Comportamiento sísmico de una nueva junta de pórtico prefabricado de hormigón con un construido

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 con estructura de hormigón prefabricado. La conexión adopta el modo de ensamblaje de la columna prefabricada y el área de unión de manera conjunta para mantener la integridad del área de unión 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 ensayaron diez probetas 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 uniones monolíticas, las uniones prefabricadas convencionales presentan 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 exhibe 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 cada vez mayor en las últimas décadas1,2,3,4. Sin embargo, el pobre desempeño sísmico de las estructuras de marcos de PC durante los terremotos ha sido la razón que limita el uso generalizado de estructuras de marcos de PC en áreas de alta intensidad5. Es bien sabido que el rendimiento 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 descubierto que el fenómeno de colapso de edificios de PC causado por fallas en las conexiones viga-columna de PC es el más común6,7. En consecuencia, evaluar el desempeño sísmico de las conexiones viga-columna del marco de PC es un requisito previo para la implementación generalizada de estructuras de marco de concreto prefabricadas en ubicaciones de alta intensidad.

La ductilidad y el consumo de energía se han investigado ampliamente como dos aspectos cruciales que influyen en el rendimiento sísmico de las conexiones de marcos de PC. El modo de montaje de los componentes prefabricados tiene un efecto directo sobre el consumo de energía de la estructura del marco del PC, y varios investigadores han mejorado la eficiencia energética de la conexión del PC inventando varios modos de montaje. Actualmente, el modo de montaje más frecuente es prefabricar vigas y columnas por separado, que posteriormente se llevan al lugar para su montaje y se vierten con hormigón en la zona de la costura8,9. Las diferentes formas de reunión presentan cuestiones distintas. 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 garantizar la integridad de la columna y ajustarse al principio de diseño de “columna fuerte y viga débil” en diseño sísmico; sin embargo, las nervaduras longitudinales de la viga no pueden ser continuas en las uniones y es difícil garantizar una transmisión eficaz de la tensión durante los terremotos. Juntos, los componentes prefabricados y las uniones garantizan la integridad de la región del nodo y hacen que el área de la unión tenga un mejor rendimiento en el consumo de energía5,13. La forma confiable de la conexión de refuerzo dentro del miembro prefabricado es otro factor clave que afecta la capacidad de consumo de energía de la conexión del marco de PC, y la conexión por traslapo común requiere una longitud de traslapo larga y una fuerza de unión pobre14,15. Los estudios que mejoran las conexiones traslapadas han demostrado que, si bien pueden mejorar su rendimiento 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, uniones confiables y excelentes capacidades de transferencia de tensión; sin embargo, la ductilidad de los componentes de la PC es débil debido a sus características inherentes5,18.

Según estudios relacionados, colocar dispositivos consumidores de energía en la zona de la junta o instalar amortiguadores de consumo de energía fuera o dentro de la junta puede aumentar la ductilidad y el consumo de energía de la conexión prefabricada. Ertas et al.11 diseñaron una conexión de estructura de PC dúctil y compararon la disipación de energía de conexiones atornilladas, compuestas soldadas y fundidas en el lugar, concluyendo que la conexión atornillada mejorada puede ser adecuada para su uso en regiones sísmicamente activas. Morgen y Kurama19 utilizan un diseño de conexión asistida por amortiguador tribu para mejorar el consumo de energía, y los hallazgos analíticos indican que el diseño del marco prefabricado con amortiguación tribu niveles de disipación de energía. Vidjeapriya y Jaya20 montaron nervaduras de refuerzo triangulares como piezas consumidoras de energía en la unión de vigas y columnas de probetas prefabricadas, que demostraron un rendimiento satisfactorio en términos de consumo de energía y ductilidad en comparación con las probetas monolíticas. 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 alcanzar niveles de consumo de energía significativos y confiables manteniendo al mismo tiempo la auto-conexión. 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 consumían energía era inconveniente o difícil de reemplazar y reparar. Además, la conexión que fija la compuerta exterior tiene una mayor capacidad de consumo energético. Sin embargo, la ocupación del espacio afecta el uso y el costo es mayor; Se han desarrollado completamente amortiguadores internos relativamente simples, prácticos y confiables en el estudio de las conexiones del marco de PC.

Los resortes de disco fabricados a partir de una aleación de alta resistencia tienen una producción sencilla, buena rigidez, capacidad de alta presión y excelentes propiedades mecánicas. Diferentes combinaciones de superposiciones y cruces pueden lograr diferentes capacidades de rigidez y deformación, y debido a que pueden proporcionar un cierto grado de amortiguación y disipación de energía sísmica a través de la fricción de conos y bordes, se están implementando gradualmente en el campo de las industrias de la construcción y la ingeniería. . En los últimos años se han desarrollado nuevos soportes consumidores de energía con resortes de disco presurizados. Los resultados de la prueba del ciclo demuestran que los nuevos soportes consumidores de energía tienen capacidades confiables de disipación de energía y casi no sufren daños después de la prueba, lo que permite su reutilización. La estructura del edificio que consume energía y está soportada por el resorte del disco de ensamblaje tiene una reducción significativa en los picos de desplazamiento y las deformaciones residuales24,25,26,27. Actualmente, DSD se utiliza en las esquinas de los muros de corte debido a su rendimiento de recuperación estable, lo que permite que los muros de corte se centren. 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 de SC-SW era menor que la de los muros de corte convencionales, mientras que los muros de corte que incorporaban DSD tenían una capacidad de deformación y un consumo de energía superiores. Xu et al.30 mejoraron el dispositivo de resorte de disco de esquina de la pared, y la simulación numérica y los resultados de las pruebas mostraron que la capacidad de carga de esta pared RC era mayor y se mejoró la capacidad de consumo de energía. Con base en esto, Xu et al.31 diseñaron un acoplamiento de tracción-presión DSD que mejoró la capacidad de carga y la rigidez inicial del SC-SW. Sin embargo, no se ha documentado el uso de DSD en conexiones de marco de PC; sin embargo, la capacidad superior de deformación y la capacidad de consumo de energía del resorte de disco proporcionarán inevitablemente una nueva idea para el diseño de conexiones de marcos de PC.

En resumen, en este artículo 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 la 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 lechada tiene un excelente comportamiento sísmico. Los nervios longitudinales de la viga prefabricada se unen mediante casquillos 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, rigidez, ductilidad, características de consumo de energía y capacidad de deformación por corte del área de la junta. Se examinan los efectos del tipo de junta, esquema de ensamblaje, relación de presión axial y otros parámetros sobre el desempeño sísmico de las conexiones del marco 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 esta prueba, se utilizaron 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 1/2 de la conexión viga-columna en la estructura de marco de concreto reforzado 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, la luz longitudinal es de 4,8 m, la luz 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 300 mm × 550 mm, el tamaño de la sección de la columna es 5,5 kN/m2 y la carga viva es 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 de la columna, la conexión debe tener suficiente resistencia para evitar la falla por cortante de la región central de la conexión antes de la falla de la viga y la columna. ocurre el miembro. Todas las conexiones viga-columna se diseñan de acuerdo con los principios de los conceptos “columna fuerte, viga débil”, “corte 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 flector de 1,7. La tasa de refuerzo de la conexión es idéntica a la del prototipo, que satisface la tasa de refuerzo mínima. Se anticipa que el rendimiento de los nuevos componentes prefabricados propuestos será superior al de los especímenes monolíticos si se utiliza el enfoque de diseño antes mencionado. La Figura 2 ilustra la forma, el tamaño y los detalles de refuerzo de las muestras de ensayo.

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

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

Proceso de montaje del ejemplar.

Después de 28 días de mantenimiento, se ensamblan los componentes prefabricados y se raspa la superficie del concreto prefabricado para fortalecer la fuerza de unión de las superficies de concreto nuevas y viejas y garantizar la integridad de las muestras prefabricadas. La columna prefabricada se coloca horizontalmente. (1) El resorte de disco se fija a la barra longitudinal en el extremo de la viga de la columna prefabricada, reservando orificios para tornillos en los extremos superior e inferior de las férulas de acero izquierda y derecha para su fijación para fijar el resorte de disco. Para evitar el aplastamiento prematuro del hormigón 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 el nervio longitudinal del extremo de la viga de la columna prefabricada, se mueve la viga prefabricada, se inserta el nervio longitudinal reservado 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 columna prefabricadas (Fig. 3b). Con respecto a las conexiones prefabricadas regulares, se omite el paso (a). La manga de lechada se inyecta con lechada de alto rendimiento del puerto de lechada y, cuando la lechada sale a borbotones del puerto de escape, se considera completa. La cinta de vertido se lleva a cabo una vez que el material de lechada alcanza cierta resistencia y el mantenimiento continúa una vez finalizado el vertido (Fig. 3c).

Se utiliza hormigón premezclado C40 para las muestras monolíticas y los componentes prefabricados, y hormigón de agregado fino C50 para el área posterior al vertido. Según los “Estándares para los métodos de prueba para 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 que se vierten las piezas de conexión. Después de 28 días de curado en las mismas condiciones que la muestra de prueba, el probador de presión electrohidráulico mide la resistencia a la compresión del cubo y otros parámetros (consulte la Tabla 2). Los materiales de lechada de alto rendimiento utilizados en el manguito 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 resorte de disco único se obtienen del “Resorte de disco” (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.

Resorte de disco y su parámetro geométrico.

Configuración del dispositivo de resorte de disco.

La tasa de expansión vertical es un índice controlado del GB/T 50448-2015 “Código técnico para la aplicación de lechada cementosa”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. Se utilizó la prueba de carga alternativa de ciclo bajo para evaluar el desempeño sísmico de las muestras. El equipo de prueba y las condiciones de contorno se representan en la Fig. 6. La geometría de la muestra utilizada se determina de acuerdo con la luz de la viga y la columna en la estructura prototipo, el recorrido del actuador y la distancia entre los anclajes al suelo del laboratorio. Además, se determina la geometría de la muestra. Para simular las condiciones de contorno, el soporte vertical del extremo libre de la viga es una varilla con doble bisagra, que permite que el extremo de la viga se mueva horizontalmente y gire libremente sin torsión. Se fija una bisagra unidireccional al suelo sólido en la parte inferior de la columna para lograr momentos de flexión cero, que pueden considerarse el punto de flexión inverso 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 y 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 del extremo de la columna superior, que se asemeja al estado de deformación real 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 junta y la deformación general. La relación de compresión axial de diseño de este ensayo 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 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 de carga de 3000 kN deben aplicar cargas axiales iguales al 20% y al 40% de la capacidad de carga axial última en la parte superior de la columna. Se utiliza un actuador horizontal MTS con una capacidad de carga 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 cíclico se muestra en la Fig. 9.

Configuración de prueba.

Esquema de la configuración de la prueba.

Forma deflexión de la unión viga-columna de esquina.

Procedimiento de carga cíclica.

Bajo una carga alternativa de ciclo bajo, las formaciones de grietas en las juntas exteriores y en las juntas interiores difieren. Con respecto a las juntas exteriores, las grietas se concentran principalmente en el área de la articulación 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 bisagra 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.

Juntas monolíticas Las muestras ERC2 e IRC2 tienen una distribución de grietas y un modo de falla idénticos. Cerca de la etapa inicial de carga, se producen grietas verticales por flexión en el 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 y se extienden gradualmente, y las grietas pasantes en el extremo de la viga son las grietas más significativas. Debido al movimiento de la barra de acero que se desliza en el área de la bisagra plástica, aparecen grietas longitudinales y oblicuas en el extremo de la junta exterior de la viga ERC2. Finalmente, con el desarrollo de grietas, se produce un desprendimiento grave del hormigón en la región de la articulación plástica. Cuando la tasa 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 de la muestra no es causada por un número significativo de microfisuras en la región del núcleo sino más bien por el desarrollo continuo de grietas pasantes 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 del 0,4%, los especímenes ERC2 y EPC2 presentan grietas por flexión; luego, la grieta por flexión se expande alejándose del extremo de la viga y produce una zona de articulación plástica. Todo el proceso de daños a EPC2 y EPCD2 se representa en las figuras complementarias. A1 y A2, respectivamente. Debido a la mayor resistencia del área postfabricada de los miembros prefabricados, las grietas en la región de la articulación plástica del extremo de la viga EPC2 de la muestra 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 de la zona posterior al vertido y el abultamiento geométrico al final de la viga prefabricada se entrelazan entre sí, lo que da lugar a concentraciones de tensiones. Esto hace que aparezcan grietas en la superficie de la unión del hormigón nuevo y viejo demasiado pronto y luego se expandan hasta formar grietas de corte oblicuas a través del área posterior al vertido. Es evidente que la mayor parte del daño inelástico del espécimen 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 de carga final. Como se muestra en la figura complementaria A2, el experimento se detuvo cuando la relación de desplazamiento lateral alcanzó el 4%. Se desmontó el hormigón inferior de la viga y se observó el sistema de resorte de disco interno y la manga de lechada. Se descubrió que el dispositivo de resorte de disco y el manguito de lechada estaban en buenas condiciones y que el refuerzo del manguito de lechada no se deslizaba. Se dobló un tramo de refuerzo entre el dispositivo de resorte de disco y el manguito de lechada. Se puede ver que la posición flexible del refuerzo ocurrió originalmente aquí; sin embargo, esta porción de refuerzo no tenía estricciones visibles. El proceso de falla de los especímenes EPC4 y EPCD4 es comparable al de los especímenes 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 la articulación plástica en el extremo de la viga, particularmente en la interfaz viga-columna y en la región del resorte de disco. Todas las muestras 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 bisagra 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, surgen grietas por flexión distribuidas uniformemente durante las primeras etapas de 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 central de la junta, y las grietas oblicuas que aumentan gradualmente crean grietas cruzadas. Las grietas verticales por flexión en el extremo de la viga de la muestra 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 cargas cíclicas, y el ancho continuó aumentando, lo que resultó en la falla final de la muestra. 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 grieta transversal en la región del núcleo se convirtió en la grieta principal y, finalmente, la muestra falló bajo los efectos combinados de la deformación por corte 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 articulación IPCD2 es más concentrado y la deformación por cizallamiento del área central 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 de la misma muestra bajo diferentes relaciones de compresión axial indican que aumentar la carga axial puede aumentar la capacidad de corte del área del núcleo. La Figura 11c,e también confirma que el aumento de la tensión axial ralentiza el desarrollo de grietas inclinadas en la región de la junta. Como resultado de las complicadas condiciones de tensión del acoplamiento de compresión axial, corte y momento flector en el área central de la junta viga-columna, el daño en el área de la junta 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) CIP2; (c) CIP4; 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 comportamiento sísmico de la muestra, se utiliza la curva envolvente para determinar el límite elástico, el punto pico y el punto límite, así como la relación de desplazamiento lateral y la fuerza lateral correspondientes a cada punto característico. El límite elástico está definido 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 traza una línea vertical perpendicular al eje horizontal a través del punto H, y el punto en el que cruza la curva envolvente es el límite elástico; el punto en el que la carga cae al 85% de la carga máxima se define como punto último. La Tabla 6 resume la relación de desplazamiento elástico Δy, la carga elástica Py, la carga máxima Pm, la relación de desplazamiento lateral relacionada Δm, la relación de desplazamiento lateral último Δu y el coeficiente de ductilidad de desplazamiento del espécimen 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 rendimiento.

Debido a que las simetrías positiva y negativa de la curva de carga-desplazamiento son deficientes, las direcciones positiva y negativa de cada curva de carga-desplazamiento se utilizan como límite elástico y punto máximo, respectivamente, para fines de referencia. En la etapa inicial de carga, la curva carga-desplazamiento para las muestras monolíticas 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 los especímenes EPC2 e IPC2 son comparables a los del espécimen monolítico, lo que demuestra que este modo de ensamblaje es más confiable. Los nuevos especímenes EPCD2 e IPCD2 muestran características histeréticas más estables. Las cargas máximas de las dos muestras son 45,70 kN y 80,1 kN, que aumentan un 32,46% y un 13,75%, respectivamente, en comparación con las muestras 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 incorporado es la mayor, lo que demuestra que la existencia del dispositivo de resorte de disco retrasa la aparición del límite de elasticidad. La observación de la curva de carga-desplazamiento de cada muestra revela que el desplazamiento lateral de la nueva junta se reduce más lentamente que otras juntas durante el proceso de descarga de fuerza lateral en cada ciclo, y el desplazamiento residual es el más pequeño cuando la junta está completamente descargada. Antes de que la relación de desplazamiento alcance el 1%, la curva 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. Debido al deslizamiento longitudinal de la barra en el extremo de la viga, el proceso de descarga de la curva carga-desplazamiento de la muestra construida es extremadamente pronunciado 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 uniones 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 junta exterior, pero cambia el modo de falla de la muestra de junta interior desde falla por corte en la región del núcleo hasta falla por flexión, y la curva de carga-desplazamiento cambia. desde una forma de “S” (Fig. 13b,d). La forma original anti-"S" (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 de la muestra 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 de la muestra formada por la articulación plástica en los extremos de la viga, de modo que las curvas de carga-desplazamiento de las muestras IPC4 e IPCD4 son más similares a las de IRC2. En una etapa posterior de la carga, todas las muestras 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 de carga, degradación de la resistencia y ductilidad de cada muestra, y se puede observar que diez muestras tienen etapas de fluencia obvias. Cuando la relación de compresión axial es 0,2, las curvas envolventes de la muestra monolítica y la muestra prefabricada ordinaria no son significativamente diferentes. La relación de desplazamiento lateral de fluencia y la relación de desplazamiento lateral máximo de los especímenes ERC2, EPC2 y EPCD2 son similares, pero la carga de fluencia (42,2 kN) y la carga máxima (50,00 kN) del nuevo espécimen EPCD2 con el dispositivo de resorte de disco incorporado son 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), se encuentra que 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 de carga de la muestra. En comparación con la junta interior, el aumento en la junta exterior es más notorio. Tomando como ejemplo los especímenes EPC2 y EPC4, la carga máxima de este último aumenta en un 61% en comparación con la del primero. El coeficiente de ductilidad por 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 determinada, 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 iésimo (i = 2) ciclo y la capacidad de carga en el primer ciclo, como se muestra en la Fig. 15. Las Figuras 16a,b representan la relación de degradación de la resistencia del juntas exteriores y juntas interiores, respectivamente. Las 10 muestras estaban en el rango elástico al inicio de la prueba de carga y la degradación de la resistencia no fue 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 disminución abrupta en la curva corresponde a la posición donde la muestra alcanza la carga máxima. Durante este proceso, el refuerzo cede y el daño del hormigón 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 del espécimen ERC2 disminuye en un 9,8%, mientras que el α de los especímenes EPC2 y Los EPCD2 disminuyen sólo un 4,3% y un 5,4%, respectivamente. Las muestras 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 todas las muestras revela que la relación de degradación de la resistencia de las muestras 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 sobre la degradación de la resistencia. . Bajo la acción de una carga axial mayor, 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. Todas las muestras 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 del índice de degradación de la resistencia.

Relación de degradación de la resistencia.

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 terremoto, 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 de daño en la muestra, 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 manguitos de lechada completos exhiben el mismo rendimiento de degradación de la rigidez que los conectores fundidos in situ. La rigidez inicial de la muestra sometida a una carga axial más fuerte es mucho mayor que la de las muestras EPC2 e IPC2, entre las cuales se incrementan las rigideces locales de las muestras EPCD4 e IPCD4. Por 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, haciendo aún más pronunciada la degradación de la rigidez de la probeta con una alta relación de compresión axial. 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 hormigón en el dispositivo de resorte de disco al final de la nueva viga de unión es más pequeña, lo que resulta en una tolerancia reducida al daño. Poco a poco, el dispositivo de resorte de disco va desempeñando una función en el proceso de degradación del hormigón. Incluso si el hormigón se agrieta significativamente, la rigidez de la nueva junta prefabricada no se pierde por completo. Mantiene cierta rigidez hasta el final de la prueba, todavía conserva cierta rigidez y la ubicación del daño en el concreto es predecible. Con respecto a la muestra monolítica y la muestra prefabricada regular, el daño permanente del concreto continúa aumentando con una relación de desplazamiento creciente, y la rigidez de la muestra se pierde casi por completo al final del ensayo. Después de que se produce una relación de desplazamiento del 2,5%, la rigidez de las cuatro nuevas uniones prefabricadas es siempre mayor que la de la probeta monolítica y la de la probeta prefabricada convencional, debido a la excelente tolerancia al daño del dispositivo de resorte de disco. Los resultados anteriores demuestran que el resorte de disco no sólo puede aumentar la rigidez inicial del miembro sino también reducir la degradación de la rigidez y tiene una influencia importante en la prevención del colapso de la estructura durante un terremoto.

Degradación de la rigidez.

Debido a la variable relación de compresión axial 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 de la muestra monolítica se debe a la constante acumulación de daños en el hormigón y a la deformación del refuerzo longitudinal; La existencia de un manguito de lechada completo en muestras prefabricadas ordinarias aumenta el área de daño del hormigón y aumenta la concentración del refuerzo longitudinal. Sin embargo, el manguito de lechada completo puede mejorar la resistencia y rigidez local del extremo de la viga y, finalmente, su curva de degradación de resistencia y rigidez es similar a la de la muestra monolítica. La nueva muestra prefabricada está construida con un manguito de lechada completo y un dispositivo de resorte de disco, por lo que la degradación de la resistencia de la muestra es más obvia en la etapa inicial de 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 mayor.

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 amortiguación viscosa equivalente40, ζeq, se representa en la Fig. 18 y se deriva utilizando 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 OBE y ODF de triple relación derecha. El tamaño está controlado no sólo 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 sea el área encerrada por la curva de histéresis, más grave será 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 amortiguación viscosa 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 acumulativo 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% más que el de los especímenes 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 los mismos. Debido a los diferentes grados de deformación por corte en el área central de ambos, el efecto de pellizco de la curva de histéresis es más severo en las últimas etapas de la carga de prueba. 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 Fig. 19, la sección horizontal de la curva emerge antes de que la relación de desplazamiento alcance el 1% porque la muestra está en un estado elástico y la forma de la curva carga-desplazamiento en cada ciclo tiene la misma forma. Las Figuras 19 y 20 también muestran que el consumo de energía acumulativo 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 Specimen IPCD4 es un 60% y un 53% mayor que el de IPC2 e IPCD2, respectivamente. Del análisis de la pendiente de la curva de disipación de energía, se encuentra que la pendiente de la nueva muestra con un resorte de disco incorporado es mayor, y si la prueba continúa, 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 corte en las proximidades de la zona de la junta también es un indicador crucial del rendimiento de la junta. Según las Figs. 21 y 22, en este trabajo se evalúa la deformación por corte de la región de unión γ. Por 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 corte de la región central de la articulación.

La Figura 22 muestra la deformación por corte promedio del área del nodo de cada muestra bajo diferentes relaciones de desplazamiento lateral. La deformación final por corte de la región de unión de la junta exterior es relativamente mínima, como se ve en la Fig. 22c. La deformación por corte última 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 grietas en el área de la junta. Sin embargo, algunas conclusiones todavía pueden sacar ciertas implicaciones de la curva. La deformación por corte última de los especímenes EPCD2 y EPCD4 es menor que la de los especímenes 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 muestra una pequeña respuesta de corte 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 corte es más pronunciada y luego se vuelve progresivamente más suave bajo la influencia del resorte de disco. La deformación por corte última se reduce en un 17% y un 21% en comparación con IPC2 e IPC4, respectivamente. En la Fig. 22b, se observa que las deformaciones por corte últimas de los especímenes IRC2, IPC4 e IPCD4 son limitadas porque sus modos de falla últimas son fallas por flexión y el daño en la región de la junta es relativamente leve. Al comparar las curvas de deformación por corte de los especímenes IPC2, IPCD2, IPC4 e IPCD4, se descubre que las curvas de los especímenes prefabricados ordinarios IPC2 e IPC4 se vuelven gradualmente más pronunciadas a medida que aumenta el desplazamiento de la carga. Los incrementos de deformación por cizallamiento de las áreas de unión de IPCD2 e IPCD4 de la nueva muestra disminuyen gradualmente. Además, la curva se vuelve más suave, lo que se atribuye a la excelente capacidad de deformación y al rendimiento de autorreinicio del dispositivo de resorte de disco. El aumento de la carga axial evita la aparición de grietas en la zona de la junta. Cuando la relación de desplazamiento lateral es del 4,5%, la deformación por corte de los especímenes IPC4 e IPCD4 es un 67% y un 73% menor que la de los especímenes IPC2 e IPCD2, respectivamente, siendo la deformación por corte definitiva del espécimen 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 cizallamiento en la zona de la junta.

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

En comparación con las juntas de hormigón prefabricadas convencionales, la capacidad de carga, la ductilidad por desplazamiento, el consumo de energía acumulativo y la deformación por corte de las nuevas juntas de hormigón prefabricadas han sido mejoradas, y su rendimiento 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 “molde in situ equivalente”.

El coeficiente de ductilidad por desplazamiento de las muestras prefabricadas ordinarias es ligeramente menor que el de las muestras integrales coladas en el lugar, pero el coeficiente de ductilidad de las juntas prefabricadas nuevas es mayor que el de las muestras integrales coladas en el lugar, lo que indica que la ductilidad de las muestras prefabricadas Se mejora enormemente gracias al dispositivo de resorte de disco en el extremo de la viga.

El coeficiente de amortiguación viscosa equivalente de la muestra prefabricada es casi el mismo que el de la muestra completa, pero el consumo de energía acumulativo es mayor que el de la muestra monolítica, y la junta recién construida tiene la mayor capacidad de consumo de energía.

Al final de la prueba, el dispositivo de resorte de disco no sufrió daños importantes. Durante un terremoto, 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 hormigón de la nueva muestra prefabricada estaba significativamente dañado, la muestra aún conservaba cierta resistencia y rigidez debido a la existencia del dispositivo de resorte de disco.

La deformación por corte de la junta recién fabricada es mayor que la de la muestra prefabricada ordinaria en la etapa inicial y menor que la de la muestra prefabricada 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 de la muestra aumentarán significativamente a medida que aumenta 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 en el coeficiente de ductilidad. Al mismo tiempo, un aumento en la carga axial cambia el modo de falla de las juntas prefabricadas de falla por corte 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, durante los diseños estructurales se debe tener plenamente en cuenta la influencia de la carga axial sobre la deformación general de la estructura.

Los conjuntos de datos utilizados y/o analizados durante el presente estudio están disponibles del autor correspondiente previa solicitud razonable.

Recomendaciones de diseño ACI 550R-96 para estructuras prefabricadas de hormigón.

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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 e 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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Chen, Q., Qin, Y., Xie, Y. et al. Comportamiento sísmico de una nueva junta de pórtico prefabricado de hormigón con resorte de disco incorporado. Representante científico 13, 5334 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-32447-1

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Recibido: 25 de agosto de 2022

Aceptado: 28 de marzo de 2023

Publicado: 01 de abril de 2023

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

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