por la rótula plástica en los extremos de la viga, de modo que las curvas de carga-desplazamiento de los Espécimenes IPC4 e IPCD4 son más similares a aquellas de IRC2. En una etapa posterior de carga, todos los especímenes demostraron un aumento en el efecto de pellizco y más deformación residual.

A partir de las curvas envolventes de las Figs. 12f y 13f, y la Tabla 6, es más intuitivo observar las diferencias en la capacidad portante, la degradación de la resistencia y la ductilidad de cada espécimen, y se puede observar que diez especímenes tienen etapas de fluencia evidentes. Cuando la relación de compresión axial es 0,2, las curvas envolventes del espécimen monolítico y el espécimen prefabricado ordinario no son significativamente diferentes. La relación de desplazamiento lateral de fluencia y la relación de desplazamiento lateral máxima de las muestras ERC2, EPC2 y EPCD2 son similares, pero la carga de fluencia (42,2 kN) y la carga máxima (50,00 kN) de la nueva muestra EPCD2 con el dispositivo de resorte de disco incorporado son similares. aumentó un 48% y un 55%, respectivamente, en comparación con ERC2. La junta interior también tiene un efecto de elevación similar, que es inducido por el resorte de disco que aumenta la rigidez local del extremo de la viga. En comparación con la muestra monolítica ERC2 (IRC2), el coeficiente de ductilidad de la muestra prefabricada ordinaria EPC2 (IPC2) disminuye ligeramente, y el coeficiente de ductilidad de la nueva muestra prefabricada EPCD2 (IPCD2) aumenta ligeramente, lo que indica que el resorte de disco es beneficioso para mejorar la ductilidad de la muestra. El aumento de la carga axial puede mejorar la capacidad portante de la probeta. En comparación con la junta interior, se nota más el aumento de la junta exterior. Tomando como ejemplo las probetas EPC2 y EPC4, la carga máxima de la última aumenta un 61 % en comparación con la primera. El coeficiente de ductilidad de desplazamiento disminuye a medida que aumenta la carga axial porque, bajo una carga axial mayor, la muestra degenera rápidamente a menos del 85% después de alcanzar la carga máxima.

Bajo una relación de deriva lateral dada, la degradación de la resistencia puede ocurrir debido a la acumulación de daños durante múltiples ciclos de carga. La relación de degradación de la resistencia α se define como la relación entre la capacidad de carga en el ciclo i-ésimo (i = 2) y la capacidad de carga en el primer ciclo, como se muestra en la Fig. 15. La Figura 16a,b muestra la relación de degradación de la resistencia del juntas exteriores y juntas interiores, respectivamente. Los 10 especímenes estaban en el rango elástico al comienzo de la prueba de carga y la degradación de la resistencia no era evidente. La curva de degradación de la resistencia se reduce abruptamente cuando la relación de desplazamiento lateral es del 1,5 % y luego sube ligeramente entre el 1,5 y el 2,5 %. La posición de la brusca disminución de la curva corresponde a la posición en la que la probeta alcanza el pico de carga. Durante este proceso, el refuerzo cede y el daño del concreto se acumula. A partir de la curva de degradación de la resistencia de la muestra con una relación de compresión axial de 0,2, se puede ver que cuando la relación de desplazamiento lateral alcanza el 5 % desde el 3,5 %, el α de la muestra ERC2 disminuye en un 9,8 %, mientras que el α de las muestras EPC2 y EPCD2 disminuyó solo un 4,3% y un 5,4%, respectivamente. Los especímenes con una relación de compresión axial de 0,4 exhibieron un efecto de degradación de la resistencia más fuerte a medida que la relación de desplazamiento lateral aumentó de 3,5 a 4,5 %, y el α de IPC4 e IPCD4 disminuyó de 0,97 y 0,95 a 0,81 y 0,9, respectivamente. La comparación de las curvas de degradación de la resistencia de todos los especímenes revela que la relación de degradación de la resistencia de los especímenes EPCD2, EPCD4, IPCD2 e IPCD4 es comparativamente baja, y la curva de degradación es más gradual, lo que indica que el dispositivo de resorte de disco tiene un cierto efecto de mitigación en la degradación de la resistencia. . Bajo la acción de una mayor carga axial, este efecto de mitigación se vuelve más pronunciado, y las curvas de degradación de los especímenes IPC4 e IPCD4 ilustran claramente este fenómeno. El α de la junta exterior supera 0,9, mientras que el α de la junta interior supera 0,8. Todos los especímenes cumplen con el estándar de aceptación de que el coeficiente de degradación de la resistencia no debe ser inferior a 0,75 especificado en ACI 374.1-0538.

Definición de la relación de degradación de la resistencia.

Relación de degradación de la fuerza.

La degradación de la rigidez es otro parámetro importante que evalúa la respuesta sísmica de las estructuras ya que indica el daño acumulativo inducido por las cargas sísmicas. Si la rigidez de la junta disminuye significativamente durante un sismo, una pequeña carga provocará una gran deformación de la estructura y hará que se vuelva inestable; por lo tanto, la degradación de la rigidez es crucial al evaluar el desempeño sísmico de la estructura. La rigidez secante se utiliza para comparar la disminución de la rigidez de la muestra. La rigidez secante se define como la pendiente de la línea entre el punto de carga y el origen que corresponde a la relación máxima de desplazamiento lateral de cada ciclo39. La rigidez secante de cada pieza de prueba se muestra en la Fig. 17. Debido a la acumulación del daño del espécimen, se puede observar que la rigidez disminuye a medida que aumenta la relación de desplazamiento lateral. Los especímenes EPC2 e IPC2 exhiben una tendencia de degradación similar a los especímenes ERC2 e IRC2, lo que indica que los conectores prefabricados con camisas de lechada completas exhiben el mismo rendimiento de degradación de la rigidez que los conectores colados in situ. La rigidez inicial de la probeta sometida a una carga axial más fuerte es mucho mayor que la de las probetas EPC2 e IPC2, entre las cuales se incrementan las rigideces locales de las probetas EPCD4 e IPCD4. Por lo tanto, la rigidez inicial es la más alta. Sin embargo, con el aumento del desplazamiento, las fracturas del hormigón y las barras de acero ceden, lo que hace que la degradación de la rigidez de la probeta con una alta relación de compresión axial sea aún más pronunciada. Antes de que la relación de desplazamiento alcance el 1 %, la curva de degradación de la rigidez de la nueva junta prefabricada se vuelve más pronunciada y luego más plana. Esto se debe a que la sección de concreto en el dispositivo de resorte de disco al final de la nueva viga de unión es más pequeña, lo que da como resultado una menor tolerancia al daño. Gradualmente, el dispositivo de resorte de disco desempeña una función en el proceso de degradación del hormigón en curso. Incluso si el hormigón se agrieta significativamente, la rigidez de la nueva junta prefabricada aún no se pierde por completo. Mantiene cierta rigidez hasta el final de la prueba, aún conserva cierta rigidez y la ubicación del daño en el concreto es predecible. Con respecto al espécimen monolítico y al espécimen prefabricado regular, el daño permanente del concreto continúa aumentando con una relación de desplazamiento creciente, y la rigidez del espécimen se pierde casi por completo al final de la prueba. Después de que se produzca una relación de desplazamiento del 2,5%, la rigidez de las cuatro juntas prefabricadas nuevas siempre es mayor que la del espécimen monolítico y el espécimen prefabricado convencional debido a la excelente tolerancia al daño del dispositivo de resorte de disco. Los resultados anteriores demuestran que el resorte de disco no solo puede aumentar la rigidez inicial del elemento, sino que también reduce la degradación de la rigidez y tiene una gran influencia en la prevención del colapso de la estructura durante un terremoto.

Degradación de la rigidez.

Debido a la relación de compresión axial variable y la estructura interna de la muestra, el grado de degradación de la resistencia y la rigidez varía a lo largo de todo el procedimiento de prueba. La disminución de la resistencia y rigidez del espécimen monolítico se debe a la acumulación constante de daños en el hormigón y la deformación del refuerzo longitudinal; la existencia de un manguito de inyección completo en muestras prefabricadas ordinarias aumenta el área dañada del hormigón y aumenta la concentración del refuerzo longitudinal. Sin embargo, el manguito de inyección completo puede mejorar la resistencia local y la rigidez del extremo de la viga y, finalmente, su curva de degradación de la resistencia y la rigidez es similar a la del espécimen monolítico. El nuevo espécimen prefabricado se construye con un manguito de lechada completo y un dispositivo de resorte de disco, por lo que la degradación de la resistencia del espécimen es más evidente en la etapa inicial de la carga. En la etapa posterior, el dispositivo de resorte de disco con una buena capacidad de deformación desempeñó plenamente su papel, aliviando la tasa de degradación de la resistencia y la rigidez, y finalmente la curva de degradación de la resistencia y la rigidez de la nueva junta fue ligeramente superior.

La disipación de energía acumulada es una métrica crucial para determinar las capacidades de disipación de energía de una estructura. La disipación de energía de cada ciclo está representada por el área alrededor del bucle de histéresis cíclica, y la disipación de energía acumulada se define como la suma de la disipación de energía del ciclo continuo. La relación de amortiguamiento viscoso equivalente40, ζeq, se representa en la Fig. 18 y se obtiene usando la fórmula (1). SABCDA representa el área que rodea el bucle de histéresis para un desplazamiento dado, mientras que S (OBE+ODF) es la suma de las áreas de la derecha tri-ratio OBE y ODF. El tamaño está controlado no solo por el área del bucle de histéresis, sino también por la plenitud del bucle de histéresis, como se muestra en la Fig. 19. Cuanto más pequeña es el área encerrada por la curva de histéresis, más grave es el pellizco y menor. ζeq es; por lo tanto, puede utilizarse como un índice crucial adicional para evaluar la capacidad de consumo de energía de la estructura.

Definición de la relación de amortiguamiento viscoso equivalente.

Relación de amortiguamiento viscoso equivalente.

Antes de que la relación de desplazamiento lateral se acerque al 0,5 %, la capacidad de disipación de energía de la muestra es relativamente baja; sin embargo, aumenta considerablemente al entrar en la etapa elastoplástica. Las Figuras 19a y 20a muestran que ζeq y el consumo de energía acumulado de las muestras de juntas exteriores continúan aumentando. La comparación del consumo de energía acumulado de ERC2, EPC2 y EPCD2 cuando la relación de desplazamiento lateral es del 3,5 % revela que el consumo de energía acumulado de EPCD2 es el más alto, que es un 61 % y un 13 % superior al de las muestras ERC2 y EPC2, respectivamente. y hay un aumento similar en comparación con su contraparte. La Figura 19b muestra que los valores de ζeq de IPC2 e IPCD2 son aproximadamente iguales. Debido a los diferentes grados de deformación por cortante en el área del núcleo de ambos, el efecto de pinzamiento de la curva de histéresis es más severo en las últimas etapas de la prueba de carga. La Figura 20b muestra que la disipación de energía acumulada de los dos es relativamente baja, lo que se rige por el modo de falla. En la figura 19, la sección horizontal de la curva surge antes de que la relación de desplazamiento alcance el 1 % porque la muestra se encuentra en un estado elástico y la forma de la curva de carga-desplazamiento en cada ciclo tiene la misma forma. Las Figuras 19 y 20 también muestran que el consumo de energía acumulado de la muestra aumenta a medida que aumenta la carga axial. En cambio, es más evidente el aumento de la nueva unión con el dispositivo de resorte de disco. Cuando la relación de desplazamiento lateral es del 4,5 %, el consumo de energía acumulado del espécimen IPCD4 es un 60 % y un 53 % superior al de IPC2 e IPCD2, respectivamente. Del análisis de la pendiente de la curva de disipación de energía, se encuentra que la pendiente del nuevo espécimen con un resorte de disco incorporado es mayor, y si continúa la prueba, la disipación de energía acumulada será mayor, lo que indica que las características Las características de alta deformación y alta carga del resorte de disco mejoran significativamente la capacidad de disipación de energía acumulada de la muestra.

Curvas de disipación de energía acumulada.

La deformación por cortante en la vecindad de la región de la unión también es un indicador crucial del desempeño de la unión. Según las Figs. 21 y 22, en este trabajo se evalúa la deformación por cortante de la región de unión γ. Por lo tanto, la definición de γ se define de la siguiente manera:

donde δ1, \(\delta_{1}^{^{\prime}}\), δ2 y \(\delta_{2}^{^{\prime}}\) son las deformaciones relativas en las direcciones horizontal y vertical , respectivamente; y b y h son la distancia de calibre horizontal y la distancia de calibre vertical del área de la junta, respectivamente.

Método de evaluación de la deformación por cortante.

Deformación por cortante de la región central de la unión.

La Figura 22 muestra la deformación cortante promedio del área del nodo de cada espécimen bajo diferentes relaciones de desplazamiento lateral. La deformación última por cortante de la región de unión de la unión exterior es relativamente mínima, como se ve en la Fig. 22c. La última deformación por cortante del área de la junta del espécimen EPC2 es la más grande, alcanzando solo 0.018, porque la deformación de la junta exterior se concentra en el extremo de la viga y casi no hay fisuras en el área de la junta. Sin embargo, algunas conclusiones aún pueden tomar ciertas implicaciones de la curva. La deformación por corte última de las muestras EPCD2 y EPCD4 es menor que la de las muestras EPC2 y EPC4, y un aumento en la carga axial también puede disminuir la deformación por corte. Este fenómeno es más evidente en la Fig. 22b. Antes de la relación de desplazamiento lateral del 0,5%, la muestra no cede y exhibe una respuesta de corte pequeña similar que aumenta gradualmente. Antes de que la relación de desplazamiento lateral alcance el 3 %, debido a la mayor rigidez inicial de los extremos de las vigas de IPCD2 e IPCD4, la tasa creciente de deformación por cortante es más pronunciada y luego se vuelve progresivamente más suave bajo la influencia del resorte de disco. La deformación última por corte se reduce en un 17 % y un 21 % en comparación con IPC2 e IPC4, respectivamente. En la Fig. 22b, se observa que las deformaciones últimas por cortante de las probetas IRC2, IPC4 e IPCD4 están limitadas porque sus modos de falla últimas son las fallas por flexión y el daño en la región de unión es relativamente leve. Al comparar las curvas de deformación por corte de las muestras IPC2, IPCD2, IPC4 e IPCD4, se descubre que las curvas de las muestras prefabricadas ordinarias IPC2 e IPC4 se vuelven gradualmente más pronunciadas a medida que aumenta el desplazamiento de carga. Los incrementos de deformación por corte de las áreas conjuntas de IPCD2 e IPCD4 del nuevo espécimen disminuyen gradualmente. Además, la curva se vuelve más suave, lo que se atribuye a la excelente capacidad de deformación y al rendimiento de autorreposición del dispositivo de resorte de disco. El aumento de la carga axial evita el desarrollo de grietas en la zona de unión. Cuando la relación de desplazamiento lateral es del 4,5 %, la deformación por corte de las probetas IPC4 e IPCD4 es un 67 % y un 73 % menor que la de las probetas IPC2 e IPCD2, respectivamente, siendo la deformación por cortante última de la probeta IPCD4 de solo 0,056 rad. Es evidente que la aplicación de un dispositivo de resorte de disco y el aumento de la carga axial reducen significativamente la deformación por cortante en la región de la unión.

En este estudio se diseña un nuevo tipo de unión, en la que se incorpora un dispositivo de resorte de disco en el extremo de la viga. Se examina y evalúa el desempeño sísmico de diez juntas de escala 1/2. El objetivo principal de este artículo es explorar el desempeño sísmico de las juntas prefabricadas nuevas y explorar las características de distribución de grietas y los modos de falla de los especímenes bajo diferentes relaciones de compresión axial. Con base en el análisis de los fenómenos de prueba y la discusión de los resultados de la prueba, se pueden sacar las siguientes conclusiones.

En comparación con las juntas de hormigón prefabricado convencionales, la capacidad portante, la ductilidad de desplazamiento, el consumo de energía acumulada y la deformación por cortante de las nuevas juntas de hormigón prefabricado han mejorado, y su comportamiento sísmico es superior al de la muestra monolítica, lo que indica que el modo de montaje adoptado en este documento cumple con los requisitos de diseño de "fundición in situ equivalente".

El coeficiente de ductilidad por desplazamiento de los especímenes prefabricados ordinarios es ligeramente menor que el de los especímenes colados en sitio integrales, pero el coeficiente de ductilidad de las juntas prefabricadas nuevas es más alto que el de los especímenes colados en sitio integrales, lo que indica que la ductilidad de los especímenes prefabricados se mejora en gran medida por el dispositivo de resorte de disco en el extremo de la viga.

El coeficiente de amortiguamiento viscoso equivalente del espécimen prefabricado es casi el mismo que el del espécimen completo, pero el consumo de energía acumulado es mayor que el del espécimen monolítico, y la unión recién construida tiene la mayor capacidad de consumo de energía.

Al final de la prueba, el dispositivo de resorte de disco no sufrió daños significativos. Durante un sismo, la acumulación de daño permanente al concreto puede resultar en la pérdida total de la capacidad sísmica de la estructura. Durante la prueba, se descubrió que incluso si el concreto del nuevo espécimen prefabricado estaba significativamente dañado, el espécimen aún conservaba una cierta cantidad de resistencia y rigidez debido a la existencia del dispositivo de resorte de disco.

La deformación por corte de la unión recién fabricada es mayor que la del espécimen prefabricado ordinario en la etapa inicial y menor que la del espécimen prefabricado convencional en la etapa tardía, lo que indica que el dispositivo de resorte de disco puede aliviar la deformación por corte. Cuanto mayor es la relación de desplazamiento, más evidente se vuelve este impacto.

La rigidez inicial, la capacidad de carga y el consumo de energía del espécimen aumentarán significativamente a medida que aumente la carga axial. Sin embargo, después de que ocurre la carga máxima, la resistencia de la muestra disminuye rápidamente, lo que resulta en una reducción significativa del coeficiente de ductilidad. Al mismo tiempo, un aumento en la carga axial cambia el modo de falla de las juntas prefabricadas de falla por cortante a falla por flexión, lo que indica que una carga axial mayor puede inhibir la propagación de grietas en el área de la junta; por lo tanto, la influencia de la carga axial en la deformación general de la estructura debe tenerse en cuenta en su totalidad durante los diseños estructurales.

Los conjuntos de datos utilizados y/o analizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente a pedido razonable.

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Esta investigación fue apoyada por el Proyecto de Innovación Colaborativa Regional de la Región Autónoma de Xinjiang (No. 2019E0231).

Facultad de Ingeniería Civil y Arquitectura, Universidad de Xinjiang, Urumqi, 830063, China

Qi Chen, Yongjun Qin, Yi Xie y Chen Yang

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QC y YQ escribieron el texto principal del manuscrito y YX y CY brindan asistencia en las pruebas. Todos los autores revisaron el manuscrito.

Correspondencia a Yongjun Qin.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Chen, Q., Qin, Y., Xie, Y. y col. Comportamiento sísmico de una nueva junta de marco de hormigón prefabricado con un resorte de disco incorporado. Informe científico 13, 5334 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-32447-1

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Recibido: 25 Agosto 2022

Aceptado: 28 de marzo de 2023

Publicado: 01 abril 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-32447-1

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