Performance sismique d'un nouveau joint de cadre en béton préfabriqué avec un - Le lac des cygnes de Shijiazhuang Co., Ltd

Rapports scientifiques volume 13, Numéro d'article : 5334 (2023) Citer cet article

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Une nouvelle liaison poutre-colonne à ossature en béton préfabriqué est conçue dans le cadre de cette recherche. La connexion adopte le mode d'assemblage de la colonne préfabriquée et de la zone de joint conjointement pour maintenir l'intégrité de la zone de joint et augmenter l'efficacité de l'assemblage. Sur la base de la connexion à manchon de scellement conventionnelle, un dispositif à ressort à disque est construit à l'extrémité de la poutre pour améliorer la ductilité du joint. Dix spécimens de connexion ont été testés sous de faibles charges cycliques, dont deux connexions monolithiques, quatre connexions préfabriquées ordinaires et quatre nouvelles connexions préfabriquées. Les paramètres de test comprenaient le type de joint et le rapport de pression axiale, et la différence de performance sismique a été déterminée en évaluant le mode de défaillance, les caractéristiques d'hystérésis, la dégradation de la rigidité, la dissipation d'énergie et la déformation par cisaillement de la zone du joint. Par rapport aux assemblages monolithiques, les assemblages préfabriqués conventionnels présentent des caractéristiques d'hystérésis similaires. Bien que leur ductilité soit légèrement inférieure, leur capacité portante est supérieure. Par rapport aux deux connexions précédentes, la nouvelle connexion avec le dispositif à ressort à disque intégré a des performances sismiques supérieures. Le rapport de pression axiale est un aspect important dans la détermination du mode de défaillance de la connexion préfabriquée, et l'échantillon présente moins de dommages de cisaillement à un rapport de pression axiale plus grand.

Les structures à ossature en béton préfabriqué (PC) présentent les avantages d'améliorer la qualité de la construction, d'améliorer l'efficacité de la construction, de conserver la main-d'œuvre, d'économiser de l'énergie et de réduire les émissions ; par conséquent, le sujet stratégique de l'industrialisation de nouveaux bâtiments basés sur des structures à ossature PC a reçu une attention croissante au cours des dernières décennies1,2,3,4. Cependant, la mauvaise performance sismique des structures à ossature PC lors des tremblements de terre a été la raison limitant l'utilisation généralisée des structures à ossature PC dans les zones à haute intensité5. Il est bien connu que les performances sismiques des structures à ossature PC sont fortement corrélées à la fiabilité de la connexion poutre-colonne PC. Dans de nombreuses études expérimentales, il a été constaté que le phénomène d'effondrement des bâtiments PC causé par les défaillances des connexions poutre-colonne PC est le plus courant6,7. Par conséquent, l'évaluation des performances sismiques des assemblages poutre-colonne à ossature PC est une condition préalable à la mise en œuvre généralisée de structures à ossature en béton préfabriquées dans des endroits à haute intensité.

La ductilité et la consommation d'énergie ont été largement étudiées comme deux aspects cruciaux influençant les performances sismiques des connexions de châssis PC. Le mode d'assemblage des composants préfabriqués a un effet direct sur la consommation d'énergie de la structure de l'ossature PC, et plusieurs chercheurs ont amélioré l'efficacité énergétique de la connexion PC en inventant différents modes d'assemblage. Actuellement, le mode d'assemblage le plus courant consiste à préfabriquer les poutres et les poteaux séparément, qui sont ensuite amenés sur le site pour être assemblés et coulés avec du béton au niveau du joint8,9. Différentes formes d'assemblage présentent des problèmes distincts. Après coulage du béton dans la colonne10,11, la surface de coulée de la colonne est trop grande, ce qui entraîne une construction peu efficace, et l'apparition de points faibles dans la colonne est préjudiciable à sa consommation d'énergie. Le coulage du béton à l'extrémité de la poutre12 peut assurer l'intégrité de la colonne et se conformer au principe de conception d'une « colonne forte et poutre faible » dans la conception parasismique ; cependant, les nervures longitudinales de la poutre ne peuvent pas être continues au niveau des coutures et il est difficile d'assurer une transmission efficace des contraintes lors des tremblements de terre. Ensemble, les composants préfabriqués et les joints assurent l'intégrité de la région du nœud et permettent à la zone de joint d'avoir une meilleure performance de consommation d'énergie5,13. La forme fiable de la connexion de renfort à l'intérieur de l'élément préfabriqué est un autre facteur clé affectant la capacité de consommation d'énergie de la connexion du cadre PC, et la connexion à recouvrement commun nécessite une longue longueur de recouvrement et une faible force de liaison14,15. Les études qui améliorent les connexions à recouvrement ont démontré que même si elles peuvent améliorer leurs performances sismiques, le processus complexe de fabrication et de construction rend difficile leur promotion dans les composants préfabriqués16,17. Les connexions à manchon sont largement utilisées pour leur fonctionnement simple, leurs joints fiables et leurs excellentes capacités de transfert de contraintes ; cependant, la ductilité des composants PC est faible en raison de leurs caractéristiques inhérentes5,18.

La fixation de dispositifs consommateurs d'énergie dans la zone du joint ou l'installation d'amortisseurs de consommation d'énergie à l'extérieur ou à l'intérieur du joint peuvent augmenter la ductilité et la consommation d'énergie de la connexion préfabriquée, selon des études connexes. Ertas et al.11 ont conçu une connexion de cadre en PC ductile et ont comparé la dissipation d'énergie des connexions coulées sur place, composites soudées et boulonnées, concluant que la connexion boulonnée améliorée peut convenir à une utilisation dans des régions sismiquement actives. Morgen et Kurama19 utilisent une conception de connexion assistée par amortisseur de tribu pour améliorer la consommation d'énergie, et les résultats analytiques indiquent que la conception des niveaux de dissipation d'énergie du cadre préfabriqué à amortissement de tribu. Vidjeapriya et Jaya20 ont monté des nervures de renfort triangulaires en tant que pièces consommant de l'énergie à la jonction des poutres et des colonnes des spécimens préfabriqués, qui ont démontré des performances satisfaisantes en termes de consommation d'énergie et de ductilité par rapport aux spécimens monolithiques. Huang et al.21,22 ont proposé une nouvelle connexion poutre-poteau en béton préfabriqué autocentrée avec un amortisseur à friction variable (VFD), et les résultats expérimentaux ont montré que cette méthode de connexion peut atteindre des niveaux de consommation d'énergie significatifs et fiables tout en maintenant la capacité d'auto-centrage. Luci et al.23 ont conçu un connecteur consommant de l'énergie remplaçable (REDC) qui offre des performances d'hystérésis stables et des performances de fatigue oligocyclique élevées dans des conditions de charge inverse cyclique. Dans la plupart des études concernant les pièces consommatrices d'énergie supplémentaires, il a été constaté que la construction conjointe des pièces consommatrices d'énergie était peu pratique ou difficile à remplacer et à réparer. De plus, la connexion qui fixe le registre externe a une plus grande capacité de consommation d'énergie. Cependant, l'occupation de l'espace affecte l'utilisation, et le coût est plus élevé ; des amortisseurs internes relativement simples, pratiques et fiables ont été entièrement développés dans l'étude des connexions du cadre PC.

Les ressorts à disque fabriqués à partir d'un alliage à haute résistance ont une production simple, une bonne rigidité, une capacité à haute pression et des propriétés mécaniques exceptionnelles. Différentes combinaisons de superpositions et de raccords croisés peuvent atteindre différentes capacités de rigidité et de déformation, et parce qu'elles peuvent fournir un certain degré d'amortissement et de dissipation de l'énergie sismique par frottement de cône et de bord, elles sont progressivement mises en œuvre dans le domaine de la construction et de l'ingénierie. Ces dernières années, de nouveaux supports consommateurs d'énergie avec des ressorts à disque pré-pressurisés ont été développés. Les résultats du test de cycle démontrent que les nouveaux supports consommateurs d'énergie ont des capacités de dissipation d'énergie fiables et qu'il n'y a presque aucun dommage après le test, ce qui permet de les réutiliser. La structure consommatrice d'énergie du bâtiment supportée par l'ensemble disque ressort présente une réduction significative des pics de déplacement et des déformations résiduelles24,25,26,27. Actuellement, le DSD est utilisé dans le coin des murs de cisaillement en raison de ses performances de récupération stables, ce qui permet aux murs de cisaillement de se centrer. Xiao et al.28,29 ont créé un mur de cisaillement (SC-SW) en utilisant un dispositif à ressort à disque, et les résultats expérimentaux ont montré que la capacité portante du SC-SW était inférieure à celle des murs de cisaillement conventionnels, tandis que les murs de cisaillement incorporant du DSD avaient une capacité de déformation et une consommation d'énergie supérieures. Xu et al.30 ont amélioré le dispositif de ressort à disque d'angle de mur, et la simulation numérique et les résultats des tests ont montré que la capacité portante de ce mur RC était plus élevée et que la capacité de consommation d'énergie était améliorée. Sur cette base, Xu et al.31 ont conçu un DSD de couplage traction-pression qui a amélioré la capacité portante SC-SW et la rigidité initiale. Cependant, l'utilisation de DSD dans les connexions de framework PC n'a pas été documentée ; cependant, la capacité de déformation supérieure et la capacité de consommation d'énergie du ressort à disque fourniront inévitablement une nouvelle idée pour la conception des connexions de châssis PC.

En résumé, un nouveau système de structure de cadre PC est proposé dans cet article, et des connexions de cadre PC conventionnelles ainsi qu'une nouvelle forme de connexions de cadre PC avec un dispositif à ressort à disque intégré (voir la figure 1) sont développées. La connexion adopte le mode d'assemblage préfabriqué de la colonne et de la couture ensemble, ce qui garantit l'intégrité de la zone de joint et est conforme au principe de conception de l'idée de conception "colonne forte et poutre faible". La structure à ossature en béton préfabriquée basée sur des raccords à manchon de coulis présente d'excellentes performances sismiques. Les nervures longitudinales de la poutre préfabriquée sont reliées à l'aide de manchons de coulis et le dispositif à ressort à disque est intégré à l'extrémité de la poutre. Le test de performance sismique évalue la résistance, la rigidité, la ductilité, les caractéristiques de consommation d'énergie et la capacité de déformation par cisaillement de la zone du joint. Les effets du type de joint, du schéma d'assemblage, du rapport de pression axiale et d'autres paramètres sur la performance sismique des connexions de châssis PC sont examinés.

Schéma de principe de l'articulation du nouveau cadre PC.

Pour étudier la résistance sismique de la nouvelle jonction en béton préfabriqué proposée dans cet essai, deux éprouvettes monolithiques (ERC2 et IRC2), quatre éprouvettes préfabriquées régulières (EPC2, EPC4, EPCD2, EPCD4) et quatre nouvelles éprouvettes préfabriquées (IPC2, IPC4, IPCD2 et IPCCD4) ont été fabriquées. Les détails des dix spécimens sont résumés dans le tableau 1. Les connexions extérieures et intérieures sélectionnent le modèle de retrait 1/2 de la connexion poutre-colonne dans la structure à ossature en béton armé à 6 couches, l'intensité de fortification sismique de la structure prototype est de 8 degrés, l'accélération maximale du sol PGA est de 0,2 g, la hauteur de la couche standard de la structure de l'ossature est de 3,9 m, la hauteur de la couche inférieure est de 4,2 m, la portée longitudinale est de 4,8 m, la portée transversale est de 4,2 m, la taille de la section de colonne est de 5 00 mm × 500 mm, la taille de la section de poutre est de 300 mm × 550 mm, la taille de la section de colonne est de 5,5 kN/m2 et la charge utile est de 2,0 kN/m2. Pour éviter une rupture par cisaillement dans la région centrale de l'assemblage, ainsi que la rupture par flexion des rotules en plastique sur le poteau, l'assemblage doit avoir une résistance suffisante pour empêcher une rupture par cisaillement de la région centrale de l'assemblage avant que la rupture de la poutre et de l'élément de colonne ne se produise. Tous les assemblages poutre-poteau sont conçus conformément aux principes des concepts « poteau fort, poutre faible », « cisaillement fort, courbure faible » et « joint fort, composant faible » du « Code for Seismic Design of Buildings » (GB50011-2010)32, avec un coefficient d'augmentation de l'effort tranchant de 1,5 et un rapport de moment de flexion de 1,7. Le taux de ferraillage de l'assemblage est identique à celui du prototype qui satisfait au taux de ferraillage minimal. La performance des nouveaux composants préfabriqués proposés devrait être supérieure à celle des spécimens monolithiques si l'approche de conception susmentionnée est utilisée. La figure 2 illustre la forme, la taille et les détails de renforcement des éprouvettes.

Configurations et détails de renforcement des éprouvettes (unité : mm) (a) ERC2 ; (b) IRC2 ; (c) EPC2 et EPC4 ; (d) IPC2 et IPC4; (e) EPCD2 et EPCD4 ; (f) IPCD2 et IPCD4.

Les éprouvettes monolithiques et les composants préfabriqués sont fabriqués en usine puis transportés au laboratoire une fois que la résistance des composants en béton armé répond aux exigences. De plus, les éléments préfabriqués sont assemblés en laboratoire. Un dessin détaillé du processus d'assemblage est illustré à la Fig. 3. Voici les aspects techniques de la procédure d'assemblage.

Processus d'assemblage de l'échantillon.

Après 28 jours d'entretien, les éléments préfabriqués sont assemblés et la surface du béton préfabriqué est rendue rugueuse pour renforcer la force d'adhérence des surfaces de béton nouvelles et anciennes et assurer l'intégrité des spécimens préfabriqués. La colonne préfabriquée est placée horizontalement. (1) Le ressort à disque est fixé à la barre longitudinale à l'extrémité de la poutre de la colonne préfabriquée, en réservant des trous de vis aux extrémités supérieure et inférieure des attelles en acier gauche et droite pour sa fixation pour fixer le ressort à disque. Pour éviter un écrasement prématuré du béton autour du dispositif à ressort à disque, un film plastique a été enroulé autour du dispositif à ressort à disque (Fig. 3a, b). (2) Un manchon d'injection complet est inséré sur la nervure longitudinale d'extrémité de poutre de la colonne préfabriquée, la poutre préfabriquée est déplacée, la nervure longitudinale réservée est insérée dans le manchon d'injection, la position de la poutre préfabriquée est ajustée, la bande de post-coulage de 400 mm est réservée et un niveau laser est utilisé pour vérifier la position de la poutre et de la colonne préfabriquées (Fig. 3b). En ce qui concerne les connexions préfabriquées régulières, l'étape (a) est omise. Le manchon de coulis est cimenté avec du coulis haute performance à partir de l'orifice d'injection, et lorsque le coulis jaillit de l'orifice d'échappement, il est considéré comme terminé. La courroie de coulée est effectuée après que le matériau de scellement ait atteint une certaine résistance, et l'entretien se poursuit après la fin de la coulée (Fig. 3c).

Le béton C40 prêt à l'emploi est utilisé pour les spécimens monolithiques et les composants préfabriqués, et le béton à granulats fins C50 est utilisé pour la zone de post-coulage. Selon les "Normes pour les méthodes d'essai des propriétés mécaniques du béton ordinaire" (GB/T 50081-2016)33, six pièces de 150 mm × 150 mm × 150 mm sont coulées le long des éléments préfabriqués et après le coulage des pièces de raccordement. Après 28 jours de durcissement dans les mêmes conditions que l'éprouvette, la résistance à la compression du cube et d'autres paramètres sont mesurés par le testeur de pression électrohydraulique (se référer au tableau 2). Les matériaux de scellement hautes performances utilisés dans le manchon de scellement GTJQ sont répertoriés dans le tableau 3. En ce qui concerne les barres longitudinales de toutes les connexions, des barres en acier HRB400 d'un diamètre de 16 mm et d'une limite d'élasticité spécifiée de 400 MPa sont utilisées. Des barres en acier HPB300 d'un diamètre de 8 mm sont utilisées pour les étriers des barres longitudinales. Les spécimens de chaque type de barre d'acier sont soumis à des essais de traction conformément à "Metallic materials-Tensile testing" (GB/T 228.1-2010)34. Le tableau 4 est un résumé des propriétés mécaniques du renfort. Le ressort à disque utilisé dans les nouvelles connexions est un ressort à disque de série ordinaire, avec les spécifications de D35,5 × 18,3 × 2 × 2,8 × 0,8. Les paramètres pertinents et les propriétés mécaniques d'un ressort à disque unique sont obtenus à partir de "Ressort à disque" (GB/T 1972-2005)35, comme illustré à la Fig. 4 et au Tableau 5. La figure 5 représente un schéma structurel du dispositif à ressort à disque installé dans la nouvelle connexion pour ce test.

Ressort à disque et son paramètre géométrique.

Configuration du dispositif ressort à disque.

Le taux d'expansion verticale est un indice contrôlé de GB/T 50448-2015 "Code technique pour l'application de coulis cimentaire"36, qui est un critère chinois concernant le coulis.

Ce test a été réalisé dans le laboratoire de l'Université du Xinjiang. Le test de charge alternative à faible cycle a été utilisé pour évaluer la performance sismique des spécimens. L'équipement d'essai et les conditions aux limites sont illustrés à la Fig. 6. La géométrie de l'éprouvette utilisée est déterminée en fonction de la portée de la poutre et du poteau dans la structure prototype, de la course de l'actionneur et de la distance entre les ancrages au sol du laboratoire. De plus, la géométrie de l'échantillon est déterminée. Dans le but de simuler les conditions aux limites, le support vertical de l'extrémité libre de la poutre est une tige à double articulation, qui permet à l'extrémité de la poutre de se déplacer horizontalement et de tourner librement sans couple. Une charnière unidirectionnelle est fixée au sol solide au bas de la colonne pour obtenir des moments de flexion nuls, qui peuvent être considérés comme le point de flexion inverse de la colonne. Les extrémités des poteaux sont soumises à des charges latérales et axiales cycliques. Chaque test utilise deux capteurs linéaires à déplacement variable (LVDT), comme illustré à la Fig. 7. Cinq LVDT sont positionnés à différentes hauteurs sur l'élément pour évaluer sa réponse charge-déplacement L1–L5 ; quatre LVDT numérotés S1 à S4 sont placés dans la région centrale de l'échantillon pour mesurer la déformation par cisaillement. La figure 8 illustre la forme de déplacement latéral de l'élément sous la charge d'extrémité supérieure du poteau, qui ressemble à l'état de déformation réel du béton armé sous charge sismique. Le système de chargement axial, qui peut se déplacer horizontalement avec le haut de la colonne, peut obtenir l'effet de second ordre (N-delta) sur la région centrale du joint et la déformation globale. Le taux de compression axiale de calcul de cet essai μ est de 0,2 et 0,4, le taux de compression axiale μ étant défini comme μ = N/(A·fc), où N est la charge verticale exercée sur le sommet du poteau, A est la section transversale du poteau et fc est la résistance à la compression axiale du béton. Avant chargement formel, les vérins d'une capacité portante de 3000 kN doivent appliquer des charges axiales égales à 20 % et 40 % de la capacité portante axiale ultime sur le sommet de la colonne. Un actionneur horizontal MTS avec une capacité portante de 1000 kN et une course maximale de 600 mm est utilisé pour appliquer une charge cyclique sur le dessus de la colonne. Lorsque la charge de l'éprouvette est réduite à environ 85 % de sa charge maximale, l'essai s'arrête. Le système de chargement cyclique est illustré à la Fig. 9.

Configuration d'essai.

Schéma de la configuration de test.

Forme déviée de l'assemblage poutre-poteau d'angle.

Procédure de chargement cyclique.

Sous une charge alternative à faible cycle, les formations de fissures dans les joints extérieurs et les joints intérieurs diffèrent. En ce qui concerne les joints extérieurs, les fissures sont principalement concentrées dans la zone de charnière en plastique à l'extrémité de la poutre, et il n'y a pratiquement aucune fissure dans la région centrale du joint ; cependant, la zone de charnière en plastique et la zone centrale à l'extrémité de la poutre des joints intérieurs sont endommagées à des degrés variables. Les figures 10 et 11 montrent le mode de rupture final de dix spécimens. L'analyse détaillée est la suivante.

Joint monolithique Les spécimens ERC2 et IRC2 ont une répartition des fissures et un mode de rupture identiques. Près du début du chargement, des fissures de flexion verticales se produisent à l'extrémité de l'extrémité de la poutre. Avec un déplacement de chargement croissant, on peut observer que les fissures uniformément réparties à l'extrémité de la poutre augmentent progressivement et s'étendent à travers, et les fissures traversantes à l'extrémité de la poutre sont les fissures les plus importantes. En raison du mouvement de la barre d'acier glissant dans la zone de charnière en plastique, des fissures longitudinales et obliques apparaissent à l'extrémité extérieure du joint de la poutre ERC2. Enfin, avec le développement de fissures, un grave écaillage du béton se produit dans la région de la rotule plastique. Lorsque le taux de dérive du joint intérieur IRC2 atteint 1,5 %, des microfissures apparaissent dans la région centrale du joint puis continuent à se développer. Néanmoins, la rupture ultime de l'éprouvette n'est pas causée par un nombre important de microfissures dans la région du cœur, mais plutôt par le développement continu de fissures traversantes près de l'extrémité de la poutre. Les modes de défaillance de ERC2 et IRC2 sont illustrés aux Fig. 10a et 11a, respectivement.

Joint extérieur Lorsque le taux de dérive est de 0,4 %, les éprouvettes ERC2 et EPC2 présentent des fissures de flexion ; ensuite, la fissure de flexion s'étend à partir de l'extrémité de la poutre et produit une zone de charnière plastique. L'ensemble du processus des dommages EPC2 et EPCD2 est décrit dans les Figs supplémentaires. A1 et A2, respectivement. En raison de la plus grande résistance de la zone post-coulée des éléments préfabriqués, les fissures dans la région de charnière en plastique de l'extrémité de la poutre EPC2 de l'échantillon sont plus concentrées et les dommages sont plus graves. Le processus de développement des fissures et les caractéristiques de rupture du nouvel échantillon EPCD2 sont différents de ceux des deux premiers. Pendant le processus de chargement, la dépression géométrique de la zone de post-coulage et le renflement géométrique à l'extrémité de la poutre préfabriquée sont maillés l'un avec l'autre, ce qui entraîne des concentrations de contraintes. Cela provoque l'apparition trop précoce de fissures à la surface du joint du nouveau et de l'ancien béton, puis leur expansion en fissures de cisaillement obliques à travers la zone de post-coulage. Il est évident que la plupart des dommages inélastiques du spécimen EPCD2 sont concentrés au niveau du dispositif de ressort à disque afin qu'il puisse être rapidement inspecté ou renforcé après le tremblement de terre réel. Dans la dernière phase de chargement, à l'exception de deux fissures principales obliques, aucune autre fissure ne se produit lors de la phase finale de chargement. Comme le montre la Fig. A2 supplémentaire, l'expérience a été arrêtée lorsque le rapport de déplacement latéral a atteint 4 %. Le béton inférieur de la poutre a été décapé et le système de ressort à disque interne et le manchon d'injection ont été observés. On a découvert que le dispositif à ressort à disque et le manchon d'injection étaient en bon état et que l'armature dans le manchon d'injection n'avait pas glissé. Une section de renforcement entre le dispositif à ressort à disque et le manchon de scellement était pliée. On peut voir que la position élastique du renfort s'est produite à l'origine ici ; cependant, cette portion de renforcement n'avait pas de striction visible. Le processus de défaillance des spécimens EPC4 et EPCD4 est comparable à celui des spécimens EPC22 et EPCD2. Cependant, l'augmentation du taux de compression axiale retarde l'apparition des fissures et inhibe leur développement. En général, les dommages les plus importants aux joints latéraux sont toujours centrés dans la région de la charnière plastique à l'extrémité de la poutre, en particulier à l'interface poutre-poteau et dans la région du ressort à disque. Tous les spécimens échouent en raison de la plastification des barres longitudinales et de l'écrasement du béton à l'extrémité de la poutre, indiquant un mécanisme de charnière optimal (Fig. 10a–e).

Joint intérieur Les joints intérieurs présentent différents modes de rupture. Aux extrémités des poutres des spécimens IRC2 et IPC, des fissures de flexion uniformément réparties apparaissent au cours des premières phases de contrainte. Lorsque le rapport de dérive atteint 1%, l'interface faisceau-colonne est pénétrée. Une fois que le rapport de dérive atteint 1,5 %, des fractures obliques apparaissent dans la région centrale du joint et les fissures obliques augmentant progressivement créent des fissures transversales. Les fissures de flexion verticales à l'extrémité de la poutre de l'éprouvette IPC2 sont plus concentrées et le nombre de fissures inclinées dans la région du noyau est plus élevé. Curieusement, la largeur de la fissure oblique dans la région centrale de IRC2 de l'échantillon n'a pas augmenté de manière significative ; cependant, l'espace entre l'interface de la poutre et du poteau s'est ouvert et fermé à plusieurs reprises sous un chargement cyclique, et la largeur a continué d'augmenter, entraînant la rupture ultime de l'échantillon. Les figures supplémentaires A3 et A4 montrent le processus d'endommagement des spécimens IPC2 et IPCD2. Les modes de rupture des éprouvettes IPC2 et IPCD2 sont similaires, et l'augmentation de la résistance de la zone après coulage distingue leurs modes de rupture de ceux de l'éprouvette monolithique IRC2. Pendant la procédure de chargement, les fissures ont continué à se propager vers la région centrale. Après que le rapport de dérive ait atteint 2,5 %, la fissure transversale dans la région du noyau s'est développée dans la fissure principale, et finalement, l'échantillon s'est rompu sous les effets combinés de la déformation par cisaillement dans la région du noyau et de la déformation en flexion à l'extrémité de la poutre. La figure supplémentaire A4 révèle que lorsque le rapport de déplacement atteint 5 %, il reste encore quelques fissures à l'extrémité de la poutre du spécimen IPCD2, ce qui indique que le dispositif à ressort à disque a joué un rôle tout au long de la procédure de test ; par rapport au spécimen IPC2, les dommages du nouveau joint IPCD2 sont plus concentrés et la déformation par cisaillement de la zone centrale est plus prononcée. Les éprouvettes IPC4 et IPCD4 avec des charges axiales plus importantes présentaient le même mode de rupture en flexion que l'éprouvette monolithique IRC2, l'armature longitudinale à l'extrémité de la poutre étant la première à céder. Les modes de rupture du même spécimen sous différents taux de compression axiale indiquent que l'augmentation de la charge axiale peut augmenter la capacité de cisaillement de la zone centrale. Les figures 11c,e confirment également que l'augmentation de la contrainte axiale ralentit le développement de fissures inclinées dans la région du joint. En raison des conditions de contrainte compliquées du couplage de compression axiale, de cisaillement et de moment de flexion dans la zone centrale du joint poutre-poteau, des dommages dans la zone de joint du joint intérieur apparaissent à des degrés divers (Fig. 11a–e).

Répartition des fissures et schémas de rupture des joints extérieurs (a) ERC2 ; (b) EPC2; (c) EPC4 ; (d) EPCD2; (e) EPCD4.

Répartition des fissures et schémas de rupture des joints intérieurs (a) IRC2 ; (b) CIB2 ; (c) IPC4 ; (d) IPCD2; (e) IPCD4.

Les figures 12 et 13 représentent la courbe charge-déplacement et la courbe enveloppe de 10 éprouvettes. Pour analyser quantitativement les performances sismiques de l'échantillon, la courbe enveloppe est utilisée pour déterminer la limite d'élasticité, le point de crête et le point limite, ainsi que le rapport de déplacement latéral et la force latérale correspondant à chaque point caractéristique. La limite d'élasticité est définie par le critère d'énergie élastique‒plastique équivalente proposé par Park37. Comme représenté sur la figure 14, lorsque les zones S1 et S2 sont égales, l'emplacement du point H peut être établi. Une ligne verticale perpendiculaire à l'axe horizontal est tracée par le point H, et le point auquel elle coupe la courbe enveloppe est le point de rendement ; le point auquel la charge tombe à 85 % de la charge maximale est défini comme le point ultime. Le tableau 6 résume le rapport de déplacement d'élasticité Δy, la charge d'élasticité Py, la charge maximale Pm, le rapport de déplacement latéral associé Δm, le rapport de déplacement latéral ultime Δu et le coefficient de ductilité de déplacement de l'échantillon μ. μ est calculé comme le rapport du rapport de dérive ultime sur le rapport de dérive d'écoulement, qui reflète la capacité de déformation plastique de l'éprouvette.

Courbes hystérétiques et enveloppes pour les raccordements extérieurs.

Courbes hystérétiques et enveloppes pour les raccordements intérieurs.

Méthode utilisée pour définir le déplacement de rendement.

Étant donné que les symétries positives et négatives de la courbe charge-déplacement sont médiocres, les directions positive et négative de chaque courbe charge-déplacement sont utilisées comme limite élastique et point de crête, respectivement, à des fins de référence. Au stade initial du chargement, la courbe charge-déplacement des éprouvettes monolithiques ERC2 et IRC est élastique linéaire, la déformation résiduelle est faible et les fissures se développent uniformément. Avec le déplacement de chargement, la zone d'enveloppe de la courbe hystérétique augmente progressivement et la résistance de l'échantillon diminue lentement après avoir atteint la charge maximale, indiquant que l'échantillon monolithique a de bonnes performances hystérétiques. La charge élastique, la charge maximale et le rapport de déplacement latéral correspondant à la charge caractéristique des éprouvettes EPC2 et IPC2 sont comparables à ceux de l'éprouvette monolithique, ce qui montre que ce mode d'assemblage est plus fiable. Les nouveaux spécimens EPCD2 et IPCD2 présentent des caractéristiques hystérétiques plus stables. Les charges maximales des deux éprouvettes sont de 45,70 kN et 80,1 kN, augmentées respectivement de 32,46 % et 13,75 % par rapport aux éprouvettes monolithiques ERC2 et IRC2 (35,9 kN et 74,3 kN). En comparant les trois types d'articulations, on constate que le rapport de déplacement correspondant à la limite d'élasticité de la nouvelle articulation avec un dispositif à ressort à disque intégré est le plus élevé, ce qui montre que l'existence du dispositif à ressort à disque retarde l'émergence de la limite d'élasticité. L'observation de la courbe charge-déplacement de chaque spécimen révèle que le déplacement latéral du nouveau joint diminue plus lentement que les autres joints pendant le processus de décharge de la force latérale à chaque cycle, et le déplacement résiduel est le plus petit lorsque le joint est complètement déchargé. Avant que le rapport de déplacement n'atteigne 1 %, la courbe charge-déplacement du nouveau joint est plus proche de la courbe de retour, ce qui indique que le dispositif à ressort à disque peut participer au travail au début du test. En raison du glissement longitudinal de la barre à l'extrémité de la poutre, le processus de déchargement de la courbe charge-déplacement de l'échantillon construit est extrêmement raide puis extrêmement plat. Ce phénomène est plus apparent sur les Fig. 12b,c et 13b,c, démontrant qu'il y a plus de joints préfabriqués conventionnels à glissement, ce qui confirme également indirectement que le dispositif à ressort à disque améliore le glissement de renforcement. Sur la figure A2, la condition de renforcement interne est directement détectée après le test, et il est également déterminé que le glissement du renforcement est minimal. Lorsque le taux de compression axiale est de 0,4, les mécanismes de défaillance de EPC4, EPCD4, IPC4 et IPCD4 sont identiques et les courbes charge-déplacement présentent un degré élevé de similitude. L'augmentation du taux de compression axiale ne modifie pas le mode de rupture de l'éprouvette de joint extérieur, mais elle modifie le mode de rupture de l'éprouvette de joint intérieur de la rupture par cisaillement dans la région centrale à la rupture par flexion, et la courbe charge-déplacement passe d'une forme en "S" (Fig. 13b,d). La forme anti-"S" d'origine (Fig. 13b, d) se transforme en une forme de navette plus complète (Fig. 13c, e), indiquant que l'augmentation du taux de compression axiale peut non seulement améliorer la capacité portante de l'éprouvette mais également modifier son mode de défaillance. Pendant le test, parce que la région centrale d'IPC2 et d'IPCD2 a été cisaillée et cassée, l'effet de pincement était plus prononcé. L'augmentation du taux de compression axiale limite le développement de fissures sur le poteau, entraînant la rupture en flexion de l'éprouvette formée par la rotule plastique aux extrémités de la poutre, de sorte que les courbes charge-déplacement des éprouvettes IPC4 et IPCD4 sont plus similaires à celles de l'IRC2. À un stade ultérieur du chargement, tous les spécimens ont démontré une augmentation de l'effet de pincement et plus de déformation résiduelle.

D'après les courbes enveloppes des Fig. 12f et 13f, et le tableau 6, il est plus intuitif d'observer les différences de capacité portante, de dégradation de la résistance et de ductilité de chaque éprouvette, et on peut observer que dix éprouvettes ont des seuils d'élasticité évidents. Lorsque le taux de compression axiale est de 0,2, les courbes enveloppes de l'éprouvette monolithique et de l'éprouvette préfabriquée ordinaire ne sont pas significativement différentes. Le rapport de déplacement latéral de rendement et le rapport de déplacement latéral de pointe des spécimens ERC2, EPC2 et EPCD2 sont similaires, mais la charge d'élasticité (42,2 kN) et la charge de pointe (50,00 kN) du nouveau spécimen EPCD2 avec le dispositif de ressort à disque intégré sont augmentées de 48 % et 55 %, respectivement, par rapport à ERC2. Le joint intérieur a également un effet de levage similaire, qui est induit par le ressort à disque augmentant la rigidité locale de l'extrémité de la poutre. Par rapport à l'éprouvette monolithique ERC2 (IRC2), le coefficient de ductilité de l'éprouvette préfabriquée ordinaire EPC2 (IPC2) diminue légèrement, et le coefficient de ductilité de la nouvelle éprouvette préfabriquée EPCD2 (IPCD2) augmente légèrement, indiquant que le ressort à disque est bénéfique pour améliorer la ductilité de l'éprouvette. L'augmentation de la charge axiale peut améliorer la capacité portante de l'éprouvette. Par rapport au joint intérieur, l'augmentation du joint extérieur est plus notable. En prenant les spécimens EPC2 et EPC4 comme exemples, la charge de pointe de ce dernier est augmentée de 61 % par rapport à celle du premier. Le coefficient de ductilité de déplacement diminue à mesure que la charge axiale augmente car, sous une charge axiale plus importante, l'échantillon dégénère rapidement à moins de 85 % après avoir atteint la charge maximale.

Sous un rapport de dérive latérale donné, la dégradation de la résistance peut se produire en raison de l'accumulation de dommages au cours de plusieurs cycles de chargement. Le taux de dégradation de la résistance α est défini comme le rapport de la capacité portante sous le ième cycle (i = 2) à la capacité portante sous le premier cycle, comme illustré à la Fig. 15. Les figures 16a,b illustrent le taux de dégradation de la résistance des joints extérieurs et des joints intérieurs, respectivement. Les 10 spécimens étaient dans la plage élastique au début de l'essai de charge, et la dégradation de la résistance n'était pas facilement apparente. La courbe de dégradation de la résistance diminue brutalement lorsque le rapport de déplacement latéral est de 1,5 % puis remonte légèrement entre 1,5 et 2,5 %. La position de la décroissance brutale de la courbe correspond à la position où l'éprouvette atteint le pic de charge. Au cours de ce processus, l'armature cède et les dommages au béton s'accumulent. D'après la courbe de dégradation de la résistance de l'échantillon avec un taux de compression axiale de 0,2, on peut voir que lorsque le rapport de déplacement latéral atteint 5 % à partir de 3,5 %, le α du spécimen ERC2 diminue de 9,8 %, tandis que le α des spécimens EPC2 et EPCD2 ne diminue que de 4,3 % et 5,4 %, respectivement. Les spécimens avec un taux de compression axiale de 0,4 présentaient un effet de dégradation de la résistance plus fort lorsque le taux de déplacement latéral augmentait de 3,5 à 4,5 %, et le α de IPC4 et IPCD4 diminuait de 0,97 et 0,95 à 0,81 et 0,9, respectivement. La comparaison des courbes de dégradation de la résistance de tous les spécimens révèle que le taux de dégradation de la résistance des spécimens EPCD2, EPCD4, IPCD2 et IPCD4 est relativement faible, et la courbe de dégradation est plus progressive, indiquant que le dispositif à ressort à disque a un certain effet d'atténuation sur la dégradation de la résistance. Sous l'action d'une charge axiale plus importante, cet effet d'atténuation devient plus prononcé, et les courbes de dégradation des spécimens IPC4 et IPCD4 illustrent bien ce phénomène. Le α du joint extérieur dépasse 0,9, tandis que le α du joint intérieur dépasse 0,8. Tous les spécimens répondent à la norme d'acceptation selon laquelle le coefficient de dégradation de la résistance ne doit pas être inférieur à 0,75 spécifié dans ACI 374.1-0538.

Définition du taux de dégradation de la résistance.

Taux de dégradation de la résistance.

La dégradation de la rigidité est un autre paramètre important qui évalue la réponse sismique des structures car elle indique les dommages cumulés induits par les charges sismiques. Si la rigidité du joint diminue de manière significative lors d'un tremblement de terre, une petite charge entraînera une grande déformation de la structure et la rendra instable; par conséquent, la dégradation de la rigidité est cruciale lors de l'évaluation des performances sismiques de la structure. La rigidité sécante est utilisée pour comparer la diminution de la rigidité de l'échantillon. La raideur sécante est définie comme la pente de la ligne entre le point de charge et l'origine qui correspond au rapport de déplacement latéral maximal de chaque cycle39. La rigidité sécante de chaque éprouvette est illustrée à la Fig. 17. En raison de l'accumulation de dommages sur l'éprouvette, on peut observer que la rigidité diminue à mesure que le rapport de déplacement latéral augmente. Les spécimens EPC2 et IPC2 présentent une tendance de dégradation similaire aux spécimens ERC2 et IRC2, ce qui indique que les connecteurs préfabriqués avec des manchons d'injection complets présentent les mêmes performances de dégradation de la rigidité que les connecteurs coulés sur place. La raideur initiale de l'éprouvette soumise à une charge axiale plus forte est bien supérieure à celle des éprouvettes EPC2 et IPC2, parmi lesquelles les raideurs locales des éprouvettes EPCD4 et IPCD4 sont augmentées. Ainsi, la rigidité initiale est la plus élevée. Cependant, avec l'augmentation du déplacement, les fractures du béton et les barres d'acier cèdent, ce qui rend encore plus prononcée la dégradation de la rigidité de l'éprouvette avec un taux de compression axiale élevé. Avant que le rapport de déplacement n'atteigne 1 %, la courbe de dégradation de la rigidité du nouveau joint préfabriqué devient plus raide puis plus plate. Cela est dû au fait que la section de béton au niveau du dispositif de ressort à disque à l'extrémité de la nouvelle poutre de joint est plus petite, ce qui entraîne une tolérance réduite aux dommages. Progressivement, le dispositif ressort à disque joue un rôle dans le processus de dégradation continue du béton. Même si le béton se fissure de manière significative, la rigidité du nouveau joint préfabriqué n'est toujours pas complètement perdue. Il conserve une certaine rigidité jusqu'à la fin de l'essai, il conserve encore une certaine rigidité et la localisation des dommages au béton est prévisible. En ce qui concerne l'éprouvette monolithique et l'éprouvette préfabriquée régulière, les dommages permanents du béton continuent d'augmenter avec un rapport de déplacement croissant, et la rigidité de l'éprouvette est presque entièrement perdue à la fin de l'essai. Après un rapport de déplacement de 2,5 %, la rigidité des quatre nouveaux joints préfabriqués est toujours supérieure à celle de l'échantillon monolithique et de l'échantillon préfabriqué conventionnel en raison de la tolérance exceptionnelle aux dommages du dispositif à ressort à disque. Les résultats ci-dessus démontrent que le ressort à disque peut non seulement augmenter la rigidité initiale de l'élément, mais également réduire la dégradation de la rigidité et a une influence majeure sur la prévention de l'effondrement de la structure lors d'un tremblement de terre.

Dégradation de la rigidité.

En raison de la variation du taux de compression axiale et de la structure interne de l'éprouvette, le degré de dégradation de la résistance et de la rigidité varie tout au long de la procédure d'essai. La diminution de la résistance et de la rigidité de l'échantillon monolithique est due à l'accumulation constante de dommages au béton et à la déformation longitudinale des armatures ; l'existence d'un manchon d'injection complet dans les spécimens préfabriqués ordinaires augmente la zone d'endommagement du béton et augmente la concentration de l'armature longitudinale. Cependant, le manchon d'injection complet peut améliorer la résistance et la rigidité locales de l'extrémité de la poutre, et enfin sa courbe de dégradation de la résistance et de la rigidité est similaire à celle de l'échantillon monolithique. Le nouvel échantillon préfabriqué est construit avec un manchon d'injection complet et un dispositif à ressort à disque, de sorte que la dégradation de la résistance de l'échantillon est plus évidente au début du chargement. Dans la dernière étape, le dispositif à ressort à disque avec une bonne capacité de déformation a pleinement joué son rôle, atténuant le taux de dégradation de la résistance et de la rigidité, et enfin la courbe de dégradation de la résistance et de la rigidité du nouveau joint était légèrement plus élevée.

La dissipation d'énergie cumulée est une mesure cruciale pour déterminer les capacités de dissipation d'énergie d'une structure. La dissipation d'énergie de chaque cycle est représentée par la zone autour de la boucle d'hystérésis cyclique, et la dissipation d'énergie cumulée est définie comme la somme de la dissipation d'énergie du cycle continu. Le rapport d'amortissement visqueux équivalent40, ζeq, est illustré à la Fig. 18 et dérivé à l'aide de la formule (1). SABCDA représente l'aire entourant la boucle d'hystérésis pour un déplacement donné, alors que S (OBE+ODF) est la somme des aires du tri-ratio droit OBE et ODF. La taille est contrôlée non seulement par la zone de la boucle d'hystérésis, mais également par la plénitude de la boucle d'hystérésis, comme illustré à la Fig. 19. Plus la zone délimitée par la courbe d'hystérésis est petite, plus le pincement est important et plus ζeq est petit ; par conséquent, il peut être utilisé comme un autre indice crucial pour évaluer la capacité de consommation d'énergie de la structure.

Définition du rapport d'amortissement visqueux équivalent.

Rapport d'amortissement visqueux équivalent.

Avant que le rapport de déplacement latéral n'approche de 0,5 %, la capacité de dissipation d'énergie de l'échantillon est relativement faible ; cependant, il augmente considérablement lors de l'entrée dans la phase élastoplastique. Les figures 19a et 20a montrent que ζeq et la consommation d'énergie cumulée des éprouvettes de joints extérieurs continuent d'augmenter. La comparaison de la consommation d'énergie cumulée de l'ERC2, de l'EPC2 et de l'EPCD2 lorsque le rapport de déplacement latéral est de 3,5 % révèle que la consommation d'énergie cumulée de l'EPCD2 est la plus élevée, soit 61 % et 13 % de plus que celles des spécimens ERC2 et EPC2, respectivement, et il y a une augmentation similaire par rapport à son homologue. La figure 19b montre que les valeurs ζeq de IPC2 et IPCD2 sont à peu près les mêmes. En raison de différents degrés de déformation par cisaillement dans la zone centrale des deux, l'effet de pincement de la courbe d'hystérésis est plus sévère dans les dernières étapes du chargement d'essai. La figure 20b montre que la dissipation d'énergie cumulée des deux est relativement faible, ce qui est régi par le mode de défaillance. Sur la Fig. 19, la section horizontale de la courbe émerge avant que le rapport de déplacement n'atteigne 1 % car l'échantillon est dans un état élastique, et la forme de la courbe charge-déplacement sous chaque cycle a la même forme. Les figures 19 et 20 montrent également que la consommation d'énergie cumulée de l'échantillon augmente à mesure que la charge axiale augmente. En revanche, l'augmentation de la nouvelle articulation avec le dispositif ressort à disque est plus évidente. Lorsque le rapport de déplacement latéral est de 4,5 %, la consommation d'énergie cumulée du spécimen IPCD4 est respectivement supérieure de 60 % et 53 % à celles de l'IPC2 et de l'IPCD2. À partir de l'analyse de la pente de la courbe de dissipation d'énergie, on constate que la pente du nouvel échantillon avec un ressort à disque intégré est plus grande, et si le test se poursuit, la dissipation d'énergie cumulée sera plus grande, indiquant que les caractéristiques de déformation élevée et de charge élevée du ressort à disque améliorent considérablement la capacité de dissipation d'énergie cumulée de l'échantillon.

Courbes de dissipation d'énergie cumulée.

La déformation de cisaillement au voisinage de la région du joint est également un indicateur crucial de la performance du joint. Selon les Fig. 21 et 22, la déformation de cisaillement de la région articulaire γ est évaluée dans ce travail. La définition de γ est donc définie comme suit :

où δ1, \(\delta_{1}^{^{\prime}}\), δ2 et \(\delta_{2}^{^{\prime}}\) sont les déformations relatives dans les directions horizontale et verticale, respectivement ; et b et h sont la distance de jauge horizontale et la distance de jauge verticale de la zone de joint, respectivement.

Méthode d'évaluation de la déformation en cisaillement.

Déformation par cisaillement de la région centrale du joint.

La figure 22 montre la déformation de cisaillement moyenne de la zone de nœud de chaque échantillon sous différents rapports de déplacement latéral. La déformation de cisaillement ultime de la région de joint du joint extérieur est relativement minime, comme le montre la figure 22c. La déformation de cisaillement ultime de la zone de joint du spécimen EPC2 est la plus importante, n'atteignant que 0,018, car la déformation du joint extérieur est concentrée à l'extrémité de la poutre et il n'y a presque pas de fissure dans la zone de joint. Cependant, certaines conclusions peuvent encore tirer certaines implications de la courbe. La déformation de cisaillement ultime des spécimens EPCD2 et EPCD4 est inférieure à celle des spécimens EPC2 et EPC4, et une augmentation de la charge axiale peut également réduire la déformation de cisaillement. Ce phénomène est plus apparent sur la figure 22b. Avant le rapport de déplacement latéral de 0,5 %, l'échantillon ne cède pas et présente une réponse de cisaillement minuscule similaire qui augmente progressivement. Avant que le rapport de déplacement latéral n'atteigne 3 %, en raison de la plus grande rigidité initiale des extrémités des poutres des IPCD2 et IPCD4, le taux croissant de déformation par cisaillement est plus prononcé, puis devient progressivement plus doux sous l'influence du ressort à disque. La déformation de cisaillement ultime est réduite de 17 % et 21 % par rapport à IPC2 et IPC4, respectivement. Sur la figure 22b, on observe que les déformations ultimes en cisaillement des éprouvettes IRC2, IPC4 et IPCD4 sont limitées car leurs modes de rupture ultimes sont les ruptures en flexion et les dommages dans la région du joint sont relativement légers. En comparant les courbes de déformation par cisaillement des spécimens IPC2, IPCD2, IPC4 et IPCD4, on découvre que les courbes des spécimens préfabriqués ordinaires IPC2 et IPC4 deviennent progressivement plus raides à mesure que le déplacement de chargement augmente. Les incréments de déformation par cisaillement des zones de joint de IPCD2 et IPCD4 du nouvel échantillon diminuent progressivement. De plus, la courbe devient plus douce, ce qui est attribué à l'excellente capacité de déformation et aux performances d'auto-réinitialisation du dispositif à ressort à disque. L'augmentation de la charge axiale empêche le développement de fissures dans la région du joint. Lorsque le rapport de déplacement latéral est de 4,5 %, la déformation par cisaillement des spécimens IPC4 et IPCD4 est respectivement de 67 % et 73 % inférieure à celle des spécimens IPC2 et IPCD2, la déformation par cisaillement ultime du spécimen IPCD4 étant de seulement 0,056 rad. Il est évident que l'application d'un dispositif à ressort à disque et l'augmentation de la charge axiale réduisent considérablement la déformation de cisaillement dans la région du joint.

Dans cette étude, un nouveau type de joint est conçu, dans lequel un dispositif à ressort à disque d'extrémité de poutre est incorporé. La performance sismique de dix joints à l'échelle 1/2 est examinée et évaluée. L'objectif principal de cet article est d'explorer la performance sismique de nouveaux joints préfabriqués et d'explorer les caractéristiques de distribution des fissures et les modes de rupture des spécimens sous différents taux de compression axiale. Sur la base de l'analyse des phénomènes de test et de la discussion des résultats des tests, les conclusions suivantes peuvent être tirées.

Par rapport aux joints en béton préfabriqués conventionnels, la capacité portante, la ductilité de déplacement, la consommation d'énergie cumulée et la déformation par cisaillement des nouveaux joints en béton préfabriqués ont été améliorées, et leurs performances sismiques sont supérieures à celles de l'échantillon monolithique, indiquant que le mode d'assemblage adopté dans cet article répond aux exigences de conception du "coulé sur place équivalent".

Le coefficient de ductilité de déplacement des éprouvettes préfabriquées ordinaires est légèrement inférieur à celui des éprouvettes intégrales coulées sur place, mais le coefficient de ductilité des nouveaux joints préfabriqués est supérieur à celui des éprouvettes intégrales coulées sur place, ce qui indique que la ductilité des éprouvettes préfabriquées est grandement améliorée par le dispositif à ressort à disque à l'extrémité de la poutre.

Le coefficient d'amortissement visqueux équivalent de l'échantillon préfabriqué est presque le même que celui de l'échantillon entier, mais la consommation d'énergie cumulée est supérieure à celle de l'échantillon monolithique, et le joint nouvellement construit a la capacité de consommation d'énergie la plus élevée.

À la fin de l'essai, le dispositif ressort à disque n'était pas significativement endommagé. Lors d'un tremblement de terre, l'accumulation de dommages permanents au béton peut entraîner la perte totale de la capacité sismique de la structure. Au cours de l'essai, il a été découvert que même si le béton du nouveau spécimen préfabriqué était considérablement endommagé, le spécimen conservait encore une certaine résistance et rigidité en raison de l'existence du dispositif à ressort à disque.

La déformation par cisaillement du joint nouvellement fabriqué est supérieure à celle de l'échantillon préfabriqué ordinaire au stade initial et inférieure à celle de l'échantillon préfabriqué conventionnel au stade avancé, ce qui indique que le dispositif à ressort à disque peut atténuer la déformation par cisaillement. Plus le rapport de déplacement est grand, plus cet impact devient apparent.

La rigidité initiale, la capacité portante et la consommation d'énergie de l'échantillon augmenteront considérablement à mesure que la charge axiale augmentera. Cependant, après l'apparition de la charge maximale, la résistance de l'éprouvette diminue rapidement, ce qui entraîne une réduction significative du coefficient de ductilité. Dans le même temps, une augmentation de la charge axiale modifie le mode de défaillance des joints préfabriqués de la rupture par cisaillement à la rupture par flexion, indiquant qu'une charge axiale plus importante peut inhiber la propagation des fissures dans la zone du joint ; par conséquent, l'influence de la charge axiale sur la déformation globale de la structure doit être pleinement prise en compte lors de la conception structurelle.

Les ensembles de données utilisés et/ou analysés au cours de la présente étude sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

Recommandations de conception ACI 550R-96 pour les structures en béton préfabriqué.

Kurama, YC et al. Structures préfabriquées en béton parasismique : état de l'art. J. Structure. Ing. 144, 03118001. https://doi.org/10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0001972 (2018).

Article Google Scholar

Brunesi, E., Nascimbene, R. & Peloso, S. Évaluation de la réponse sismique des assemblages de murs préfabriqués : observations expérimentales et modélisation numérique. J. Earthq. Ing. 24, 1057-1082. https://doi.org/10.1080/13632469.2018.1469440 (2020).

Article Google Scholar

Magliulo, G., Bellotti, D., Cimmino, M. & Nascimbene, R. Modélisation et analyse de la réponse sismique des bâtiments préfabriqués RC conformes au code italien. J. Earthq. Ing. 22, 140–167. https://doi.org/10.1080/13632469.2018.1531093 (2018).

Article Google Scholar

Yan, Q., Chen, T. & Xie, Z. Étude expérimentale sismique sur une connexion poutre-colonne en béton préfabriqué avec des manchons de coulis. Ing. Structure. 155, 330–344. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2017.09.027 (2018).

Article Google Scholar

Brunesi, E., Nascimbene, R., Bolognini, D. & Bellotti, D. Étude expérimentale de la réponse cyclique des structures à ossature en béton préfabriqué armé. CPJI 60, 57–79. https://doi.org/10.15554/pcij.03012015.57.79 (2015).

Article Google Scholar

Belleri, A., Brunesi, E., Nascimbene, R., Pagani, M. & Riva, P. Performance sismique des installations industrielles préfabriquées à la suite de tremblements de terre majeurs sur le territoire italien. J. Effectuer. Constr. facil. 29, 04014135. https://doi.org/10.1061/(ASCE)CF.1943-5509.0000617 (2015).

Article Google Scholar

Parastesh, H. Une nouvelle connexion ductile résistante aux moments pour les cadres en béton préfabriqué dans les régions sismiques : une enquête expérimentale. Ing. Structure. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2014.04.001 (2014).

Article Google Scholar

Yuksel, E. et al. Comportement sismique de deux assemblages extérieurs poutre-poteau en béton de résistance normale développés pour la construction préfabriquée. Ing. Structure. 99, 157–172. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2015.04.044 (2015).

Article Google Scholar

Xue, W. & Yang, X. Essais sismiques de béton préfabriqué, cadres et connexions résistants aux moments. CPJI 55, 102–121. https://doi.org/10.15554/pcij.06012010.102.121 (2010).

Article Google Scholar

Ertas, O., Ozden, S. & Ozturan, T. Connexions ductiles dans des cadres résistants aux moments en béton préfabriqué. CPJI 51, 66–76. https://doi.org/10.15554/pcij.05012006.66.76 (2006).

Article Google Scholar

Dong, B., Lu, C., Pan, J., Shan, Q. & Yin, W. Comportement mécanique d'une nouvelle connexion poutre-poteau préfabriquée avec des barres en forme de U et des composites cimentaires d'ingénierie. Adv. Structure. Ing. 21, 1963-1976. https://doi.org/10.1177/1369433218761139 (2018).

Article Google Scholar

Rave-Arango, JF, Blandón, CA, Restrepo, JI & Carmona, F. Performances sismiques des assemblages préfabriqués en béton colonne à colonne. Ing. Structure. 172, 687–699. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2018.06.049 (2018).

Article Google Scholar

Di Sarno, L., Del Vecchio, C., Maddaloni, G. & Prota, A. Réponse expérimentale d'un pont RC existant avec barres lisses et simulations numériques préliminaires. Ing. Structure. 136, 355–368. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2017.01.052 (2017).

Article Google Scholar

Del Vecchio, C., Di Ludovico, M., Balsamo, A. & Prota, A. Rénovation parasismique de véritables joints poutre-poteau à l'aide de composites de ciment renforcés de fibres. J. Structure. Ing. 144, 04018026. https://doi.org/10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0001999 (2018).

Article Google Scholar

Hosseini, SJA, Rahman, ABA, Osman, MH, Saim, A. & Adnan, A. Comportement de liaison de l'épissure confinée en spirale de barres déformées dans le coulis. Constr. Construire. Mater. 80, 180–194. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2014.12.097 (2015).

Article Google Scholar

Ma, C., Jiang, H. et Wang, Z. Enquête expérimentale sur les joints poutre-colonne-dalle intérieurs préfabriqués RC avec connexion à recouvrement scellée en spirale. Ing. Structure. 196, 109317. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2019.109317 (2019).

Article Google Scholar

Guo, T., Yang, J., Wang, W. et Li, C. Enquête expérimentale sur les performances de connexion de connecteurs à manchon entièrement scellés avec divers défauts de scellement. Constr. Construire. Mater. 327, 126981. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2022.126981 (2022).

Article Google Scholar

Morgen, BG & Kurama, YC Conception parasismique de structures à ossature en béton préfabriqué amorties par friction. J. Structure. Ing. 133, 1501–1511. https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9445(2007)133:11(1501) (2007).

Article Google Scholar

Vidjeapriya, R. & Jaya, KP Etude expérimentale sur deux assemblages poutre-poteau préfabriqués mécaniques simples sous chargement cyclique inverse. J. Effectuer. Constr. facil. 27, 402–414. https://doi.org/10.1061/(ASCE)CF.1943-5509.0000324 (2013).

Article Google Scholar

Huang, L., Zhou, Z., Clayton, PM, Zeng, B. et Qiu, J. Enquête expérimentale sur les assemblages poutre-colonne en béton précontraint à centrage automatique amortis par friction avec corbeaux cachés. J. Structure. Ing. 146, 04019228. https://doi.org/10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0002536 (2020).

Article Google Scholar

Huang, L., Zhou, Z., Huang, X. et Wang, Y. Assemblages poutre-poteau en béton préfabriqué auto-centrants amortis par friction variable avec corbeaux cachés : enquête expérimentale et analyse théorique. Ing. Structure. 206, 110150. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2019.110150 (2020).

Article Google Scholar

Xie, L., Wu, J., Zhang, J. & Liu, C. Étude expérimentale sur le comportement mécanique des connecteurs de dissipation d'énergie remplaçables pour les cadres préfabriqués en béton. Structures 33, 3147–3162. https://doi.org/10.1016/j.istruc.2021.06.053 (2021).

Article Google Scholar

Xu, L., Yao, S. & Sun, Y. Tests de développement et de validation d'un support de dissipation d'énergie à auto-centrage. Sol Dyn. Terreq. Ing. 116, 120–129. https://doi.org/10.1016/j.soildyn.2018.10.009 (2019).

Article Google Scholar

Wang, W. et al. Évaluation des performances des entretoises à centrage automatique à base de ressort à disque pour l'atténuation des risques sismiques. Ing. Structure. 242, 112527. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2021.112527 (2021).

Article Google Scholar

Xu, L., Fan, X. & Li, Z. Évaluation sismique de bâtiments avec entretoises de dissipation d'énergie auto-centrantes à ressort prépressé. J. Structure. Ing. 146, 04019190. https://doi.org/10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0002493 (2020).

Article Google Scholar

Xiao, S., Xu, L. & Li, Z. Analyse des performances sismiques et des dommages de la construction de tube à noyau RC avec entretoises à centrage automatique. Sol Dyn. Terreq. Ing. 120, 146–157. https://doi.org/10.1016/j.soildyn.2019.01.029 (2019).

Article Google Scholar

Xiao, S.-J., Xu, L.-H. & Li, Z.-X. Développement et vérification expérimentale de murs de cisaillement autocentrants avec des dispositifs à ressort à disque. Ing. Structure. 213, 110622. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2020.110622 (2020).

Article Google Scholar

Xu, L., Xiao, S. & Li, Z. Comportement hystérétique et études paramétriques d'un mur RC à centrage automatique avec des dispositifs à ressort à disque. Sol Dyn. Terreq. Ing. 115, 476–488. https://doi.org/10.1016/j.soildyn.2018.09.017 (2018).

Article Google Scholar

Xu, L., Xiao, S. & Li, Z. Comportements et modélisation d'un nouveau mur RC à centrage automatique avec des dispositifs à ressort à disque améliorés. J.Eng. Méca. 146, 04020102. https://doi.org/10.1061/(ASCE)EM.1943-7889.0001838 (2020).

Article Google Scholar

Zhang, Y. & Xu, L. Réponse cyclique d'un mur RC à centrage automatique avec des dispositifs à ressort à disque couplés à la tension et à la compression. Ing. Structure. 250, 113404. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2021.113404 (2022).

Article Google Scholar

Code GB/T 50011-2010 pour la conception parasismique des bâtiments.

Normes GB/T 50081-2016 pour les méthodes d'essai des propriétés mécaniques du béton ordinaire.

GB/T 228.1-2010 Matériaux métalliques - Essai de traction - Partie 1 : Méthode d'essai à température ambiante.

Ressort à disque GB/T 1972-2005.

Code technique GB/T 50448-2015 pour l'application de coulis cimentaire.

Park, R. Évaluation de la ductilité des structures et des assemblages structuraux à partir d'essais en laboratoire. BNZSEE 22, 155-166 (1989).

Article Google Scholar

ACI 374.1-05 Critères d'acceptation pour les cadres de moment basés sur des essais structurels et des commentaires.

Sucuoglu, H. Effet de la rigidité de la connexion sur la réponse sismique des cadres en béton préfabriqué. CPJI 40, 94–103. https://doi.org/10.15554/pcij.01011995.94.103 (1995).

Article Google Scholar

Chopra, AK Dynamics of Structures: Theory and Applications to Earthquake Engineering (Prentice-Hall, 2001).

Google Scholar

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Cette recherche a été soutenue par le projet régional d'innovation collaborative de la région autonome du Xinjiang (n° 2019E0231).

Collège de génie civil et d'architecture, Université du Xinjiang, Urumqi, 830063, Chine

Qi Chen, Yongjun Qin, Yi Xie et Chen Yang

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QC et YQ ont rédigé le texte principal du manuscrit et YX et CY fournissent une assistance aux tests. Tous les auteurs ont examiné le manuscrit.

Correspondance avec Yongjun Qin.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Chen, Q., Qin, Y., Xie, Y. et al. Performance sismique d'un nouveau joint de cadre en béton préfabriqué avec un ressort à disque intégré. Sci Rep 13, 5334 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-32447-1

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Reçu : 25 août 2022

Accepté : 28 mars 2023

Publié: 01 avril 2023

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

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