Seismische Leistung einer neuen vorgefertigten Betonrahmenverbindung mit einem gebauten

Wissenschaftliche Berichte Band 13, Artikelnummer: 5334 (2023) Diesen Artikel zitieren

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Im Rahmen dieser Forschung wird eine neue, vorgefertigte Betonrahmen-Träger-Stützen-Verbindung entworfen. Die Verbindung übernimmt den Montagemodus der Fertigteilsäule und des Nahtbereichs gemeinsam, um die Integrität des Verbindungsbereichs aufrechtzuerhalten und die Montageeffizienz zu erhöhen. Basierend auf der herkömmlichen Vergusshülsenverbindung wird am Trägerende eine Tellerfedervorrichtung konstruiert, um die Duktilität der Verbindung zu verbessern. Zehn Verbindungsproben wurden unter geringen zyklischen Belastungen getestet, darunter zwei monolithische Verbindungen, vier gewöhnliche Fertigteilverbindungen und vier neue Fertigteilverbindungen. Zu den Testparametern gehörten der Verbindungstyp und das axiale Druckverhältnis, und der Unterschied in der seismischen Leistung wurde durch Bewertung des Versagensmodus, der Hystereseeigenschaften, des Steifigkeitsabbaus, der Energiedissipation und der Scherverformung des Verbindungsbereichs bestimmt. Im Vergleich zu monolithischen Verbindungen weisen herkömmliche Fertigteilverbindungen ähnliche Hystereseeigenschaften auf. Obwohl ihre Duktilität etwas geringer ist, ist ihre Tragfähigkeit höher. Im Vergleich zu den beiden vorherigen Verbindungen weist die neue Verbindung mit der eingebauten Tellerfedervorrichtung eine überlegene seismische Leistung auf. Das axiale Druckverhältnis ist ein wichtiger Aspekt bei der Bestimmung des Versagensmodus der Fertigteilverbindung, und die Probe weist bei einem größeren axialen Druckverhältnis weniger Scherschäden auf.

Rahmenkonstruktionen aus vorgefertigtem Beton (PC) haben den Vorteil, dass sie die Bauqualität verbessern, die Baueffizienz steigern, Arbeitskräfte einsparen, Energie sparen und Emissionen reduzieren. Folglich hat das strategische Thema der Industrialisierung neuer Gebäude auf Basis von PC-Rahmenstrukturen in den letzten Jahrzehnten zunehmende Aufmerksamkeit erhalten1,2,3,4. Allerdings war die schlechte seismische Leistung von PC-Rahmenkonstruktionen bei Erdbeben der Grund, warum die weit verbreitete Verwendung von PC-Rahmenkonstruktionen in Gebieten mit hoher Intensität eingeschränkt wurde5. Es ist bekannt, dass die seismische Leistung von PC-Rahmenkonstruktionen stark mit der Zuverlässigkeit der PC-Träger-Stützen-Verbindung korreliert. In vielen experimentellen Studien wurde festgestellt, dass das Phänomen des Einsturzes von PC-Gebäuden, das durch Ausfälle von PC-Träger-Stützen-Verbindungen verursacht wird, am häufigsten vorkommt6,7. Folglich ist die Bewertung der seismischen Leistung von PC-Rahmen-Träger-Stützen-Verbindungen eine Voraussetzung für die weitverbreitete Implementierung vorgefertigter Betonrahmenkonstruktionen an Standorten mit hoher Belastung.

Duktilität und Energieverbrauch wurden eingehend untersucht, da sie zwei entscheidende Aspekte sind, die die seismische Leistung von PC-Rahmenverbindungen beeinflussen. Der Montagemodus vorgefertigter Komponenten wirkt sich direkt auf den Energieverbrauch der PC-Rahmenstruktur aus, und mehrere Forscher haben die Energieeffizienz der PC-Verbindung durch die Erfindung verschiedener Montagemodi verbessert. Die derzeit am weitesten verbreitete Montageart besteht darin, Balken- und Stützenelemente separat vorzufertigen, diese anschließend zur Montage auf die Baustelle zu bringen und im Nahtbereich mit Beton zu vergießen8,9. Unterschiedliche Formen der Montage stellen unterschiedliche Probleme dar. Nach dem Eingießen von Beton in die Säule10,11 ist die Gießfläche der Säule zu groß, was zu einer ineffizienten Konstruktion führt und die Entstehung von Schwachstellen in der Säule sich nachteilig auf den Energieverbrauch auswirkt. Das Eingießen von Beton am Ende des Trägers12 kann die Integrität der Säule sicherstellen und dem Entwurfsprinzip „starke Säule und schwacher Träger“ bei der Erdbebenplanung entsprechen; Allerdings können die Längsrippen im Balken an den Nähten nicht durchgehend sein und es ist schwierig, bei Erdbeben eine wirksame Spannungsübertragung sicherzustellen. Gemeinsam stellen vorgefertigte Bauteile und Nähte die Integrität des Knotenbereichs sicher und bewirken, dass der Verbindungsbereich eine bessere Energieaufnahmeleistung aufweist5,13. Die zuverlässige Form der Bewehrungsverbindung innerhalb des Fertigteils ist ein weiterer Schlüsselfaktor, der sich auf die Energieaufnahmekapazität der PC-Rahmenverbindung auswirkt, und die gemeinsame Überlappungsverbindung erfordert eine lange Überlappungslänge und eine schlechte Verbindungsfestigkeit14,15. Studien zur Verbesserung von Überlappungsverbindungen haben gezeigt, dass sie zwar ihre seismische Leistung verbessern können, der komplexe Herstellungs- und Bauprozess es jedoch schwierig macht, vorgefertigte Komponenten einzubauen16,17. Hülsenverbindungen werden aufgrund ihrer einfachen Bedienung, zuverlässigen Verbindungen und hervorragenden Spannungsübertragungsfähigkeiten häufig eingesetzt. Allerdings ist die Duktilität von PC-Komponenten aufgrund ihrer inhärenten Eigenschaften schwach5,18.

Das Anbringen energieverbrauchender Geräte im Fugenbereich oder der Einbau von Energieverbrauchsdämpfern außerhalb oder innerhalb der Fuge kann laut entsprechenden Studien die Duktilität und den Energieverbrauch der Fertigteilverbindung erhöhen. Ertas et al.11 entwarfen eine duktile PC-Gerüstverbindung und verglichen die Energiedissipation von Ortbeton-, Schweißverbund- und Schraubverbindungen und kamen zu dem Schluss, dass die verbesserte Schraubverbindung für den Einsatz in seismisch aktiven Regionen geeignet sein könnte. Morgen und Kurama19 verwenden ein durch Tribe-Dämpfer unterstütztes Verbindungsdesign, um den Energieverbrauch zu verbessern, und die analytischen Ergebnisse deuten darauf hin, dass das Design des vorgefertigten Rahmens mit Tribe-Dämpfung die Energiedissipation auf ein Niveau bringt. Vidjeapriya und Jaya20 montierten dreieckige Versteifungsrippen als energieverbrauchende Teile an der Verbindungsstelle von Balken und Stützen vorgefertigter Probekörper, die im Vergleich zu monolithischen Probekörpern eine zufriedenstellende Leistung in Bezug auf Energieverbrauch und Duktilität zeigten. Huang et al.21,22 schlugen eine neue selbstzentrierende Balken-Stützen-Verbindung aus Fertigbeton mit einem variablen Reibungsdämpfer (VFD) vor, und die experimentellen Ergebnisse zeigten, dass mit dieser Verbindungsmethode ein signifikanter und zuverlässiger Energieverbrauch erzielt werden kann, während gleichzeitig die Selbstzentrierung aufrechterhalten wird. Zentrierfähigkeit. Luci et al.23 haben einen austauschbaren energieverbrauchenden Steckverbinder (REDC) entwickelt, der eine stabile Hystereseleistung und eine hohe Ermüdungsleistung bei niedrigen Zyklen unter zyklischen Umkehrbelastungsbedingungen bietet. In den meisten Studien zu zusätzlichen energieverbrauchenden Teilen wurde festgestellt, dass die gemeinsame Konstruktion der energieverbrauchenden Teile unpraktisch oder schwierig zu ersetzen und zu reparieren war. Darüber hinaus hat der Anschluss, der den externen Dämpfer einstellt, eine größere Energieaufnahmekapazität. Allerdings wirkt sich der Platzbedarf auf die Nutzung aus und die Kosten sind höher; Bei der Untersuchung von PC-Rahmenverbindungen wurden relativ einfache, praktische und zuverlässige interne Dämpfer vollständig entwickelt.

Tellerfedern aus einer hochfesten Legierung zeichnen sich durch einfache Herstellung, gute Steifigkeit, hohe Druckbelastbarkeit und hervorragende mechanische Eigenschaften aus. Durch verschiedene Kombinationen von Überlagerungen und Kreuzverbindungen können unterschiedliche Steifigkeits- und Verformungsfähigkeiten erreicht werden. Da sie durch Kegel- und Kantenreibung ein gewisses Maß an Dämpfung und Ableitung seismischer Energie bewirken können, werden sie nach und nach im Bereich der Bau- und Maschinenbauindustrie eingesetzt . In den letzten Jahren wurden einige neue energieverbrauchende Stützen mit vorgespannten Tellerfedern entwickelt. Die Ergebnisse des Zyklentests zeigen, dass die neuen energieverbrauchenden Träger über eine zuverlässige Energieableitung verfügen und nach dem Test nahezu keine Schäden aufweisen, sodass sie wiederverwendet werden können. Die durch die Montagetellerfeder unterstützte energieverzehrende Baukonstruktion weist eine deutliche Reduzierung der Verschiebungsspitzen und Restverformungen24,25,26,27 auf. Derzeit wird DSD aufgrund seiner stabilen Erholungsleistung, die eine Selbstzentrierung der Scherwände ermöglicht, in den Ecken von Scherwänden eingesetzt. Xiao et al.28,29 erstellten eine Scherwand (SC-SW) unter Verwendung einer Tellerfedervorrichtung, und die experimentellen Ergebnisse zeigten, dass die Tragfähigkeit von SC-SW geringer war als die von herkömmlichen Scherwänden, während dies bei Scherwänden mit DSD der Fall war eine überlegene Verformungsfähigkeit und Energieverbrauch. Xu et al.30 verbesserten die Tellerfedervorrichtung für Wandecken, und die numerische Simulation und die Testergebnisse zeigten, dass die Tragfähigkeit dieser RC-Wand höher war und die Energieverbrauchskapazität verbessert wurde. Auf dieser Grundlage entwickelten Xu et al.31 ein Zug-Druck-Kupplungs-DSD, das die SC-SW-Tragfähigkeit und die Anfangssteifigkeit verbesserte. Der Einsatz von DSD in PC-Framework-Verbindungen ist jedoch nicht dokumentiert; Die überlegene Verformungsfähigkeit und Energieaufnahmefähigkeit der Tellerfeder wird jedoch unweigerlich eine neue Idee für die Gestaltung von PC-Rahmenverbindungen liefern.

Zusammenfassend wird in dieser Arbeit ein neues PC-Rahmenstruktursystem vorgeschlagen und herkömmliche PC-Rahmenverbindungen sowie eine neue Form von PC-Rahmenverbindungen mit einer eingebauten Tellerfedervorrichtung (siehe Abb. 1) entwickelt. Die Verbindung übernimmt den vorgefertigten Montagemodus der Säule und der Naht zusammen, was die Integrität des Verbindungsbereichs gewährleistet und dem Konstruktionsprinzip der Designidee „starke Säule und schwacher Balken“ entspricht. Die vorgefertigte Betonrahmenkonstruktion auf Basis von Mörtelhülsenverbindungen weist eine hervorragende seismische Leistung auf. Die Längsrippen im Fertigteilträger werden durch Mörtelhülsen verbunden und die Tellerfedervorrichtung ist in das Trägerende eingebaut. Der seismische Leistungstest bewertet die Festigkeit, Steifigkeit, Duktilität, die Energieverbrauchseigenschaften und die Scherverformungskapazität des Verbindungsbereichs. Es werden die Auswirkungen des Verbindungstyps, des Montageschemas, des axialen Druckverhältnisses und anderer Parameter auf die seismische Leistung von PC-Rahmenverbindungen untersucht.

Schematische Darstellung der Verbindung des neuen PC-Frameworks.

Zur Untersuchung der seismischen Widerstandsfähigkeit der in diesem Test vorgeschlagenen neuen Betonfertigteilverbindung wurden zwei monolithische Probekörper (ERC2 und IRC2), vier reguläre Fertigteilproben (EPC2, EPC4, EPCD2, EPCD4) und vier neue Fertigteilproben (IPC2, IPC4, IPCD2) verwendet und IPCCD4) wurden hergestellt. Einzelheiten zu den zehn Proben sind in Tabelle 1 zusammengefasst. Die Außen- und Innenverbindungen wählen das 1/2-Schrumpfmodell der Balken-Säulen-Verbindung in der 6-schichtigen Stahlbetonrahmenstruktur aus, die seismische Befestigungsintensität der Prototypstruktur beträgt 8 Grad Die Bodenspitzenbeschleunigung PGA beträgt 0,2 g, die Standardschichthöhe der Rahmenstruktur beträgt 3,9 m, die Bodenschichthöhe beträgt 4,2 m, die Längsspannweite beträgt 4,8 m, die Querspannweite beträgt 4,2 m, die Säulenabschnittsgröße beträgt 500 mm × 500 mm Die Balkenquerschnittsgröße beträgt 300 mm × 550 mm, die Stützenquerschnittsgröße beträgt 5,5 kN/m2 und die Nutzlast beträgt 2,0 kN/m2. Um ein Scherversagen im Kernbereich der Verbindung sowie ein Biegeversagen von Kunststoffscharnieren an der Stütze zu vermeiden, sollte die Verbindung über eine ausreichende Festigkeit verfügen, um ein Scherversagen im Kernbereich der Verbindung vor dem Versagen von Träger und Stütze zu verhindern Mitglied auftritt. Alle Balken-Stützen-Verbindungen werden nach den Prinzipien „starke Stütze, schwacher Balken“, „starke Scherung, schwache Biegung“ und „starke Verbindung, schwache Komponente“ im „Code for Seismic Design of Buildings“ entworfen ( GB50011-2010)32, mit einem Schubkraftzuwachskoeffizienten von 1,5 und einem Biegemomentverhältnis von 1,7. Der Verstärkungsgrad der Verbindung ist identisch mit dem des Prototyps, wodurch der Mindestbewehrungsgrad erfüllt wird. Es wird erwartet, dass die Leistung der vorgeschlagenen neuartigen Fertigteilkomponenten derjenigen der monolithischen Exemplare überlegen ist, wenn der oben genannte Entwurfsansatz verwendet wird. Abbildung 2 zeigt die Form, Größe und Verstärkungsdetails der Probekörper.

Konfigurationen und Verstärkungsdetails der Probekörper (Einheit: mm) (a) ERC2; (b) IRC2; (c) EPC2 und EPC4; (d) IPC2 und IPC4; (e) EPCD2 und EPCD4; (f) IPCD2 und IPCD4.

Monolithische Probekörper und Fertigteile werden im Werk hergestellt und dann ins Labor transportiert, nachdem die Festigkeit der Stahlbetonbauteile den Anforderungen entspricht. Zusätzlich erfolgt die Montage der Fertigteile im Labor. Eine detaillierte Zeichnung des Montagevorgangs ist in Abb. 3 dargestellt. Im Folgenden werden die technischen Aspekte des Montagevorgangs erläutert.

Montageprozess der Probe.

Nach 28 Tagen Wartung werden die Fertigteile zusammengebaut und die Oberfläche des Fertigbetons wird aufgeraut, um die Haftfestigkeit der neuen und alten Betonoberflächen zu stärken und die Integrität der Fertigteilproben sicherzustellen. Die vorgefertigte Säule wird horizontal platziert. (1) Die Tellerfeder wird an der Längsstange am Balkenende der vorgefertigten Säule befestigt, wobei Schraubenlöcher am oberen und unteren Ende der linken und rechten Stahlschienen für ihre Befestigung zur Befestigung der Tellerfeder reserviert sind. Um ein vorzeitiges Zerquetschen des Betons um die Tellerfedervorrichtung herum zu vermeiden, wurde die Tellerfedervorrichtung mit einer Kunststofffolie umwickelt (Abb. 3a,b). (2) Eine vollständige Vergusshülse wird auf die Längsrippe am Balkenende der Fertigteilsäule eingesetzt, der Fertigteilträger wird bewegt, die reservierte Längsrippe wird in die Vergusshülse eingesetzt, die Position des Fertigteilträgers wird angepasst, der 400-mm-Pfosten - Das Gießband wird reserviert und mit einem Lasernivellier wird die Position des Fertigteilträgers und der Stütze überprüft (Abb. 3b). Bei den regulären Fertigteilanschlüssen entfällt Schritt (a). Die Vergusshülse wird mit Hochleistungsmörtel aus der Vergussöffnung verpresst und gilt als fertiggestellt, wenn der Vergussmörtel aus der Auslassöffnung austritt. Das Gießband wird ausgeführt, nachdem das Vergussmaterial eine bestimmte Festigkeit erreicht hat, und die Wartung wird nach Abschluss des Gießens fortgesetzt (Abb. 3c).

Für die monolithischen Probekörper und Fertigteile wird fertig gemischter C40-Beton und für den Nachgussbereich C50-Feinbeton verwendet. Gemäß den „Standards für Prüfmethoden für die mechanischen Eigenschaften von Normalbeton“ (GB/T 50081-2016)33 werden sechs 150 mm × 150 mm × 150 mm große Stücke neben den Fertigteilen und nach dem Gießen der Verbindungsstücke gegossen. Nach 28-tägiger Aushärtung unter den gleichen Bedingungen wie beim Prüfkörper werden die Würfeldruckfestigkeit und andere Parameter mit dem elektrohydraulischen Druckmessgerät gemessen (siehe Tabelle 2). Die in der GTJQ-Injektionshülse verwendeten Hochleistungs-Injektionsmaterialien sind in Tabelle 3 aufgeführt. Für die Längsstäbe aller Verbindungen werden HRB400-Stahlstäbe mit einem Durchmesser von 16 mm und einer spezifizierten Streckgrenze von 400 MPa verwendet. Für die Bügel der Längsstäbe werden HPB300-Stahlstäbe mit einem Durchmesser von 8 mm verwendet. Die Proben jedes Stabstahltyps werden Zugversuchen gemäß „Metallic Materials-Tensile Testing“ (GB/T 228.1-2010)34 unterzogen. Tabelle 4 ist eine Zusammenfassung der mechanischen Eigenschaften der Verstärkung. Bei der in den neuen Verbindungen verwendeten Tellerfeder handelt es sich um eine gewöhnliche Serientellerfeder mit den Spezifikationen D35,5 × 18,3 × 2 × 2,8 × 0,8. Die relevanten Parameter und mechanischen Eigenschaften einer einzelnen Tellerfeder werden aus „Disc spring“ (GB/T 1972-2005)35 ermittelt, wie in Abb. 4 und Tabelle 5 dargestellt. Abbildung 5 zeigt ein Strukturdiagramm der installierten Tellerfedervorrichtung innerhalb der neuen Verbindung für diesen Test.

Tellerfeder und ihr geometrischer Parameter.

Konfiguration der Tellerfedervorrichtung.

Die vertikale Ausdehnungsrate ist ein kontrollierter Index von GB/T 50448-2015 „Technischer Code für die Anwendung von Zementmörtel“36, einem chinesischen Kriterium für den Mörtel.

Dieser Test wurde im Labor der Universität Xinjiang durchgeführt. Zur Bewertung der seismischen Leistung der Proben wurde der Wechsellasttest mit niedrigen Zyklen eingesetzt. Die Prüfausrüstung und die Randbedingungen sind in Abb. 6 dargestellt. Die Geometrie der verwendeten Probe wird anhand der Spannweite von Balken und Säule in der Prototypstruktur, dem Hub des Aktuators und dem Abstand zwischen den Bodenankern der Struktur bestimmt Labor. Darüber hinaus wird die Geometrie der Probe bestimmt. Zur Simulation der Randbedingungen dient als vertikale Abstützung des freien Balkenendes eine Doppelgelenkstange, die eine horizontale Bewegung und freie Drehung des Balkenendes ohne Drehmoment ermöglicht. Ein Einwegscharnier ist an der Unterseite der Säule am festen Boden befestigt, um Biegemomente von Null zu erreichen, die als umgekehrter Biegepunkt der Säule betrachtet werden können. Die Säulenenden unterliegen zyklischen seitlichen und axialen Belastungen. Bei jedem Test werden zwei lineare variable Verschiebungssensoren (LVDTs) verwendet, wie in Abb. 7 dargestellt. Fünf LVDTs werden in unterschiedlichen Höhen auf dem Bauteil positioniert, um dessen Last-Verschiebungs-Reaktion L1–L5 zu bewerten; Vier LVDTs mit den Nummern S1–S4 werden im Kernbereich der Probe angebracht, um die Scherverformung zu messen. Abbildung 8 zeigt die seitliche Verschiebungsform des Elements unter der Endlast der oberen Stütze, die dem tatsächlichen Verformungszustand von Stahlbeton unter seismischer Belastung ähnelt. Das axiale Belastungssystem, das sich horizontal mit der Oberseite der Säule bewegen kann, kann den Effekt zweiter Ordnung (N-Delta) auf den Kernbereich der Verbindung und die Gesamtverformung erzielen. Das konstruktive axiale Kompressionsverhältnis μ dieses Tests beträgt 0,2 und 0,4, wobei das axiale Kompressionsverhältnis μ definiert ist als μ = N/(A·fc), wobei N die vertikale Last ist, die auf die Oberseite der Säule ausgeübt wird, und A das Kreuz -Querschnittsfläche der Säule und fc ist die axiale Druckfestigkeit des Betons. Vor der formellen Belastung sollten die Heber mit einer Tragfähigkeit von 3000 kN Axiallasten in Höhe von 20 % und 40 % der endgültigen axialen Tragfähigkeit auf die Oberseite der Säule aufbringen. Zur zyklischen Belastung der Säulenoberseite kommt ein MTS-Horizontalantrieb mit einer Tragkraft von 1000 kN und einem maximalen Hub von 600 mm zum Einsatz. Wenn die Belastung des Prüflings auf etwa 85 % seiner Spitzenlast abnimmt, wird der Test beendet. Das zyklische Belastungssystem ist in Abb. 9 dargestellt.

Versuchsaufbau.

Schematische Darstellung des Testaufbaus.

Abgewinkelte Form der Eckbalken-Stützen-Verbindung.

Zyklischer Ladevorgang.

Bei geringer Lastwechselbelastung unterscheiden sich die Rissbildungen in den Außenfugen und Innenfugen. Bei den Außenfugen konzentrieren sich die Risse vor allem auf den Kunststoffscharnierbereich am Trägerende, im Kernbereich der Fuge sind im Wesentlichen keine Risse vorhanden; Allerdings sind sowohl der Kunststoffscharnierbereich als auch der Kernbereich am Trägerende der Innengelenke in unterschiedlichem Ausmaß beschädigt. Die Abbildungen 10 und 11 zeigen den endgültigen Versagensmodus von zehn Proben. Die detaillierte Analyse ist wie folgt.

Die monolithischen Verbindungsproben ERC2 und IRC2 weisen eine identische Rissverteilung und Versagensart auf. In der Anfangsphase der Belastung treten am Ende des Trägerendes vertikale Biegerisse auf. Mit zunehmender Belastungsverschiebung ist zu beobachten, dass die gleichmäßig am Balkenende verteilten Risse allmählich zunehmen und sich durchsetzen, wobei die Durchgangsrisse am Balkenende die bedeutendsten Risse sind. Aufgrund der Bewegung des Stahlstabs, der im Bereich des Kunststoffgelenks gleitet, entstehen Längs- und Schrägrisse am äußeren Verbindungsende des ERC2-Trägers. Schließlich kommt es mit der Entstehung von Rissen zu gravierenden Betonabplatzungen im Bereich der Kunststoffscharniere. Wenn das Driftverhältnis der Innenfuge IRC2 1,5 % erreicht, entstehen im Kernbereich der Fuge Mikrorisse, die dann weiter wachsen. Dennoch wird das endgültige Versagen der Probe nicht durch eine nennenswerte Anzahl von Mikrorissen im Kernbereich verursacht, sondern vielmehr durch die kontinuierliche Entwicklung durchgehender Risse in der Nähe des Balkenendes. Die Fehlermodi von ERC2 und IRC2 sind in den Abbildungen dargestellt. 10a bzw. 11a.

Außenfuge Bei einem Driftverhältnis von 0,4 % weisen die Proben ERC2 und EPC2 Biegerisse auf; Dann weitet sich der Biegeriss vom Trägerende weg aus und erzeugt eine plastische Gelenkzone. Der gesamte Prozess der EPC2- und EPCD2-Schäden ist in den ergänzenden Abbildungen dargestellt. A1 bzw. A2. Aufgrund der größeren Festigkeit des Nachgussbereichs der Fertigteile sind die Risse im plastischen Gelenkbereich des EPC2-Trägerendes der Probe stärker konzentriert und der Schaden schwerwiegender. Der Rissentwicklungsprozess und die Versagensmerkmale des neuen Exemplars EPCD2 unterscheiden sich von denen der ersten beiden. Während des Belastungsprozesses verzahnen sich die geometrische Vertiefung des Nachbetonbereichs und die geometrische Ausbuchtung am Ende des Fertigteilträgers, was zu Spannungskonzentrationen führt. Dies führt dazu, dass an der Verbindungsfläche von Neu- und Altbeton zu früh Risse entstehen, die sich dann durch den Nachgießbereich zu schrägen Scherrissen ausweiten. Es ist offensichtlich, dass sich der größte Teil des inelastischen Schadens von Specimen EPCD2 auf die Tellerfedervorrichtung konzentriert, sodass diese nach dem eigentlichen Erdbeben schnell überprüft oder verstärkt werden kann. Im späten Belastungsstadium treten bis auf zwei schräge Hauptrisse keine weiteren Risse im letzten Belastungsstadium auf. Wie in der ergänzenden Abbildung A2 gezeigt, wurde das Experiment abgebrochen, als das seitliche Verschiebungsverhältnis 4 % erreichte. Der untere Beton des Balkens wurde abgetragen und das interne Tellerfedersystem und die Vergusshülse wurden untersucht. Es wurde festgestellt, dass die Tellerfedervorrichtung und die Vergusshülse in einem guten Zustand waren und dass die Bewehrung in der Vergusshülse nicht verrutschte. Ein Bewehrungsabschnitt zwischen Tellerfedereinrichtung und Verpresshülse war verbogen. Man erkennt, dass hier ursprünglich die nachgebende Stellung der Bewehrung erfolgte; Dieser Teil der Verstärkung wies jedoch keine sichtbare Einschnürung auf. Der Versagensprozess der Proben EPC4 und EPCD4 ist vergleichbar mit dem der Proben EPC22 und EPCD2. Allerdings verzögert die Erhöhung des axialen Kompressionsverhältnisses die Entstehung von Rissen und hemmt deren Entstehung. Im Allgemeinen liegt der größte Schaden an den Seitengelenken immer im Bereich des Kunststoffscharniers am Ende des Trägers, insbesondere an der Schnittstelle zwischen Träger und Stütze und im Bereich der Tellerfeder. Alle Proben versagen aufgrund des Nachgebens der Längsstäbe und der Zerkleinerung des Betons am Ende des Trägers, was auf einen optimalen Gelenkmechanismus hindeutet (Abb. 10a–e).

Innenfugen Die Innenfugen weisen unterschiedliche Versagensarten auf. An den Balkenenden der Proben IRC2 und IPC treten in den frühen Spannungsstadien gleichmäßig verteilte Biegerisse auf. Wenn das Driftverhältnis 1 % erreicht, wird die Schnittstelle zwischen Strahl und Säule durchdrungen. Ab einem Driftverhältnis von 1,5 % entstehen im Kernbereich der Fuge Schrägrisse und durch die allmählich zunehmenden Schrägrisse entstehen Querrisse. Die vertikalen Biegerisse am Balkenende der IPC2-Probe sind konzentrierter und die Anzahl der Schrägrisse im Kernbereich ist größer. Interessanterweise nahm die Breite des schrägen Risses im Kernbereich von IRC2 der Probe nicht signifikant zu; Allerdings öffnete und schloss sich der Spalt zwischen der Schnittstelle zwischen Balken und Stütze unter zyklischer Belastung immer wieder und die Breite nahm weiter zu, was schließlich zum Versagen der Probe führte. Die ergänzenden Abbildungen A3 und A4 zeigen den Schadensprozess der Exemplare IPC2 und IPCD2. Die Versagensarten der Proben IPC2 und IPCD2 sind ähnlich, und der Anstieg der Festigkeit im Nachgussbereich unterscheidet ihre Versagensarten von denen der monolithischen Probe IRC2. Während des Belastungsvorgangs breiteten sich die Risse weiter in Richtung Kernbereich aus. Nachdem das Driftverhältnis 2,5 % erreicht hatte, entwickelte sich der Querriss im Kernbereich zum Hauptriss und schließlich versagte die Probe unter den kombinierten Auswirkungen der Scherverformung im Kernbereich und der Biegeverformung am Trägerende. Die ergänzende Abbildung A4 zeigt, dass bei Erreichen eines Verschiebungsverhältnisses von 5 % immer noch einige Risse am Balkenende der Probe IPCD2 vorhanden sind, was darauf hindeutet, dass die Tellerfedervorrichtung während des gesamten Testverfahrens eine Rolle gespielt hat; Im Vergleich zum Exemplar IPC2 ist die Schädigung des neuen Gelenks IPCD2 konzentrierter und die Scherverformung des Kernbereichs ist ausgeprägter. Die Proben IPC4 und IPCD4 mit größeren Axiallasten zeigten den gleichen Biegeversagensmodus wie die monolithische Probe IRC2, wobei die Längsbewehrung am Balkenende als erste nachgab. Die Versagensarten derselben Probe bei unterschiedlichen axialen Kompressionsverhältnissen weisen darauf hin, dass eine Erhöhung der axialen Belastung die Scherkapazität des Kernbereichs erhöhen kann. Abbildung 11c,e bestätigen auch, dass die Erhöhung der Axialspannung die Entwicklung von Schrägrissen im Verbindungsbereich verlangsamt. Aufgrund der komplizierten Spannungsverhältnisse der axialen Druck-, Schub- und Biegemomentkopplung im Kernbereich der Balken-Stütze-Verbindung kommt es in unterschiedlichem Ausmaß zu Schädigungen im Stoßbereich der Innenfuge (Abb. 11a–e). .

Rissverteilungen und Versagensmuster für die Außenfugen (a) ERC2; (b) EPC2; (c) EPC4; (d) EPCD2; (e) EPCD4.

Rissverteilungen und Versagensmuster für die Innenfugen (a) IRC2; (b) IPC2; (c) IPC4; (d) IPCD2; (e) IPCD4.

Die Abbildungen 12 und 13 zeigen die Last-Weg-Kurve und die Hüllkurve von 10 Prüfkörpern. Um die seismische Leistung der Probe quantitativ zu analysieren, wird die Hüllkurve verwendet, um die Fließgrenze, den Spitzenpunkt und den Grenzpunkt sowie das Querverschiebungsverhältnis und die Querkraft entsprechend jedem charakteristischen Punkt zu bestimmen. Die Streckgrenze wird durch das von Park37 vorgeschlagene Kriterium der äquivalenten elastisch-plastischen Energie definiert. Wie in Abb. 14 dargestellt, kann die Position von Punkt H ermittelt werden, wenn die Flächen S1 und S2 gleich sind. Eine vertikale Linie senkrecht zur horizontalen Achse wird durch Punkt H gezogen, und der Punkt, an dem sie die Hüllkurve schneidet, ist die Fließgrenze; Als Endpunkt wird der Punkt definiert, an dem die Last auf 85 % der Spitzenlast absinkt. Tabelle 6 fasst das Streckgrenzen-Verschiebungsverhältnis Δy, die Streckgrenze Py, die Spitzenlast Pm, das zugehörige Querverschiebungsverhältnis Δm, das endgültige Querverschiebungsverhältnis Δu und den Verschiebungsduktilitätskoeffizienten der Probe μ zusammen. μ wird als Verhältnis des ultimativen Driftverhältnisses zum Streckgrenzedriftverhältnis berechnet, das die plastische Verformungsfähigkeit der Probe widerspiegelt.

Hysterese- und Hüllkurven für Außenanschlüsse.

Hysterese- und Hüllkurven für Innenanschlüsse.

Methode zur Definition der Ertragsverschiebung.

Da die positiven und negativen Symmetrien der Last-Verschiebung-Kurve schlecht sind, werden die positiven und negativen Richtungen jeder Last-Verschiebung-Kurve zu Referenzzwecken als Streckgrenze bzw. Spitzenpunkt verwendet. Im Anfangsstadium der Belastung ist die Last-Verschiebungs-Kurve für die monolithischen Proben ERC2 und IRC linear elastisch, die Restverformung ist gering und die Risse entwickeln sich gleichmäßig. Mit der Belastungsverschiebung nimmt die Hüllfläche der Hysteresekurve allmählich zu und die Festigkeit der Probe nimmt nach Erreichen der Spitzenlast langsam ab, was darauf hinweist, dass die monolithische Probe eine gute Hystereseleistung aufweist. Die Streckgrenze, Spitzenlast und das seitliche Verschiebungsverhältnis, die der charakteristischen Last der Proben EPC2 und IPC2 entsprechen, sind mit denen der monolithischen Probe vergleichbar, was zeigt, dass dieser Montagemodus zuverlässiger ist. Die neuen Exemplare EPCD2 und IPCD2 zeigen stabilere Hystereseeigenschaften. Die Spitzenlasten der beiden Proben betragen 45,70 kN und 80,1 kN, was im Vergleich zu den monolithischen Proben von ERC2 und IRC2 (35,9 kN und 74,3 kN) um 32,46 % bzw. 13,75 % erhöht ist. Beim Vergleich der drei Gelenktypen wird festgestellt, dass das Verschiebungsverhältnis, das der Streckgrenze des neuen Gelenks mit integrierter eingebauter Tellerfedervorrichtung entspricht, am größten ist, was zeigt, dass das Vorhandensein der Tellerfedervorrichtung das Entstehen verzögert Fließgrenze. Die Beobachtung der Last-Verschiebungs-Kurve jeder Probe zeigt, dass die seitliche Verschiebung des neuen Gelenks während des Prozesses der seitlichen Kraftentlastung in jedem Zyklus langsamer abnimmt als bei anderen Gelenken und dass die verbleibende Verschiebung am kleinsten ist, wenn das Gelenk vollständig entlastet ist. Bevor das Verschiebungsverhältnis 1 % erreicht, liegt die Last-Weg-Kurve des neuen Gelenks näher an der Rückkehrkurve, was darauf hinweist, dass die Tellerfedervorrichtung in der frühen Phase des Tests an der Arbeit teilnehmen kann. Durch den Stablängsschlupf am Trägerende verläuft der Entlastungsverlauf der Kraft-Weg-Kurve des konstruierten Probekörpers extrem steil und anschließend extrem flach. Dieses Phänomen wird in den Abbildungen deutlicher. 12b,c und 13b,c, was zeigt, dass bei herkömmlichen vorgefertigten Verbindungen mehr Schlupf auftritt, was indirekt auch bestätigt, dass die Tellerfedervorrichtung den Verstärkungsschlupf verbessert. In Abb. A2 wird direkt nach der Prüfung der innere Bewehrungszustand erfasst und außerdem festgestellt, dass der Schlupf der Bewehrung minimal ist. Wenn das axiale Kompressionsverhältnis 0,4 beträgt, sind die Ausfallmechanismen von EPC4, EPCD4, IPC4 und IPCD4 identisch und die Last-Verschiebungs-Kurven weisen einen hohen Grad an Ähnlichkeit auf. Durch die Erhöhung des axialen Kompressionsverhältnisses ändert sich nicht der Versagensmodus der äußeren Verbindungsprobe, sondern der Versagensmodus der inneren Verbindungsprobe vom Scherversagen im Kernbereich zum Biegeversagen, und die Last-Verschiebungs-Kurve ändert sich aus einer „S“-Form (Abb. 13b,d). Die ursprüngliche Anti-„S“-Form (Abb. 13b, d) entwickelt sich zu einer volleren Shuttle-Form (Abb. 13c, e), was darauf hindeutet, dass die Erhöhung des axialen Kompressionsverhältnisses nicht nur die Tragfähigkeit der Probe verbessern kann, sondern auch seinen Fehlermodus ändern. Da während des Tests die Kernregion von IPC2 und IPCD2 geschert und gebrochen wurde, war der Pinch-Effekt stärker ausgeprägt. Die Erhöhung des axialen Kompressionsverhältnisses begrenzt die Entstehung von Rissen an der Säule, was zu einem Biegeversagen der Probe führt, die durch das Kunststoffgelenk an den Balkenenden gebildet wird, sodass die Last-Verschiebungs-Kurven der Proben IPC4 und IPCD4 denen ähnlicher sind von IRC2. In einem späteren Belastungsstadium zeigten alle Proben eine Zunahme des Quetscheffekts und eine stärkere Restverformung.

Aus den Hüllkurven in Abb. Anhand der Abbildungen 12f und 13f sowie Tabelle 6 ist es intuitiver, die Unterschiede in der Tragfähigkeit, dem Festigkeitsabbau und der Duktilität der einzelnen Proben zu beobachten, und es ist zu erkennen, dass zehn Proben offensichtliche Streckgrenzen aufweisen. Wenn das axiale Kompressionsverhältnis 0,2 beträgt, unterscheiden sich die Hüllkurven der monolithischen Probe und der gewöhnlichen Fertigteilprobe nicht wesentlich. Das Streckgrenze-Querverschiebungsverhältnis und das Spitzen-Querverschiebungsverhältnis der Proben ERC2, EPC2 und EPCD2 sind ähnlich, die Streckgrenze (42,2 kN) und die Spitzenlast (50,00 kN) der neuen Probe EPCD2 mit der eingebauten Tellerfedervorrichtung sind jedoch ähnlich im Vergleich zu ERC2 um 48 % bzw. 55 % gestiegen. Auch das Innengelenk hat einen ähnlichen Hebeeffekt, der durch die Tellerfeder hervorgerufen wird, die die lokale Steifigkeit des Balkenendes erhöht. Im Vergleich zur monolithischen Probe ERC2 (IRC2) nimmt der Duktilitätskoeffizient der gewöhnlichen Fertigteilprobe EPC2 (IPC2) leicht ab und der Duktilitätskoeffizient der neuen Fertigteilprobe EPCD2 (IPCD2) steigt leicht an, was darauf hindeutet, dass die Tellerfeder trägt zur Verbesserung der Duktilität der Probe bei. Durch die Erhöhung der Axiallast kann die Tragfähigkeit der Probe verbessert werden. Im Vergleich zur Innenfuge fällt die Vergrößerung der Außenfuge deutlicher aus. Am Beispiel der Proben EPC2 und EPC4 ist die Spitzenlast der letzteren im Vergleich zu der der ersteren um 61 % erhöht. Der Koeffizient der Verschiebungsduktilität nimmt mit zunehmender Axiallast ab, da die Probe bei größerer Axiallast nach Erreichen der Spitzenlast schnell auf weniger als 85 % degeneriert.

Bei einem bestimmten seitlichen Driftverhältnis kann es aufgrund der Schadensanhäufung während mehrerer Belastungszyklen zu einer Verschlechterung der Festigkeit kommen. Das Festigkeitsabbauverhältnis α ist definiert als das Verhältnis der Tragfähigkeit im i-ten (i = 2) Zyklus zur Tragfähigkeit im ersten Zyklus, wie in Abb. 15 dargestellt. Abbildung 16a,b zeigt das Festigkeitsabbauverhältnis des Außenfugen bzw. Innenfugen. Die 10 Proben befanden sich zu Beginn des Belastungstests im elastischen Bereich und der Festigkeitsabbau war nicht ohne weiteres erkennbar. Die Festigkeitsabbaukurve verringert sich abrupt, wenn das Querverschiebungsverhältnis 1,5 % beträgt, und steigt dann zwischen 1,5 und 2,5 % leicht an. Die Position des abrupten Abfalls der Kurve entspricht der Position, an der die Probe die Spitzenlast erreicht. Dabei gibt die Bewehrung nach und der Betonschaden häuft sich. Aus der Festigkeitsabbaukurve der Probe mit einem axialen Kompressionsverhältnis von 0,2 ist ersichtlich, dass der α der Probe ERC2 um 9,8 % abnimmt, wenn das seitliche Verschiebungsverhältnis 5 % von 3,5 % erreicht, während der α der Proben EPC2 und EPCD2 sank nur um 4,3 % bzw. 5,4 %. Die Proben mit einem axialen Kompressionsverhältnis von 0,4 zeigten einen stärkeren Festigkeitsabbaueffekt, da das seitliche Verschiebungsverhältnis von 3,5 auf 4,5 % anstieg und der α von IPC4 und IPCD4 von 0,97 bzw. 0,95 auf 0,81 bzw. 0,9 abnahm. Ein Vergleich der Festigkeitsabbaukurven aller Proben zeigt, dass das Festigkeitsabbauverhältnis der Proben EPCD2, EPCD4, IPCD2 und IPCD4 vergleichsweise niedrig ist und die Abbaukurve eher allmählich verläuft, was darauf hindeutet, dass die Tellerfedervorrichtung einen gewissen mildernden Effekt auf den Festigkeitsabbau hat . Unter Einwirkung einer größeren Axiallast verstärkt sich dieser Abschwächungseffekt, und die Abbaukurven der Exemplare IPC4 und IPCD4 veranschaulichen dieses Phänomen deutlich. Der α der Außenfuge liegt über 0,9, während der α der Innenfuge über 0,8 liegt. Alle Proben erfüllen die in ACI 374.1-0538 festgelegte Akzeptanznorm, wonach der Festigkeitsabbaukoeffizient nicht weniger als 0,75 betragen sollte.

Definition des Festigkeitsabbauverhältnisses.

Festigkeitsabbauverhältnis.

Die Verschlechterung der Steifigkeit ist ein weiterer wichtiger Parameter zur Beurteilung der seismischen Reaktion der Bauwerke, da sie den kumulativen Schaden angibt, der durch die seismischen Belastungen verursacht wird. Wenn die Gelenksteifigkeit während eines Erdbebens deutlich abnimmt, führt eine kleine Belastung zu einer großen Verformung des Bauwerks und führt dazu, dass es instabil wird; Daher ist die Verschlechterung der Steifigkeit bei der Bewertung der seismischen Leistung der Struktur von entscheidender Bedeutung. Die Sekantensteifigkeit wird verwendet, um die Abnahme der Probensteifigkeit zu vergleichen. Die Sekantensteifigkeit ist definiert als die Steigung der Linie zwischen dem Lastpunkt und dem Ursprung, die dem maximalen seitlichen Verschiebungsverhältnis jedes Zyklus entspricht39. Die Sekantensteifigkeit jedes Teststücks ist in Abb. 17 dargestellt. Aufgrund der Anhäufung von Probenschäden kann beobachtet werden, dass die Steifigkeit mit zunehmendem seitlichen Verschiebungsverhältnis abnimmt. Die Proben EPC2 und IPC2 zeigen einen ähnlichen Abbautrend wie die Proben ERC2 und IRC2, was darauf hindeutet, dass die vorgefertigten Verbinder mit vollständigen Vergusshülsen die gleiche Steifigkeitsverschlechterungsleistung aufweisen wie vor Ort eingegossene Verbinder. Die anfängliche Steifigkeit der Probe, die einer stärkeren axialen Belastung ausgesetzt ist, ist viel größer als die der Proben EPC2 und IPC2, wobei die lokalen Steifigkeiten der Proben EPCD4 und IPCD4 erhöht sind. Somit ist die Anfangssteifigkeit am höchsten. Mit zunehmender Verschiebung geben jedoch Betonbrüche und Stahlstäbe nach, wodurch der Steifigkeitsabbau der Probe bei einem hohen axialen Kompressionsverhältnis noch ausgeprägter wird. Bevor das Verschiebungsverhältnis 1 % erreicht, wird die Steifigkeitsabbaukurve der neuen vorgefertigten Verbindung steiler und dann flacher. Dies liegt daran, dass der Betonabschnitt an der Tellerfedervorrichtung am Ende des neuen Verbindungsbalkens kleiner ist, was zu einer geringeren Schadenstoleranz führt. Allmählich spielt die Tellerfedervorrichtung eine Rolle im Prozess der fortschreitenden Betondegradation. Selbst wenn der Beton deutlich reißt, geht die Steifigkeit der neuen Fertigteilfuge noch nicht vollständig verloren. Es behält bis zum Ende des Tests eine gewisse Steifigkeit bei, es behält immer noch eine gewisse Steifigkeit und die Stelle des Betonschadens ist vorhersehbar. Bei der monolithischen Probe und der regulären Fertigteilprobe nimmt die bleibende Schädigung des Betons mit zunehmendem Verschiebungsverhältnis weiter zu und die Steifigkeit der Probe geht am Ende des Tests fast vollständig verloren. Ab einem Verschiebungsverhältnis von 2,5 % ist die Steifigkeit der vier neuen vorgefertigten Verbindungen aufgrund der hervorragenden Schadenstoleranz der Tellerfedervorrichtung immer größer als die des monolithischen Probekörpers und des herkömmlichen vorgefertigten Probekörpers. Die obigen Ergebnisse zeigen, dass die Tellerfeder nicht nur die Anfangssteifigkeit des Bauteils erhöhen, sondern auch den Steifigkeitsabbau verringern kann und einen großen Einfluss auf die Verhinderung des Einsturzes der Struktur während eines Erdbebens hat.

Verschlechterung der Steifigkeit.

Aufgrund des unterschiedlichen axialen Kompressionsverhältnisses und der inneren Struktur der Probe variiert der Grad der Festigkeits- und Steifigkeitsverschlechterung während des gesamten Prüfverfahrens. Der Rückgang der Festigkeit und Steifigkeit der monolithischen Probe ist auf die ständige Anhäufung von Betonschäden und Längsverformungen der Bewehrung zurückzuführen; Das Vorhandensein einer vollständigen Vergusshülse in gewöhnlichen Fertigteilproben vergrößert die Schadensfläche des Betons und erhöht die Konzentration der Längsbewehrung. Allerdings kann die vollständige Vergusshülse die lokale Festigkeit und Steifigkeit des Balkenendes verbessern, und schließlich ähnelt ihre Festigkeits- und Steifigkeitsabbaukurve der der monolithischen Probe. Der neue, vorgefertigte Probekörper ist mit einer vollständigen Vergusshülse und einer Tellerfedervorrichtung ausgestattet, sodass der Festigkeitsverlust des Probekörpers in der frühen Phase der Belastung deutlicher sichtbar ist. In der späteren Phase erfüllte die Tellerfedervorrichtung mit einer guten Verformungsfähigkeit ihre Rolle vollständig und linderte die Verschlechterungsrate von Festigkeit und Steifigkeit, und schließlich war die Festigkeits- und Steifigkeitsabbaukurve des neuen Gelenks etwas höher.

Die kumulative Energiedissipation ist eine entscheidende Messgröße zur Bestimmung der Energiedissipationsfähigkeit einer Struktur. Der Energieverlust jedes Zyklus wird durch die Fläche um die zyklische Hystereseschleife dargestellt, und der kumulative Energieverlust wird als die Summe des Energieverlusts des kontinuierlichen Zyklus definiert. Das äquivalente viskose Dämpfungsverhältnis40, ζeq, ist in Abb. 18 dargestellt und wird mithilfe der Formel (1) abgeleitet. SABCDA stellt die Fläche um die Hystereseschleife für eine gegebene Verschiebung dar, während S (OBE+ODF) die Summe der Flächen des rechten Tri-Verhältnisses OBE und ODF ist. Die Größe wird nicht nur durch die Fläche der Hystereseschleife gesteuert, sondern auch durch die Fülle der Hystereseschleife, wie in Abb. 19 dargestellt. Je kleiner die von der Hysteresekurve eingeschlossene Fläche ist, desto schwerwiegender und kleiner ist die Einklemmung ζeq ist; Daher kann es als weiterer entscheidender Index zur Bewertung der Energieverbrauchskapazität der Struktur verwendet werden.

Definition des äquivalenten viskosen Dämpfungsverhältnisses.

Äquivalentes viskoses Dämpfungsverhältnis.

Bevor sich das seitliche Verschiebungsverhältnis 0,5 % nähert, ist die Energiedissipationskapazität der Probe relativ gering; Mit Eintritt in die elastoplastische Phase nimmt sie jedoch erheblich zu. Die Abbildungen 19a und 20a zeigen, dass ζeq und der kumulierte Energieverbrauch der Außenfugenproben weiter ansteigen. Ein Vergleich des kumulativen Energieverbrauchs von ERC2, EPC2 und EPCD2 bei einem seitlichen Verschiebungsverhältnis von 3,5 % zeigt, dass der kumulative Energieverbrauch von EPCD2 am höchsten ist, was 61 % bzw. 13 % mehr ist als der der Exemplare ERC2 bzw. EPC2. und es gibt einen ähnlichen Anstieg im Vergleich zu seinem Gegenstück. Abbildung 19b zeigt, dass die ζeq-Werte von IPC2 und IPCD2 ungefähr gleich sind. Aufgrund der unterschiedlich starken Scherverformung im Kernbereich beider ist der Pinch-Effekt der Hysteresekurve in den späten Phasen der Prüfbelastung stärker ausgeprägt. Abbildung 20b zeigt, dass die kumulative Energiedissipation der beiden relativ gering ist, was durch den Fehlermodus bestimmt wird. In Abb. 19 entsteht der horizontale Abschnitt der Kurve, bevor das Verschiebungsverhältnis 1 % erreicht, da sich die Probe in einem elastischen Zustand befindet und die Form der Last-Verschiebungs-Kurve bei jedem Zyklus die gleiche Form hat. Die Abbildungen 19 und 20 zeigen außerdem, dass der kumulierte Energieverbrauch der Probe mit zunehmender Axiallast zunimmt. Deutlicher ist dagegen die Steigerung beim neuen Gelenk mit der Tellerfedereinrichtung. Wenn das Verhältnis der seitlichen Verschiebung 4,5 % beträgt, ist der kumulative Energieverbrauch von Specimen IPCD4 um 60 % bzw. 53 % höher als der von IPC2 bzw. IPCD2. Aus der Analyse der Steigung der Energiedissipationskurve geht hervor, dass die Steigung der neuen Probe mit eingebauter Tellerfeder größer ist, und wenn der Test fortgesetzt wird, wird die kumulative Energiedissipation größer sein, was darauf hinweist, dass die Eigenschaften Die Eigenschaften der Tellerfeder mit hoher Verformung und hoher Belastung erhöhen die kumulative Energiedissipationskapazität der Probe erheblich.

Kumulierte Energieverlustkurven.

Auch die Scherverformung im Gelenkbereich ist ein entscheidender Indikator für die Gelenkleistung. Nach Abb. 21 und 22 wird in dieser Arbeit die Schubverformung des Gelenkbereichs γ beurteilt. Die Definition von γ ist daher wie folgt definiert:

wobei δ1, \(\delta_{1}^{^{\prime}}\), δ2 und \(\delta_{2}^{^{\prime}}\) die relativen Verformungen in horizontaler und vertikaler Richtung sind , jeweils; und b und h sind der horizontale Messabstand bzw. der vertikale Messabstand des Verbindungsbereichs.

Bewertungsmethode der Scherverformung.

Scherverformung des Gelenkkernbereichs.

Abbildung 22 zeigt die durchschnittliche Scherverformung des Knotenbereichs jeder Probe bei unterschiedlichen seitlichen Verschiebungsverhältnissen. Die letztendliche Scherverformung des Gelenkbereichs der Außenfuge ist relativ gering, wie in Abb. 22c zu sehen ist. Die maximale Scherverformung im Verbindungsbereich von Probe EPC2 ist mit nur 0,018 am größten, da sich die Verformung der Außenverbindung am Ende des Trägers konzentriert und es im Verbindungsbereich fast keine Risse gibt. Einige Schlussfolgerungen können jedoch dennoch bestimmte Implikationen aus der Kurve ziehen. Die endgültige Scherverformung der Proben EPCD2 und EPCD4 ist geringer als die der Proben EPC2 und EPC4, und eine Erhöhung der Axiallast kann die Scherverformung ebenfalls verringern. Dieses Phänomen wird in Abb. 22b deutlicher. Vor dem seitlichen Verschiebungsverhältnis von 0,5 % gibt die Probe nicht nach und zeigt eine ähnliche, winzige Scherreaktion, die allmählich zunimmt. Bevor das seitliche Verschiebungsverhältnis 3 % erreicht, ist aufgrund der größeren Anfangssteifigkeit der Balkenenden von IPCD2 und IPCD4 die zunehmende Geschwindigkeit der Scherverformung stärker ausgeprägt und wird dann unter dem Einfluss der Tellerfeder allmählich immer sanfter. Die ultimative Scherverformung wird im Vergleich zu IPC2 und IPC4 um 17 % bzw. 21 % reduziert. In Abb. 22b wird beobachtet, dass die ultimativen Scherverformungen der Proben IRC2, IPC4 und IPCD4 begrenzt sind, da ihre ultimativen Versagensarten Biegeversagen sind und der Schaden im Verbindungsbereich relativ gering ist. Beim Vergleich der Scherverformungskurven der Proben IPC2, IPCD2, IPC4 und IPCD4 wird festgestellt, dass die Kurven der gewöhnlichen vorgefertigten Proben IPC2 und IPC4 mit zunehmender Belastungsverschiebung allmählich steiler werden. Die Scherverformungsinkremente der Verbindungsbereiche von IPCD2 und IPCD4 der neuen Probe nehmen allmählich ab. Darüber hinaus wird die Kurve sanfter, was auf die hervorragende Verformungsfähigkeit und Selbstrückstellleistung der Tellerfedervorrichtung zurückzuführen ist. Durch die Erhöhung der Axiallast wird die Entstehung von Rissen im Verbindungsbereich verhindert. Wenn das seitliche Verschiebungsverhältnis 4,5 % beträgt, ist die Scherverformung der Proben IPC4 und IPCD4 67 % bzw. 73 % geringer als die der Proben IPC2 bzw. IPCD2, wobei die endgültige Scherverformung der Probe IPCD4 nur 0,056 rad beträgt. Es zeigt sich, dass durch den Einsatz einer Tellerfedereinrichtung und die Erhöhung der Axiallast die Schubverformung im Gelenkbereich deutlich reduziert wird.

In dieser Studie wird ein neuer Gelenktyp entworfen, in den eine Tellerfedervorrichtung am Balkenende integriert ist. Die seismische Leistung von zehn Gelenken im Maßstab 1/2 wird untersucht und bewertet. Das Hauptziel dieser Arbeit besteht darin, die seismische Leistung neuer Fertigteilverbindungen zu untersuchen und die Rissverteilungseigenschaften und Versagensmodi von Proben unter verschiedenen axialen Kompressionsverhältnissen zu untersuchen. Basierend auf der Analyse der Testphänomene und der Diskussion der Testergebnisse können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden.

Im Vergleich zu herkömmlichen Fertigbetonverbindungen wurden die Tragfähigkeit, die Verschiebungsduktilität, der kumulative Energieverbrauch und die Scherverformung der neuen Fertigbetonverbindungen verbessert, und ihre seismische Leistung ist der der monolithischen Probe überlegen, was darauf hindeutet, dass der Montagemodus übernommen wurde in diesem Dokument erfüllt die Designanforderungen eines „äquivalenten Ortbetons“.

Der Verschiebungsduktilitätskoeffizient gewöhnlicher vorgefertigter Proben ist etwas niedriger als der von vor Ort gegossenen Proben, aber der Duktilitätskoeffizient neuer vorgefertigter Verbindungen ist höher als der von vor Ort gegossenen Proben, was auf die Duktilität von vor Ort gegossenen Proben hinweist wird durch die Tellerfedervorrichtung am Balkenende deutlich verbessert.

Der äquivalente viskose Dämpfungskoeffizient der vorgefertigten Probe ist nahezu derselbe wie der der gesamten Probe, aber der kumulative Energieverbrauch ist höher als der der monolithischen Probe, und die neu hergestellte Verbindung weist die höchste Energieaufnahmekapazität auf.

Am Ende des Tests wies die Tellerfedervorrichtung keine nennenswerten Schäden auf. Während eines Erdbebens kann die Anhäufung dauerhafter Schäden am Beton zum vollständigen Verlust der seismischen Kapazität des Bauwerks führen. Während des Tests wurde festgestellt, dass selbst wenn der Beton des neuen vorgefertigten Probekörpers erheblich beschädigt war, der Probekörper aufgrund der Tellerfedervorrichtung immer noch ein gewisses Maß an Festigkeit und Steifigkeit beibehielt.

Die Scherverformung der neu hergestellten Verbindung ist größer als die der gewöhnlichen vorgefertigten Probe im Frühstadium und geringer als die der herkömmlichen vorgefertigten Probe im Spätstadium, was darauf hinweist, dass die Tellerfedervorrichtung die Scherverformung mildern kann. Je größer das Verschiebungsverhältnis ist, desto deutlicher wird dieser Einfluss.

Die anfängliche Steifigkeit, Tragfähigkeit und der Energieverbrauch der Probe nehmen mit zunehmender Axiallast deutlich zu. Nach Auftreten der Spitzenlast nimmt die Festigkeit der Probe jedoch rapide ab, was zu einer deutlichen Verringerung des Duktilitätskoeffizienten führt. Gleichzeitig verändert eine Erhöhung der Axiallast den Versagensmodus vorgefertigter Verbindungen von Schubversagen zu Biegeversagen, was darauf hindeutet, dass eine größere Axiallast die Rissausbreitung im Verbindungsbereich hemmen kann; Daher muss der Einfluss der Axiallast auf die Gesamtverformung der Struktur bei der Tragwerksplanung vollständig berücksichtigt werden.

Die während der aktuellen Studie verwendeten und/oder analysierten Datensätze sind auf begründete Anfrage beim entsprechenden Autor erhältlich.

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Referenzen herunterladen

Diese Forschung wurde vom Regional Collaborative Innovation Project der Autonomen Region Xinjiang (Nr. 2019E0231) unterstützt.

Hochschule für Bauingenieurwesen und Architektur, Xinjiang-Universität, Urumqi, 830063, China

Qi Chen, Yongjun Qin, Yi Xie und Chen Yang

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QC und YQ haben den Hauptmanuskripttext geschrieben und YX und CY bieten Testunterstützung. Alle Autoren haben das Manuskript überprüft.

Korrespondenz mit Yongjun Qin.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Chen, Q., Qin, Y., Xie, Y. et al. Erdbebensicherheit einer neuen vorgefertigten Betonrahmenverbindung mit eingebauter Tellerfeder. Sci Rep 13, 5334 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-32447-1

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Eingegangen: 25. August 2022

Angenommen: 28. März 2023

Veröffentlicht: 01. April 2023

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

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