新設プレキャストコンクリートフレーム接合部の耐震性能 - 石家荘市イルラーゴデイチーニ有限公司

Scientific Reports volume 13、記事番号: 5334 (2023) この記事を引用

844 アクセス

メトリクスの詳細

この研究では、新しいプレキャストコンクリートフレームの梁と柱の接続が設計されています。接続には、プレキャスト柱と継ぎ目領域を結合する組立モードが採用されており、継ぎ目領域の完全性を維持し、組立効率を高めます。従来の注入スリーブ接続に基づいて、皿ばね装置が梁端に構築され、継手の延性が向上します。 2 つのモノリシック接続、4 つの通常のプレキャスト接続、および 4 つの新しいプレキャスト接続を含む 10 個の接続試験片を低周期負荷の下でテストしました。試験パラメータには継手の種類と軸圧力比が含まれ、耐震性能の違いは破壊モード、ヒステリシス特性、剛性劣化、エネルギー散逸、継手部のせん断変形を評価することで決定されました。モノリシック接続と比較すると、従来のプレキャスト接続は同様のヒステリシス特性を示します。延性はわずかに劣りますが、支持力は高くなります。従来の2つの接続に比べ、皿バネ装置を内蔵した新しい接続は耐震性能に優れています。軸方向の圧力比は、プレキャスト接続の破損モードを決定する際の重要な要素であり、軸方向の圧力比が大きいほど試験片のせん断損傷は少なくなります。

プレキャストコンクリート (PC) フレーム構造には、建設品質の向上、建設効率の向上、労働力の節約、エネルギーの節約、排出量の削減という利点があります。その結果、PC フレーム構造に基づく新しい建築工業化という戦略的テーマは、ここ数十年でますます注目を集めています1、2、3、4。しかし、PC 架構構造の地震時の耐震性能が低いことが、高強度地域での PC 架構構造の普及を制限する理由となっています5。 PC フレーム構造の耐震性能は、PC の梁と柱の接続の信頼性と高い相関があることはよく知られています。多くの実験研究では、PC の梁と柱の接続の失敗によって引き起こされる PC 建物の崩壊現象が最も一般的であることがわかっています 6,7。したがって、PC フレームの梁と柱の接合部の耐震性能を評価することは、強度の高い場所にプレハブコンクリートフレーム構造を広く導入するための前提条件となります。

延性とエネルギー消費は、PC フレーム接続の耐震性能に影響を与える 2 つの重要な側面として広範囲に調査されてきました。プレキャストコンポーネントの組み立てモードは、PC フレーム構造のエネルギー消費に直接影響を及ぼします。何人かの研究者が、さまざまな組み立てモードを発明することで PC 接続のエネルギー効率を改善しました。現在、最も一般的な組み立て方法は、梁と柱の部材を別々にプレキャストし、その後組み立てのために現場に運び、継ぎ目部分にコンクリートを流し込むことです8,9。アセンブリの形式が異なると、それぞれ異なる問題が発生します。コンクリートを柱に注入した後10、11、柱の注入面積が大きすぎるため、建設が非効率になり、柱に弱点が現れるとエネルギー消費に悪影響を及ぼします。梁の端にコンクリートを注入する 12 ことで、柱の完全性を確保し、耐震設計における「強い柱と弱い梁」の設計原則に適合することができます。しかし、梁の縦リブは継ぎ目で連続することができず、地震時の効果的な応力伝達を確保することが困難です。プレキャストコンポーネントと継ぎ目により、ノード領域の完全性が確保され、接合領域のエネルギー消費性能が向上します5,13。プレキャスト部材内部の補強接続の信頼性の高い形状は、PC フレーム接続のエネルギー消費容量に影響を与えるもう 1 つの重要な要素であり、一般的なラップ接続には長いラップ長と不十分な接着強度が必要です 14,15。重ね接合を改善する研究では、耐震性能を改善できる一方で、複雑な製造および建設プロセスにより、プレキャストコンポーネントでの促進が困難であることが実証されています16、17。スリーブ接続は、その簡単な操作、信頼性の高いジョイント、優れた応力伝達機能により広く利用されています。ただし、PC コンポーネントの延性は、その固有の特性により弱いです 5,18。

関連研究によると、エネルギー消費装置を接合部に取り付けるか、エネルギー消費ダンパーを接合部の外側または内側に取り付けると、プレキャスト接合部の延性とエネルギー消費が増加する可能性があります。 Ertas ら 11 は、延性 PC フレームワーク接続を設計し、現場打ち、溶接複合材、およびボルト締め接続のエネルギー散逸を比較し、強化されたボルト締め接続が地震活動地域での使用に適している可能性があると結論付けました。 Morgen と Kurama19 は、エネルギー消費を改善するためにトライブダンパーを利用した接続設計を使用しており、分析結果は、トライブダンパーを使用したプレキャストフレームのエネルギー散逸レベルの設計を示しています。 Vidjeapriya と Jaya20 は、プレキャスト試験片の梁と柱の接合部にエネルギー消費部品として三角形の補強リブを取り付けました。これにより、モノリシック試験片と比較した場合、エネルギー消費と延性の点で満足のいく性能が実証されました。 Huang ら 21,22 は、可変摩擦ダンパー (VFD) を備えた新しい自己中心プレキャストコンクリート梁と柱の接続を提案し、実験結果は、この接続方法が自己中心性を維持しながら、大幅で信頼性の高いエネルギー消費レベルを達成できることを示しました。センタリング能力。 Luci ら 23 は、周期的な逆荷重条件下で安定したヒステリシス性能と高い低サイクル疲労性能を提供する、交換可能なエネルギー消費型コネクタ (REDC) を考案しました。追加のエネルギー消費部品に関するほとんどの研究では、エネルギー消費部品の接合構造が不便であるか、交換や修理が難しいことが判明しました。さらに、外部ダンパーを設定する接続は、エネルギー消費容量が大きくなります。ただし、占有スペースが使用に影響し、コストが高くなります。比較的シンプルで実用的で信頼性の高い内部ダンパーは、PC フレームワーク接続の研究で完全に開発されました。

高強度合金から製造された皿ばねは、製造が簡単で、剛性が高く、高圧能力があり、優れた機械的特性を備えています。重ね合わせと交差嵌合のさまざまな組み合わせにより、さまざまな剛性と変形能力を実現でき、コーンとエッジの摩擦によって地震エネルギーをある程度の減衰と散逸させることができるため、建設業界やエンジニアリング業界の分野で徐々に導入されています。。近年、予圧された皿バネを備えた新しいエネルギー消費型サポートがいくつか開発されました。サイクル試験の結果、新しいエネルギー消費型サポートは信頼性の高いエネルギー散逸能力を備えており、試験後の損傷はほとんどなく、再利用が可能であることが実証されました。組み立て皿バネによって支持されるエネルギー消費の高い建築構造は、変位のピークと残留変形を大幅に削減します24、25、26、27。現在、DSD は安定した復元性能により耐震壁を中心に配置することができるため、耐震壁の隅部に使用されています。 Xiao ら 28,29 は、皿ばね装置を利用した耐震壁（SC-SW）を試作しており、実験の結果、SC-SW の支持力は従来の耐震壁より低いのに対し、DSD を組み込んだ耐震壁は支持力が低いことがわかった。優れた変形能力とエネルギー消費量。 Xu et al.30 は壁コーナー皿ばね装置を改良し、数値シミュレーションと試験結果から、この RC 壁の支持力がより高く、エネルギー消費能力が向上することを示しました。これに基づいて、Xu et al.31 は、SC-SW の支持力と初期剛性を強化する引張圧力カップリング DSD を設計しました。ただし、PC フレームワーク接続での DSD の使用は文書化されていません。しかし、皿バネの優れた変形能力とエネルギー消費能力は、必然的に PC フレーム接続の設計に新しいアイデアをもたらすでしょう。

以上をまとめると、本稿では新しい PC フレーム構造システムを提案し、従来の PC フレーム接続と皿ばね装置を内蔵した新しい形式の PC フレーム接続 (図 1 参照) を開発しました。接続には柱と継ぎ目のプレキャスト組立モードが採用されており、接合領域の完全性が保証され、「強い柱と弱い梁」設計思想の設計原則に準拠しています。グラウトスリーブ接合によるプレハブコンクリート架構構造は耐震性に優れています。プレキャスト梁の縦リブはグラウトスリーブを使用して接続され、皿ばね装置が梁端に組み込まれています。耐震性能試験では、強度、剛性、延性、エネルギー消費特性、接合部のせん断変形耐量を評価します。 PCフレーム接続部の耐震性能に及ぼす継手のタイプ、組立方式、軸圧力比、その他のパラメータの影響を調べます。

新型PCフレームワークの接合部の模式図。

この試験で提案した新しいプレキャストコンクリート接合部の耐震性を調査するために、2つのモノリシック試験体（ERC2およびIRC2）、4つの通常のプレキャスト試験体（EPC2、EPC4、EPCD2、EPCD4）、および4つの新しいプレキャスト試験体（IPC2、IPC4、IPCD2）を使用しました。、IPCCD4）を作製した。 10 試験体の詳細を表 1 にまとめた。外部と内部の接合部は 6 層鉄筋コンクリート造フレーム構造の柱梁接合部の 1/2 収縮モデルを選択し、試作構造は耐震強度 8 度、地頂加速度PGAは0.2g、躯体構造標準層高さ3.9m、最下層高さ4.2m、縦スパン4.8m、横スパン4.2m、柱断面寸法500mm×500mm 、梁断面サイズは 300 mm × 550 mm、柱断面サイズは 5.5 kN/m2、活荷重は 2.0 kN/m2 です。接続部の中心領域でのせん断破壊や柱のプラスチックヒンジの曲げ破壊を回避するには、梁と柱が破損する前に接続部の中心部でのせん断破壊を防ぐのに十分な強度が接続部に必要です。メンバーが発生します。すべての梁と柱の接合部は、「建築物の耐震設計基準」の「強い柱、弱い梁」、「強いせん断、弱い曲げ」、「強い接合部、弱いコンポーネント」の概念に基づいて設計されています。 GB50011-2010)32、せん断力増加係数 1.5、曲げモーメント比 1.7。接続部の補強率は試作品と同一であり、最低限の補強率を満たしている。提案された新しいプレキャスト部品の性能は、前述の設計アプローチを利用した場合、モノリシック試験片の性能よりも優れていることが期待されます。図 2 は、試験片の形状、サイズ、補強の詳細を示しています。

試験片の構成と補強内容（単位：mm） (a) ERC2。 (b) IRC2。 (c) EPC2 および EPC4。 (d) IPC2 および IPC4。 (e) EPCD2 および EPCD4。 (f) IPCD2 および IPCD4。

モノリシック試験体とプレキャストコンポーネントは工場で製造され、鉄筋コンクリートコンポーネントの強度が要件を満たした後に研究室に輸送されます。さらに、プレキャストコンポーネントは実験室で組み立てられます。組立プロセスの詳細図を図 3 に示します。組立手順の技術的側面は次のとおりです。

試験片の組み立て工程。

28 日間のメンテナンス後、プレキャストコンポーネントが組み立てられ、新旧コンクリート表面の接着強度を強化し、プレキャスト試験片の完全性を確保するためにプレキャストコンクリートの表面が粗面化されます。プレキャスト柱は水平に設置されます。 (1) 皿ばねは組立式柱の梁端の縦桟に取り付けられ、左右の鋼製添え木の上下端には皿ばねを固定するための取り付け用のネジ穴が設けられています。皿ばね装置の周囲のコンクリートの早期粉砕を避けるために、皿ばね装置の周囲にプラスチックフィルムを巻きました（図3a、b）。 (2) 完全なグラウトスリーブをプレキャスト柱のビーム端の縦リブに挿入し、プレキャストビームを移動し、予備の縦リブをグラウトスリーブに挿入し、プレキャストビームの位置を調整し、400 mm ポストを挿入します。 -注入ベルトは確保されており、レーザーレベルを使用してプレキャストビームと柱の位置を確認します（図3b）。通常のプレキャスト接続については、手順 (a) が省略されます。グラウトスリーブは注入口から高性能グラウトを注入し、排気口からグラウトが噴出すると完成となります。注入ベルトはグラウト材が一定の強度に達した後に注入され、注入完了後もメンテナンスが続きます（図3c）。

モノリシック試験体およびプレキャストコンポーネントには C40 生コンクリートが使用され、打設後の領域には C50 細骨材コンクリートが使用されます。「普通コンクリートの機械的特性の試験方法に関する規格」(GB/T 50081-2016)33 によれば、接続ピースを注入した後、プレキャスト部材の横に 150 mm × 150 mm × 150 mm のピース 6 個が注入されます。試験片と同じ条件で 28 日間養生した後、立方体圧縮強度およびその他のパラメーターを電気油圧圧力試験機で測定します (表 2 を参照)。 GTJQ グラウトスリーブに使用される高性能グラウト材を表 3 に示します。すべての接続部の長手方向鉄筋には、直径 16 mm、指定降伏強度 400 MPa の HRB400 鋼棒が使用されます。縦棒のあばらには直径 8 mm の HPB300 鋼棒が使用されます。各タイプの棒鋼の試験片は、「金属材料 - 引張試験」(GB/T 228.1-2010)34 に従って引張試験を受けます。表 4 は、補強材の機械的特性をまとめたものです。新規接続に使用する皿バネは通常シリーズの皿バネで、仕様はD35.5×18.3×2×2.8×0.8です。単一の皿ばねの関連パラメータと機械的特性は、図 4 および表 5 に示すように、「皿ばね」(GB/T 1972-2005)35 から取得されます。図 5 は、取り付けられた皿ばね装置の構造図を示しています。このテストの新しい接続内で。

皿ばねとその幾何学的パラメータ。

皿バネ装置の構成。

垂直膨張率は、グラウトに関する中国の基準である GB/T 50448-2015「セメント質グラウトの適用に関する技術規定」36 の管理された指標です。

このテストは新疆大学の研究室で実施されました。試験体の耐震性能を評価するために、低サイクル往復荷重試験を利用しました。試験装置と境界条件を図6に示します。使用する試験体の形状は、試作構造の梁と柱のスパン、アクチュエータの移動量、および地面アンカー間の距離に応じて決定されます。研究室。さらに、試験片の形状が決定されます。境界条件をシミュレートする目的で、ビームの自由端の垂直支持体はダブルヒンジ付きロッドであり、これによりビーム端はトルクなしで水平に移動し、自由に回転できます。一方向ヒンジが柱の底部の固い地面に取り付けられ、柱の逆曲げ点とみなされる曲げモーメントがゼロになります。柱の端には、周期的な横方向および軸方向の荷重がかかります。各テストでは、図 7 に示すように 2 つの線形可変変位センサー (LVDT) を使用します。5 つの LVDT は部材上のさまざまな高さに配置され、荷重と変位の応答 L1 ～ L5 を評価します。 S1 ～ S4 の番号が付いた 4 つの LVDT が試験片のコア領域に設定され、せん断変形が測定されます。図８は上部柱端荷重による部材の横変位形状を示しており、実際の地震荷重を受けた鉄筋コンクリートの変形状態に似ています。柱の上部とともに水平に移動できる軸方向荷重システムは、ジョイントのコア領域と全体の変形に対して二次効果 (N デルタ) を達成できます。この試験の設計軸圧縮比 μ は 0.2 および 0.4 で、軸圧縮比 μ は μ = N/(A・fc) として定義されます。ここで、N は柱の上部にかかる垂直荷重、A は十字荷重です。 -柱の断面積、fcはコンクリートの軸方向圧縮強度です。正式な荷重を加える前に、3000 kN の支持力を持つジャッキは、柱の上部に最大の軸方向支持力の 20% と 40% に等しい軸方向荷重を加える必要があります。軸受容量 1000 kN、最大ストローク 600 mm の MTS 水平アクチュエータを使用して、コラムの上部に周期荷重を加えます。試験片の荷重がピーク荷重の約 85% に減少すると、試験は終了します。循環負荷システムを図 9 に示します。

テスト設定。

テストセットアップの概略図。

コーナー梁・柱接合部のたわみ形状。

循環ロード手順。

低サイクル往復荷重下では、外側接合部と内側接合部の亀裂の形成が異なります。外側の接合部に関しては、亀裂は主にビーム端のプラスチックヒンジ領域に集中しており、接合部のコア領域には基本的に亀裂はありません。ただし、プラスチック製のヒンジ領域と内部ジョイントのビーム端のコア領域の両方がさまざまな程度で損傷しています。図 10 および 11 は、10 個の試験片の最終的な破損モードを示しています。詳細な分析は次のとおりです。

モノリシックジョイント試験片 ERC2 と IRC2 は、同一の亀裂分布と破損モードを持っています。載荷の初期段階近くで、梁端部に縦曲げ亀裂が発生します。荷重変位が増加するにつれて、ビーム端に均一に分布している亀裂が徐々に増加して貫通しており、ビーム端の貫通亀裂が最も顕著な亀裂であることが観察できます。プラスチックヒンジ領域内でスチールバーがスライドする動きにより、ERC2 ビームの外側接合端に縦方向および斜めの亀裂が発生します。最後に、亀裂の発生に伴い、プラスチックヒンジ領域で重大なコンクリート剥離が発生します。内部ジョイント IRC2 のドリフト率が 1.5% に達すると、ジョイントのコア領域に微小亀裂が発生し、その後成長し続けます。それにもかかわらず、試験片の最終的な破損は、コア領域の多数の微小亀裂によって引き起こされるのではなく、むしろビーム端近くの貫通亀裂の継続的な発達によって引き起こされます。 ERC2 と IRC2 の故障モードを図 2 に示します。それぞれ10aと11a。

外装継手ドリフト率が 0.4% の場合、供試体 ERC2 および EPC2 には曲げ亀裂が発生します。次に、曲げ亀裂がビーム端から離れて広がり、プラスチックヒンジゾーンが生成されます。 EPC2およびEPCD2損傷のプロセス全体を補足図に示します。それぞれA1とA2。プレキャスト部材のポストキャスト領域の強度が高いため、試験片の EPC2 ビーム端のプラスチックヒンジ領域の亀裂はより集中しており、損傷はより深刻です。新しい試験片 EPCD2 の亀裂の進展プロセスと破損の特徴は、最初の 2 つの試験片とは異なります。荷重プロセス中に、注入後の領域の幾何学的凹部とプレキャスト梁の端の幾何学的膨らみが互いに噛み合い、応力集中が発生します。これにより、新旧コンクリートの接合面にひび割れが早期に発生し、打設後の領域を通って斜めせん断ひび割れに拡大します。試験体 EPCD2 の非弾性損傷のほとんどが皿ばね装置に集中しているため、実際の地震後に迅速に検査または補強できることは明らかです。荷重の後期段階では、2 つの斜めの主亀裂を除いて、最終荷重段階ではそれ以上の亀裂は発生しません。補足図A2に示すように、横変位率が4％に達したときに実験は終了しました。梁の下部コンクリートを剥がし、内部の皿バネシステムとグラウトスリーブを観察しました。皿ばね装置と注入スリーブは良好な状態にあり、注入スリーブ内の補強材が滑らないことが判明しました。皿ばね装置と注入スリーブの間の補強部分が曲がっていました。補強材の降伏位置がもともとここで発生したことがわかります。ただし、補強のこの部分には目に見えるネッキングはありませんでした。試験片 EPC4 および EPCD4 の破損プロセスは、試験片 EPC22 および EPCD2 の破損プロセスに匹敵します。しかし、軸圧縮比の増加により、亀裂の発生が遅れ、亀裂の進展が抑制されます。一般に、サイドジョイントへの最も重大な損傷は、常に梁端のプラスチックヒンジ領域、特に梁と柱の境界面と皿ばね領域に集中します。すべての試験体は、縦方向の鉄筋の降伏と梁の端のコンクリートの破砕により破損しており、最適なヒンジ機構が示されています（図 10a ～ e）。

内部ジョイント内部ジョイントはさまざまな故障モードを示します。試験片 IRC2 および IPC の梁端では、応力の初期段階で均一に分布した曲げ亀裂が発生します。ドリフト率が 1% に達すると、ビーム・コラム界面が貫通されます。ドリフト率が 1.5% に達すると、接合部の中心部に斜め亀裂が発生し、徐々に増大する斜め亀裂によって十字亀裂が発生します。 IPC2 試験片の梁端の垂直曲げ亀裂はより集中しており、コア領域の傾斜亀裂の数はより多くなっています。興味深いことに、試験片の IRC2 のコア領域の斜め亀裂の幅は大幅には増加しませんでした。しかし、梁と柱の境界面の間のギャップは周期的な荷重により開閉を繰り返し、幅は増加し続け、最終的に試験片は破損しました。補足図A3およびA4は、試験片IPC2およびIPCD2の損傷プロセスを示しています。試験片 IPC2 と IPCD2 の破損モードは類似しており、注入後の領域強度の上昇により、それらの破損モードはモノリシック試験片 IRC2 の破損モードと区別されます。荷重処理中、亀裂はコア領域に向かって伝播し続けました。ドリフト率が 2.5%に達した後、コア領域のクロス亀裂は主亀裂に進展し、最終的にはコア領域のせん断変形と梁端の曲げ変形の複合作用により試験体は破壊しました。補足図 A4 は、変位率が 5% に達したとき、試験片 IPCD2 のビーム端にまだいくつかの亀裂があることを明らかにしており、皿ばね装置が試験手順全体を通じて役割を果たしたことを示しています。試験片 IPC2 と比較して、新しい接合部 IPCD2 の損傷はより集中しており、コア領域のせん断変形はより顕著です。軸方向荷重が大きい試験片 IPC4 および IPCD4 は、モノリシック試験片 IRC2 と同じ曲げ破壊モードを示し、梁端の長手方向の補強材が最初に降伏しました。異なる軸方向圧縮比における同じ試験片の破壊モードは、軸方向荷重を増加させるとコア領域のせん断耐力が増加する可能性があることを示しています。図 11c、e では、軸応力の増加により接合領域での傾斜亀裂の発生が遅くなることも確認されています。梁と柱の接合部の中心領域における軸方向の圧縮、せん断、および曲げモーメント結合の複雑な応力状態の結果、内部接合部の接合部にさまざまな程度の損傷が現れます (図 11a ～ e)。。

外装接合部の亀裂の分布と破損パターン (a) ERC2。 (b) EPC2; (c) EPC4; (d) EPCD2; (e) EPCD4。

内部接合部の亀裂の分布と破損パターン (a) IRC2。 (b) IPC2。 (c) IPC4; (d) IPCD2。 (e) IPCD4。

図 12 と 13 は、10 個の試験片の荷重変位曲線と包絡線を示しています。試験体の耐震性能を定量的に解析するために、包絡線を用いて降伏点、ピーク点、限界点を求め、各特性点に対応する横変位比と横力を求めます。降伏点は、Park37 によって提案された等価弾塑性エネルギー基準によって定義されます。図１４に示すように、面積Ｓ１とＳ２が等しい場合、点Ｈの位置を確定することができる。水平軸に垂直な垂直線が点 H を通って引かれ、それが包絡線と交差する点が降伏点です。負荷がピーク負荷の 85% に低下する点を終点と定義します。試験片μの降伏変位比Δy、降伏荷重Py、ピーク荷重Pm、関連横変位比Δm、極限横変位比Δu、変位延性係数を表6にまとめます。 μは、降伏ドリフト比に対する極限ドリフト比の比として計算され、試験片の塑性変形能力を反映します。

外部接続のヒステリシス曲線と包絡線。

内部接続のヒステリシス曲線とエンベロープ曲線。

降伏変位を定義するために使用される方法。

荷重変位曲線は正負の対称性が悪いため、荷重変位曲線の正方向を降伏点、負方向をピーク点として参考にしています。載荷の初期段階では、一体構造試験片 ERC2 および IRC の荷重-変位曲線は線形弾性であり、残留変形は小さく、亀裂は均一に発達します。荷重変位に伴って、ヒステリシス曲線の包絡線面積が徐々に増加し、ピーク荷重に達した後に試験片の強度が徐々に減少します。これは、モノリシック試験片が良好なヒステリシス性能を備えていることを示しています。試験片 EPC2 および IPC2 の特性荷重に対応する降伏荷重、ピーク荷重、および横変位比は、モノリシック試験片のものと同等であり、この組み立てモードがより信頼性が高いことを示しています。新試験片 EPCD2 および IPCD2 は、より安定したヒステリシス特性を示します。 2 つの試験片のピーク荷重は 45.70 kN と 80.1 kN で、ERC2 と IRC2 のモノリシック試験片 (35.9 kN と 74.3 kN) と比較して、それぞれ 32.46% と 13.75% 増加しています。 3 種類の継手を比較すると、皿ばね装置を内蔵した新型継手の降伏点に相当する変位比が最も大きく、皿ばね装置の存在が関節の出現を遅らせていることがわかります。降伏点。各供試体の荷重変位曲線を観察すると、各サイクルにおける横力除荷の過程で、新しい継手の横変位は他の継手よりもゆっくりと減少し、完全に除荷されたときに残留変位が最小になることがわかります。変位率が 1% に達する前に、新しいジョイントの荷重 - 変位曲線は戻り曲線に近づき、皿ばね装置がテストの初期段階で作業に参加できることを示しています。梁端でのバーの長手方向の滑りの結果、構築された試験片の荷重 - 変位曲線の除荷プロセスは非常に急峻になり、その後非常に平坦になります。この現象は図 1 と図 2 でより明らかです。図１２ｂ、ｃおよび１３ｂ、ｃは、従来のプレハブ接合部の滑り込みが多いことを示しており、これはまた、皿ばね装置が補強滑りを改善することを間接的に裏付ける。図 A2 では、試験後に内部の鉄筋の状態が直接検出され、鉄筋の滑りも最小限であると判断されます。軸圧縮比が 0.4 の場合、EPC4、EPCD4、IPC4、および IPCD4 の破損メカニズムは同一であり、荷重 - 変位曲線は高い類似性を示します。軸圧縮率の増加は、外側継手試験片の破壊モードを変化させませんが、内側継手試験片の破壊モードをコア領域のせん断破壊から曲げ破壊に変化させ、荷重-変位曲線が変化します。「S」字型から（図13b、d）。元の反「S」字形状 (図 13b、d) は、より完全なシャトル形状 (図 13c、e) に発展します。これは、軸圧縮比の増加により試験片の支持力が向上するだけでなく、故障モードを変更します。テスト中、IPC2 と IPCD2 のコア領域がせん断されて破壊されたため、ピンチ効果がより顕著になりました。軸方向の圧縮比の増加により、柱の亀裂の発生が制限され、その結果、ビーム端のプラスチックヒンジによって形成された試験片の曲げ破壊が発生し、試験片 IPC4 および IPCD4 の荷重-変位曲線がより類似したものになります。 IRC2の。荷重の後期段階では、すべての試験片でピンチ効果の増加と残留変形の増加が実証されました。

図３と図４の包絡線から、図 12f および 13f、および表 6 を参照すると、各試験片の支持力、強度劣化、および延性の違いを観察する方が直感的であり、10 個の試験片には明らかな降伏段階があることが観察できます。軸圧縮率が 0.2 の場合、モノリシック試験片と通常のプレキャスト試験片の包絡線は大きく異なりません。供試体ERC2、EPC2、EPCD2の降伏横変位比とピーク横変位比は同様ですが、皿ばね装置を内蔵した新供試体EPCD2の降伏荷重（42.2kN）とピーク荷重（50.00kN）はERC2と比較して、それぞれ48%と55%増加しました。内部ジョイントにも同様の持ち上げ効果があり、皿バネによってビーム端の局所的な剛性が増加します。一体型試験片 ERC2 (IRC2) と比較して、通常のプレキャスト試験片 EPC2 (IPC2) の延性係数はわずかに減少していることがわかり、新しいプレキャスト試験片 EPCD2 (IPCD2) の延性係数はわずかに増加しており、皿ばねが良好であることを示しています。試験片の延性を向上させるのに有益です。アキシアル荷重の増加により、試験片の支持力が向上します。内側ジョイントと比較すると、外側ジョイントの増加が顕著です。試験片 EPC2 と EPC4 を例にとると、後者のピーク荷重は前者に比べて 61% 増加しています。軸方向荷重が大きくなると、試験片はピーク荷重に達した後に急速に変形して 85% 未満になるため、軸方向荷重が増加すると変位延性係数が減少します。

所定の横方向ドリフト比の下では、複数回の荷重サイクル中に損傷が蓄積するため、強度低下が発生する可能性があります。強度劣化率 α は、図 15 に示すように、i 番目 (i = 2) サイクルでの支持力と最初のサイクルでの支持力の比として定義されます。図 16a、b は、それぞれ外側ジョイントと内側ジョイントです。 10 個の試験片は荷重試験の開始時に弾性範囲内にあり、強度の低下はすぐにはわかりませんでした。強度劣化曲線は、横変位率が 1.5% になると急激に減少し、1.5 ～ 2.5% の間でわずかに上昇します。曲線の急激な減少の位置は、試験片がピーク荷重に達する位置に対応します。この過程で鉄筋が降伏し、コンクリートの損傷が蓄積します。軸圧縮率0.2の試験片の強度劣化曲線から、横変位率が3.5%から5%に達すると、試験片ERC2のαは9.8%減少するのに対し、試験片EPC2、試験片のαは9.8%減少することがわかります。 EPCD2 はそれぞれ 4.3% と 5.4% しか減少しません。軸圧縮比が 0.4 の試験片は、横変位比が 3.5% から 4.5% に増加するにつれて、より強い強度低下効果を示し、IPC4 と IPCD4 の α は、それぞれ 0.97 と 0.95 から 0.81 と 0.9 に減少しました。全供試体の強度劣化曲線を比較すると、供試体 EPCD2、EPCD4、IPCD2、IPCD4 の強度劣化率は比較的低く、劣化曲線も緩やかであり、皿ばね装置が強度低下に対して一定の緩和効果を持っていることがわかります。。より大きなアキシアル荷重が作用すると、この緩和効果はより顕著になり、試験片 IPC4 および IPCD4 の劣化曲線はこの現象を明確に示しています。外側ジョイントのαは 0.9 を超え、内側ジョイントの α は 0.8 を超えます。すべての試験片は、ACI 374.1-0538 で指定されている強度劣化係数が 0.75 以上であるべきという合格基準を満たしています。

強度低下率の定義。

強度低下率。

剛性の劣化は、地震荷重によって引き起こされる累積的な損傷を示すため、構造物の地震応答を評価するもう 1 つの重要なパラメータです。地震時に接合部の剛性が著しく低下すると、小さな荷重でも構造物が大きく変形し、不安定になります。したがって、構造物の耐震性能を評価する際には、剛性の低下が非常に重要です。セカント剛性は、試験片の剛性の低下を比較するために利用されます。セカント剛性は、各サイクルの最大横方向変位比に対応する、荷重点と原点の間の線の傾きとして定義されます39。各試験片の割線剛性を図 17 に示します。試験片の損傷の蓄積により、横方向変位比が増加するにつれて剛性が低下することが観察できます。試験片 EPC2 および IPC2 は、試験片 ERC2 および IRC2 と同様の劣化傾向を示し、フルグラウトスリーブを備えたプレキャストコネクタが現場鋳造コネクタと同じ剛性低下性能を示すことを示しています。より強いアキシアル荷重を受けた試験片の初期剛性は、試験片 EPC2 および IPC2 の初期剛性よりもはるかに大きく、その中でも試験片 EPCD4 および IPCD4 の局部剛性が増加しています。したがって、初期剛性が最も高くなる。しかし、変位の増加に伴い、コンクリートの破壊や棒鋼の降伏が発生し、軸圧縮比が高い試験体の剛性低下がさらに顕著になります。変位率が 1% に達する前に、新しいプレハブ継手の剛性劣化曲線は急峻になり、その後平坦になります。これは、新設接合梁端部の皿ばね装置のコンクリート断面が小さくなり、損傷に対する許容度が低下するためである。コンクリートの劣化が進む過程で、皿ばね装置が徐々に機能していきます。たとえコンクリートに大きな亀裂が生じたとしても、新しいプレハブ継手の剛性は完全に失われるわけではありません。試験終了まである程度の剛性を維持しており、コンクリートの損傷箇所も予測可能です。モノリシック試験体と通常のプレキャスト試験体に関しては、変位比の増加に伴ってコンクリートの永久損傷が増加し続け、試験終了までに試験体の剛性がほぼ完全に失われます。 2.5% の変位率が発生した後、4 つの新しいプレハブ継手の剛性は、皿ばね装置の優れた耐損傷性により、モノリシック試験片および従来のプレハブ試験片の剛性よりも常に大きくなります。以上の結果より、皿ばねは部材の初期剛性を高めるだけでなく、剛性低下を抑制することができ、地震時の構造物の倒壊防止に大きな効果を発揮することが分かりました。

剛性の劣化。

軸方向の圧縮率と試験片の内部構造が異なるため、強度と剛性の低下の程度は試験手順全体を通じて異なります。モノリシック試験体の強度と剛性の低下は、コンクリートの損傷と長手方向の鉄筋の変形が継続的に蓄積するためです。通常のプレキャスト試験片に完全なグラウトスリーブが存在すると、コンクリートの損傷領域が増加し、縦方向の鉄筋の濃度が増加します。ただし、完全なグラウトスリーブはビーム端の局所的な強度と剛性を向上させることができ、最終的にその強度と剛性の劣化曲線はモノリシック試験片の強度と剛性の劣化曲線に似ています。新しいプレキャスト試験片は、完全なグラウトスリーブと皿ばね装置を使用して構築されているため、荷重の初期段階で試験片の強度低下がより顕著になります。後期では、変形能力に優れた皿ばね装置がその役割を十分に発揮し、強度・剛性の劣化速度が緩和され、最終的には新継手の強度・剛性劣化曲線が若干高くなっています。

累積エネルギー散逸は、構造のエネルギー散逸能力を決定するための重要な指標です。各サイクルのエネルギー散逸は周期ヒステリシスループの周囲の面積で表され、累積エネルギー散逸は連続サイクルのエネルギー散逸の合計として定義されます。等価粘性減衰比 40、zeeq は図 18 に示されており、式 (1) を使用して導出されます。 SABCDA は、特定の変位に対するヒステリシスループの周囲の面積を表します。一方、S (OBE+ODF) は、右側の 3 比率 OBE と ODF の面積の合計です。このサイズは、図 19 に示すように、ヒステリシスループの面積だけでなく、ヒステリシスループの充実度によっても制御されます。ヒステリシス曲線で囲まれた面積が小さいほど、ピンチはより厳しくなり、ヒステリシスループが小さくなるにつれて、ヒステリシスループが小さくなります。 zeeq は; したがって、構造物のエネルギー消費能力を評価するためのさらに重要な指標として利用できます。

等価粘性減衰比の定義。

同等の粘性減衰比。

横方向変位比が 0.5% に近づく前は、試験片のエネルギー散逸能力は比較的低くなります。ただし、弾塑性段階に入るとかなり増加します。図 19a と 20a は、外部接合試験片の zeeq と累積エネルギー消費量が増加し続けていることを示しています。横変位率が3.5%のときのERC2、EPC2、EPCD2の累積エネルギー消費量を比較すると、EPCD2の累積エネルギー消費量が最も高く、供試体ERC2、EPC2よりそれぞれ61％、13％多くなっています。同様の増加が見られます。図 19b は、IPC2 と IPCD2 の zeeq 値がほぼ同じであることを示しています。両方のコア領域のせん断変形の程度が異なるため、ヒステリシス曲線のピンチ効果は、試験荷重の後期段階でより深刻になります。図 20b は、この 2 つの累積エネルギー散逸が比較的低く、故障モードによって左右されることを示しています。図19では試験片が弾性状態にあるため変位率が1%に達する前に曲線の水平断面が現れており、各サイクルでの荷重−変位曲線の形状は同じ形状となっている。図 19 と図 20 は、アキシアル荷重が増加するにつれて試験片の累積エネルギー消費量が増加することも示しています。対照的に、皿ばね装置を備えた新しいジョイントの増加はより明らかです。横方向変位の比率が 4.5% の場合、試験片 IPCD4 の累積エネルギー消費量は、IPC2 および IPCD2 よりもそれぞれ 60% および 53% 高くなります。エネルギー散逸曲線の傾きを解析すると、皿バネを内蔵した新品試験片の方が傾きが大きく、試験を継続すると累積エネルギー散逸が大きくなり、特性が良好であることがわかります。皿ばねの高変形および高荷重特性により、試験片の累積エネルギー散逸能力が大幅に向上します。

累積エネルギー散逸曲線。

接合領域付近のせん断変形も、接合性能の重要な指標です。図１、２によると、図２１および図２２に示すように、この研究では接合領域γのせん断変形が評価される。したがって、γ の定義は次のように定義されます。

ここで、δ1、\(\delta_{1}^{^{\prime}}\)、δ2、\(\delta_{2}^{^{\prime}}\) は水平方向と垂直方向の相対的な変形です。、それぞれ; b と h はそれぞれ接合部の水平標点距離と垂直標点距離です。

せん断変形の評価方法。

ジョイントコア領域のせん断変形。

図 22 は、異なる横変位比の下での各試験片のノード領域の平均せん断変形を示しています。図 22c に見られるように、外側ジョイントのジョイント領域の最終的なせん断変形は比較的最小限です。供試体 EPC2 は、外装継手の変形が梁端部に集中しており、継手部に亀裂がほとんどないため、継手部の極限せん断変形は 0.018 に過ぎず最も大きい。ただし、一部の結論は依然として曲線から特定の意味を読み取ることができます。試験片 EPCD2 および EPCD4 の極限せん断変形は、試験片 EPC2 および EPC4 よりも小さく、アキシアル荷重の増加によりせん断変形も小さくなる可能性があります。この現象は図 22b でより明らかです。横方向変位比が 0.5% になる前は、試験片は降伏せず、同様の小さなせん断応答を示し、徐々に増加します。横変位率が 3% に達する前は、IPCD2 と IPCD4 の梁端部の初期剛性が大きいため、せん断変形の増加速度がより顕著になり、その後、皿ばねの影響で徐々に緩やかになります。最終的なせん断変形は、IPC2 および IPC4 と比較して、それぞれ 17% および 21% 減少します。図 22b では、試験片 IRC2、IPC4、および IPCD4 の最終的なせん断変形が制限されていることが観察されます。これは、それらの最終的な破壊モードが曲げ破壊であり、接合領域の損傷が比較的軽いためです。供試体IPC2、IPCD2、IPC4、IPCD4のせん断変形曲線を比較すると、通常のプレハブ供試体IPC2、IPC4のせん断変形曲線は載荷変位が増加するにつれて徐々に急峻になることがわかります。新しい試験片の IPCD2 と IPCD4 の接合部のせん断変形量は徐々に減少します。また、皿バネ装置の優れた変形能力と自己復帰性能により、曲線が緩やかになります。アキシアル荷重の増加により、接合領域での亀裂の発生が防止されます。横方向変位比が 4.5% の場合、試験片 IPC4 および IPCD4 のせん断変形は、試験片 IPC2 および IPCD2 のせん断変形よりもそれぞれ 67% および 73% 小さくなり、試験片 IPCD4 の極限せん断変形はわずか 0.056 rad です。皿ばね装置の適用と軸方向荷重の増加により、接合領域のせん断変形が大幅に減少することが明らかです。

本研究では梁端皿ばね装置を組み込んだ新しいタイプの継手を設計した。 1/2スケール継手10個の耐震性能を検査・評価します。この論文の主な目的は、新しいプレキャスト継手の耐震性能を調査し、さまざまな軸圧縮比の下での試験片の亀裂分布特性と破壊モードを調査することです。テスト現象の分析とテスト結果の考察に基づいて、次の結論を導き出すことができます。

従来のプレキャストコンクリート継手と比較して、新しいプレハブコンクリート継手は支持力、変位延性、累積エネルギー消費量、せん断変形が向上しており、耐震性能もモノリシック試験体を上回っており、組立方式が採用されていることがわかります。本稿の「等価現場打ち」の設計要件を満たしています。

通常のプレキャスト試験片の変位延性係数は一体現場打ち試験片の変位延性係数より若干低いですが、プレハブ継手の延性係数は一体現場打ち試験片よりも高く、プレキャスト試験片の延性が良好であることがわかります。ビーム端の皿バネ装置により大幅に改善されました。

プレハブ試験片の等価粘性減衰係数は試験片全体の等価粘性減衰係数とほぼ同じであるが、累積エネルギー消費量はモノリシック試験片よりも大きく、新しく構築された継手が最も高いエネルギー消費容量を有する。

テストの終了時、皿ばね装置は大きな損傷を受けませんでした。地震の際、コンクリートに永久的な損傷が蓄積すると、構造物の耐震能力が完全に失われる可能性があります。試験中に、新しいプレハブ試験体のコンクリートが著しく損傷した場合でも、試験体は皿ばね装置の存在により一定の強度と剛性を保持していることが判明しました。

新規に作製した継手のせん断変形量は、初期においては通常の組立て試験体よりも大きく、後期においては従来の組立て試験体よりも小さくなっており、皿ばね装置によりせん断変形が軽減できることがわかる。変位比が大きいほど、この影響はより顕著になります。

アキシアル荷重が増加すると、試験片の初期剛性、支持力、エネルギー消費が大幅に増加します。ただし、ピーク荷重が発生した後、試験片の強度は急速に低下し、延性係数が大幅に低下します。同時に、軸方向荷重の増加により、プレハブ継手の破壊モードがせん断破壊から曲げ破壊に変化します。これは、軸方向荷重が大きくなると、継手領域での亀裂の伝播が抑制される可能性があることを示しています。したがって、構造設計時に、構造全体の変形に対するアキシアル荷重の影響を十分に考慮する必要があります。

現在の研究中に使用および/または分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

ACI 550R-96 プレキャストコンクリート構造物の設計推奨事項。

倉間、YC 他耐震性の高いプレキャストコンクリート構造物：最先端。Ｊ．Ｓｔｒｕｃｔ．工学 144、03118001。https://doi.org/10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0001972 (2018)。

記事 Google Scholar

Brunesi, E.、Nascimbene, R. & Peloso, S. プレキャスト壁接合部の地震応答の評価: 実験観察と数値モデリング。 J.アースq. 工学 24、1057–1082。 https://doi.org/10.1080/13632469.2018.1469440 (2020)。

記事 Google Scholar

Magliulo, G.、Bellotti, D.、Cimmino, M.、Nascibene, R. イタリア規格に準拠した RC プレキャスト建物のモデリングと地震応答解析。 J.アースq. 工学 22、140–167。 https://doi.org/10.1080/13632469.2018.1531093 (2018)。

記事 Google Scholar

Yan, Q.、Chen, T.、Xie, Z. グラウトスリーブを備えたプレキャストコンクリートの梁と柱の接続に関する耐震実験研究。工学構造体。 155、330–344。 https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2017.09.027 (2018)。

記事 Google Scholar

Brunesi, E.、Nascimbene, R.、Bolognini, D. & Bellotti, D. 鉄筋プレキャストコンクリートフレーム構造の周期応答の実験的研究。 PCIJ 60、57–79。 https://doi.org/10.15554/pcij.03012015.57.79 (2015)。

記事 Google Scholar

Belleri, A.、Brunsi, E.、Nascimbene, R.、Pagani, M. & Riva, P. イタリア領土における大地震後のプレキャスト産業施設の耐震性能。 J. 実行します。構造ファシル。 29、04014135。https://doi.org/10.1061/(ASCE)CF.1943-5509.0000617 (2015)。

記事 Google Scholar

Parastesh, H. 地震地域におけるプレキャストコンクリートフレームの新しい延性モーメント抵抗接続: 実験的調査。工学構造体。 https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2014.04.001 (2014)。

記事 Google Scholar

ユクセル、Ｅ．ら。プレキャスト建築用に開発された通常強度コンクリートで作られた 2 つの外部の梁と柱の接続部の地震挙動。工学構造体。 99、157–172。 https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2015.04.044 (2015)。

記事 Google Scholar

Xue, W. & Yang, X. プレキャストコンクリート、モーメント耐性フレームと接続の耐震テスト。 PCIJ 55、102–121。 https://doi.org/10.15554/pcij.06012010.102.121 (2010)。

記事 Google Scholar

Ertas, O.、Ozden, S. & Ozturan, T. プレキャストコンクリートモーメント抵抗フレームの延性接続。 PCIJ 51、66–76。 https://doi.org/10.15554/pcij.05012006.66.76 (2006)。

記事 Google Scholar

Dong, B.、Lu, C.、Pan, J.、Shan, Q.、および ying, W. U 字型バーと加工セメント質複合材料を使用した新しいプレキャスト梁と柱の接続の機械的挙動。上級構造体。工学 21、1963 ～ 1976 年。 https://doi.org/10.1177/1369433218761139 (2018)。

記事 Google Scholar

Rave-Arango、JF、Blandon、CA、Restrepo、JI、Carmona、F. プレキャストコンクリートの柱と柱の重ね継ぎ接続の耐震性能。工学構造体。 172、687–699。 https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2018.06.049 (2018)。

記事 Google Scholar

Di Sarno, L.、Del Vecchio, C.、Maddaloni, G. & Prota, A. 滑らかなバーと予備的な数値シミュレーションを使用した既存の RC 橋の実験応答。工学構造体。 136、355–368。 https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2017.01.052 (2017)。

記事 Google Scholar

Del Vecchio, C.、Di Ludovico, M.、Balsamo, A. & Prota, A. 繊維強化セメント複合材を使用した実際の梁と柱の接合部の耐震改修。Ｊ．Ｓｔｒｕｃｔ．工学 144、04018026。https://doi.org/10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0001999 (2018)。

記事 Google Scholar

Hosseini、SJA、Rahman、ABA、Osman、MH、Saim、A. & Adnan、A. グラウト内の変形バーの螺旋状に閉じ込められたスプライスの結合挙動。構造建てる。メーター。 80、180–194。 https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2014.12.097 (2015)。

記事 Google Scholar

Ma, C.、Jiang, H. & Wang, Z. グラウト注入スパイラル閉じ込め重ね接合を備えたプレキャスト RC 内装の梁・柱・スラブ接合部の実験的調査。工学構造体。 196、109317。https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2019.109317 (2019)。

記事 Google Scholar

Guo, T.、Yang, J.、Wang, W. & Li, C. さまざまなグラウト欠陥がある、完全にグラウトされたスリーブコネクタの接続性能に関する実験的調査。構造建てる。メーター。 327、126981。https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2022.126981 (2022)。

記事 Google Scholar

モルゲン、BG、クラマ、YC 摩擦減衰プレキャストコンクリートフレーム構造の耐震設計。Ｊ．Ｓｔｒｕｃｔ．工学 133、1501–1511。 https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9445(2007)133:11(1501) (2007)。

記事 Google Scholar

Vidjeapriya、R. & Jaya、KP 逆周期荷重下での 2 つの単純な機械的プレキャスト梁と柱の接続に関する実験的研究。 J. 実行します。構造ファシル。 27、402–414。 https://doi.org/10.1061/(ASCE)CF.1943-5509.0000324 (2013)。

記事 Google Scholar

Huang, L.、Zhou, Z.、Clayton, PM、Zeng, B. & Qiu, J. 隠れたコーベルを備えた摩擦減衰自己心出しプレストレストコンクリートの梁と柱の接続に関する実験的研究。Ｊ．Ｓｔｒｕｃｔ．工学 146、04019228。https://doi.org/10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0002536 (2020)。

記事 Google Scholar

Huang, L.、Zhou, Z.、Huang, X. & Wang, Y. 隠れたコーベルを備えた可変摩擦減衰自己心出しプレキャストコンクリート梁と柱の接続: 実験的調査と理論的分析。工学構造体。 206、110150。https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2019.110150 (2020)。

記事 Google Scholar

Xie, L.、Wu, J.、Zhang, J. & Liu, C. プレキャストコンクリートフレーム用の交換可能なエネルギー散逸コネクタの機械的挙動に関する実験的研究。構造 33、3147 ～ 3162。 https://doi.org/10.1016/j.istruc.2021.06.053 (2021)。

記事 Google Scholar

Xu, L.、Yao, S.、Sun, Y. アセンブリ自動調心エネルギー散逸ブレースの開発および検証テスト。ソイル・ディン。アースq. 工学 116、120–129。 https://doi.org/10.1016/j.soildyn.2018.10.009 (2019)。

記事 Google Scholar

Wang、W.ら。地震災害軽減のための皿ばねベースの自動調心ブレースの性能評価。工学構造体。 242、112527。https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2021.112527 (2021)。

記事 Google Scholar

Xu, L.、Fan, X. & Li, Z. プレプレスされたバネの自己調心エネルギー散逸ブレースを備えた建物の耐震評価。Ｊ．Ｓｔｒｕｃｔ．工学 146、04019190。https://doi.org/10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0002493 (2020)。

記事 Google Scholar

Xiao, S.、Xu, L. & Li, Z. 自己調心ブレースを備えた RC フレーム - コアチューブ建物の耐震性能と損傷解析。ソイル・ディン。アースq. 工学 120、146–157。 https://doi.org/10.1016/j.soildyn.2019.01.029 (2019)。

記事 Google Scholar

シャオ、S.-J.、シュー、L.-H. &リー、Z.-X. 皿ばね装置を備えた自己調心式耐力壁の開発と実験的検証。工学構造体。 213、110622。https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2020.110622 (2020)。

記事 Google Scholar

Xu, L.、Xiao, S. & Li, Z. 皿ばね装置を備えた自己調心 RC 壁のヒステリシス挙動とパラメトリック研究。ソイル・ディン。アースq. 工学 115、476–488。 https://doi.org/10.1016/j.soildyn.2018.09.017 (2018)。

記事 Google Scholar

Xu, L.、Xiao, S. & Li, Z. 改良された皿ばね装置を備えた新しい自動調心 RC 壁の動作とモデリング。 J.Eng. メカ。 146、04020102。https://doi.org/10.1061/(ASCE)EM.1943-7889.0001838 (2020)。

記事 Google Scholar

Zhang, Y. & Xu, L. 引張圧縮結合皿ばね装置を備えた自己調心 RC 壁の周期応答。工学構造体。 250、113404。https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2021.113404 (2022)。

記事 Google Scholar

GB/T 50011-2010 建物の耐震設計に関する規定。

GB/T 50081-2016 普通コンクリートの機械的性質の試験方法に関する規格。

GB/T 228.1-2010 金属材料 - 引張試験 - パート 1: 室温での試験方法。

GB/T 1972-2005 ディスクスプリング。

GB/T 50448-2015 セメント質グラウトの適用に関する技術コード。

Park, R. 実験室試験による構造および構造アセンブリの延性の評価。 BNZSEE 22、155–166 (1989)。

記事 Google Scholar

ACI 374.1-05 構造試験と解説に基づくモーメントフレームの許容基準。

Sucuoglu, H. プレキャストコンクリートフレームの地震応答に対する接続剛性の影響。 PCIJ 40、94–103。 https://doi.org/10.15554/pcij.01011995.94.103 (1995)。

記事 Google Scholar

チョプラ、AK 構造力学: 理論と地震工学への応用 (Prentice-Hall、2001)。

Google スカラー

リファレンスをダウンロードする

本研究は、新疆自治区地域連携イノベーションプロジェクト（番号2019E0231）の支援を受けました。

新疆大学土木建築学部、ウルムチ、830063、中国

Qi Chen、Yongjun Qin、Yi Xie、Chen Yang

PubMed Google Scholar でこの著者を検索することもできます

QC と YQ が原稿の本文を書き、YX と CY がテストの補助を行います。著者全員が原稿をレビューしました。

秦永俊氏への対応。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

シュプリンガーネイチャーは、発行された地図および所属機関における管轄権の主張に関して中立を保ちます。

オープンアクセスこの記事はクリエイティブコモンズ表示 4.0 国際ライセンスに基づいてライセンスされており、元の著者と情報源に適切なクレジットを表示する限り、あらゆる媒体または形式での使用、共有、翻案、配布、複製が許可されます。クリエイティブコモンズライセンスへのリンクを提供し、変更が加えられたかどうかを示します。この記事内の画像またはその他のサードパーティ素材は、素材のクレジットラインに別段の記載がない限り、記事のクリエイティブコモンズライセンスに含まれています。素材が記事のクリエイティブコモンズライセンスに含まれておらず、意図した使用が法的規制で許可されていない場合、または許可されている使用を超えている場合は、著作権所有者から直接許可を得る必要があります。このライセンスのコピーを表示するには、http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/ にアクセスしてください。

転載と許可

Chen, Q.、Qin, Y.、Xie, Y. 他皿バネを内蔵した新型プレキャストコンクリートフレーム接合部の耐震性能。 Sci Rep 13、5334 (2023)。 https://doi.org/10.1038/s41598-023-32447-1

引用をダウンロード

受信日: 2022 年 8 月 25 日

受理日: 2023 年 3 月 28 日

公開日: 2023 年 4 月 1 日

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

次のリンクを共有すると、誰でもこのコンテンツを読むことができます。

申し訳ございませんが、現在この記事の共有リンクは利用できません。

Springer Nature SharedIt コンテンツ共有イニシアチブによって提供

コメントを送信すると、利用規約とコミュニティガイドラインに従うことに同意したことになります。虐待的なもの、または当社の規約やガイドラインに準拠していないものを見つけた場合は、不適切としてフラグを立ててください。