IInnffoorrm mee FFiinnaall EENNSSAAYYO MAA DEELL SSIISSTTEEM DEE RREESSIISSTTEENNCCIIAA EENN PPAANNEELL EESS D OSS D MIICCO DIINNÁÁM OSS D A D N E I V I V N E S O R U M E D N Ó I C C U R T S N O C A L A R A P ) m m 4 6 RBS ( 64 mm) P A R A L A C O N S T R U C C I Ó N D E M U R O S E N V I V I E N D A CCEENNTTRRO OBBRRAASS CCIIVVIILL EESS MAATTEERRIIAALL EESS YY O ÓNN EENN M DEE IINNVVEESSTTIIGGAACCIIÓ OD C O CCIIM M OC D MBBIIEENNTTAALL DEE IINNGGEENNIIEERRIIAA CCIIVVIILL YY AAM OD MEENNTTO DEEPPAARRTTAAM UUNNIIVVEERRSSIID DEESS OSS AANND DEE LLO DD DAAD BBO OGGO OTTAA CCO OLL O OM MBBIIAA AABBRRIILL D DEE 22000022 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O TABLA DE CONTENIDO 1 INTRODUCCION Y ANTECEDENTES .......................................................... 2 2 OBJETIVOS........................................................................................................ 3 3 ENSAYOS REALIZADOS ................................................................................. 3 4 MONTAJE DE ENSAYOS................................................................................. 4 5 RESULTADOS DE LOS ENSAYOS ................................................................. 5 6 INTERPRETACIÓN DE RESULTADOS ......................................................... 6 6.1 6.2 6.3 6.4 6.5 6.6 6.7 CAPACIDAD MÁXIMA ANTE CARGAS HORIZONTALES ...................................... 6 DEGRADACIÓN DE LA RIGIDEZ CON LA DEFORMACIÓN ..................................... 7 NIVELES DE DAÑO .......................................................................................... 8 CAPACIDAD DE DUCTILIDAD ........................................................................... 9 CAPACIDAD DE AMORTIGUAMIENTO HISTERÉTICO........................................... 9 FACTOR DE REDUCCIÓN DE RESPUESTA “R”.................................................. 10 PRUEBAS DE RESISTENCIA A COMPRESIÓN ..................................................... 11 7 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES................................................ 12 8 REFERENCIAS ................................................................................................ 15 9 ANEXO 1: FIGURAS ....................................................................................... 16 10 ANEXO 2: FOTOGRAFÍAS ............................................................................ 17 EENNSSA AYYO OSS D DIINNÁ ÁM M IICCO OSS D DEE RREE SSII SSTTTEE NNCC IIAA EEN N DEELL SSII SSTT EEM mm m)) N PPAANNEE LL EESS D MAA RBS((6644 m PPAARR AA LLA A CCOON NSSTTRR UUCC CC IIÓÓNN D DEEE M URRO OSS EE NN VVII VV IIEEN NDD AA MU 1 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O 1 INTRODUCCION Y ANTECEDENTES El sistema estructural de muros ROYAL BUILDING SYSTEM (RBS) está conformado por paneles de 64 mm de espesor los cuales se rellenan normalmente con concreto o mortero. Los módulos de 64 mm son de un piso de altura ( 2.0 m ) y se ensamblan lateralmente hasta alcanzar la longitud deseada de muro. Igualmente los módulos pueden ensamblarse en esquinas para conformar espacios rectangulares de las dimensiones deseadas. Los paneles se rellenan normalmente con concreto o mortero y gracias a las perforaciones internas existentes, dicho material de relleno fluye lateralmente para rellenar en su totalidad el panel correspondiente. Se propone que el sistema sea anclado a una viga de cimentación en concreto reforzado mediante anclajes en barra de refuerzo corriente los cuales quedarían embebidos en el panel mismo. En general se propone utilizar disposiciones de anclajes de 3/8“ de diámetro espaciados cada 16 cm aproximadamente. El sistema es susceptible de reforzarse internamente y se recomienda en general la utilización de barras de refuerzo de diámetro 3/8” tanto verticalmente como horizontalmente. Es importante que el refuerzo horizontal sea continuo de muro a muro en las esquinas con el fin de aumentar la capacidad de la unión. Los espesores totales utilizados son de 64 mm y de 100 mm aunque en el presente estudio se analizan únicamente los espesores de 64 mm. Considerando el espesor del PVC que funciona como formaleta que es de aproximadamente 1.8 a 2.0 mm, los espesores efectivos de los muros de concreto serían de aproximadamente de 60 mm para el caso del panel de 64 mm. En general se acepta cualquier tipo de entrepiso apoyado sobre el sistema de muros de RBS. Dados los espesores reducidos de los muros se preferirían sistemas fundidos en el sitio tales como sistemas de placa maciza o placas aligeradas. También se podrían considerar sistemas de losas de concreto con lámina colaborante o en sistema RBS. En todos los casos se recomendaría una conexión efectiva entre el muro y el sistema de entrepiso (continuidad del acero). Con el fin de conocer en detalle el comportamiento estructural de los muros del sistema, RBS solicitó al CIMOC de la Universidad de los Andes la realización de una serie de ensayos sobre muros en voladizo. El presente informe resume los resultados encontrados en los diferentes ensayos y presenta la interpretación correspondiente. 2 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O 2 OBJETIVOS El objetivo de los trabajos consiste en adelantar ensayos experimentales sobre elementos de muros estructurales de 64 mm de espesor con el fin de determinar su comportamiento ante eventuales cargas sísmicas. En particular con los ensayos realizados se pretende determinar los mecanismos dominantes de falla ante cargas horizontales cíclicas, la capacidad máxima ante cargas horizontales, los niveles de daño ante deflexiones horizontales, la degradación de la rigidez, la capacidad de amortiguamiento y la capacidad de disipación de energía del sistema para diferentes configuraciones estructurales. 3 ENSAYOS REALIZADOS En total se realizaron 6 ensayos sobre elementos de muros con dos tipos de configuraciones de relleno y refuerzo interno. En las Tablas 3.1 y 3.2 se resumen las características de cada uno de los muros ensayados. Existen dos tipos fundamentales de muros: el primero corresponde a muros completamente rellenos y cuyas características se presentan en la Tabla 3.1 y el segundo tipo de muro se denomina parcialmente rellenos de concreto ya que en la zona central se colocó un mortero de muy baja resistencia de tal manera que en el perímetro se configuró un pórtico de concreto compuesto por dos columnetas y una vigueta. Las características de los muros parcialmente rellenos se presenta en la Tabla 3.2. El concreto utilizado fue de 3000 psi (210 kg/cm2) con agregado fino tanto para los muros totalmente rellenos como para los muros parcialmente rellenos. El material que se utilizó de relleno fue una mezcla de arena y cemento (1 “viaje” de arena y dos bultos de cemento). Estos valores corresponden a las propiedades en el momento de realización de los ensayos. El acero en todos los casos fue de grado 60000 (fy = 4200 kg/cm2). Tabla 3.1. Características del primer tipo de muros ensayados (muros completamente rellenos de concreto) DIMENSIONES MURO LARGO ALTO ANCHO NO. (m) (m) (cm) REFUERZO VERTICAL REFUERZO HORIZONTAL TIPO DE RELLENO 1 2.0 2.0 6.4 1 No 3 cada 16 cm ancladas a la 1 No 3 cada 20 cm cimentación. En el tramo de arriba a abajo del central no se colocaron varillas muro Concreto 2 2.0 2.0 6.4 1 No 3 cada 16 cm ancladas a la 1 No 3 cada 20 cm cimentación. En el tramo de arriba a abajo del central no se colocaron varillas muro Concreto 3 2.0 2.0 6.4 1 No 3 cada 16 cm ancladas a la 1 No 3 cada 20 cm cimentación. En el tramo de arriba a abajo del central no se colocaron varillas muro Concreto 3 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O Tabla 3.2. Características del segundo tipo de muros ensayados (muros parcialmente rellenos de concreto) DIMENSIONES Muro No. Largo (m) ALTO (m) ANCHO (cm) ALTURA COLUMNETAS (cm) REFUERZO PRINCIPAL COLUMNETAS REFUERZO A CORTANTE COLUMNETAS ALTURA DE VIGUETAS (cm) 4 2.0 2.0 6.4 30 4 No 3 1 No 2 cada 21 cm 25 1 No 3 arriba y abajo 5 2.0 2.0 6.4 30 4 No 3 1 No 2 cada 21 cm 25 1 No 3 arriba y abajo 6 2.0 2.0 6.4 30 4 No 3 1 No 2 cada 21 cm 25 REFUERZO A CORTANTE VIGUETAS REFUERZO PRINCIPAL VIGUETAS Grafil 4 mm en forma de “S” cada 21 cm Grafil 4 mm en forma de “S” cada 21 cm Grafil 4 mm en forma de “S” cada 21 cm 1 No 3 arriba y abajo En las Figuras 3.1 a 3.3 se presentan esquemas de las características principales de cada tipología de muro ensayado. En el Anexo 2 (fotografías) se presenta en detalle el procedimiento seguido para la construcción de los especimenes desde el armado de los refuerzos de la cimentación hasta la fundida del concreto. 4 MONTAJE DE ENSAYOS Todos los muros se construyeron sobre vigas de cimentación independientes con el fin de minimizar el tiempo requerido para el fraguado y agilizar así la duración del proyecto. Las vigas de cimentación fueron diseñadas con dos criterios principales. En primera instancia se diseñaron para resistir los esfuerzos máximos inducidos por los muros de manera que estas no afectaran los posibles mecanismos de falla de los elementos y en segundo lugar se diseñaron para proporcionar un adecuado anclaje al refuerzo vertical del muro. Las vigas de cimentación se sujetaron firmemente a la viga de marco de pruebas mediante cuatro pernos de 1” de diámetro los cuales pasaban a través de una serie de tubos de PVC que quedaron embebidos en la viga de cimentación de cada uno de los muros. Debe anotarse que los refuerzos verticales de los muros fueron embebidos dentro de las vigas de cimentación de tal manera que se garantizaba la longitud de desarrollo del acero de refuerzo vertical. Con el fin de transmitir la carga del actuador dinámico al muro se utilizaron dos ángulos de acero soldados a una ménsula también de acero la cual fue atornillada al gato hidráulico mediante 4 tornillos. Los ángulos metálicos se anclaron al muro mediante 8 tornillos de 5/8” de diámetro con el fin de garantizar una adecuada transferencia de esfuerzos a los muros. En la Figura 4.1 se presenta un esquema típico del sistema de vigas de cimentación descrito, el 4 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O refuerzo utilizado y el sistema de anclaje a la viga del marco de pruebas así como el sistema de transmisión de carga del gato hidráulico al muro. Debido a la gran esbeltez de los elementos ensayados y con el fin de minimizar desplazamientos perpendiculares al plano del muro (efectos de torsión y flexión transversal ante cargas en el plano) se instalaron una serie de elementos de restricción a los movimientos transversales. Estos elementos firmemente sujetos al marco de pruebas garantizaban que el movimiento de los diferentes muros ensayados ocurriese principalmente en el plano fuerte de los mismos. Esta condición del ensayo es fundamental debido a que corresponde al comportamiento esperado en la realidad. Cada uno de los muros se instrumentó con un LVDT (transductor de desplazamiento) ubicado a dos cm del extremo superior del muro, equipo utilizado para el control de desplazamientos. Adicionalmente se contaba con el registro de desplazamiento de la cabeza del actuador y la historia de cargas registrada por la celda ubicada en la cabeza del actuador. El método de ensayo consistió en la aplicación de una historia de desplazamientos en la parte superior del muro. Los desplazamientos se aplicaron mediante señales sinusoidales incrementales a una frecuencia constante de 0.14 Hz. El primer ciclo se hizo con una amplitud de 0.2 mm (0.01 % de la altura de muro) y el desplazamiento se fue incrementando hasta llegar a una amplitud de 40 mm (2% de deriva) o hasta la falla del muro. En la Figura 4.2 se presenta la historia de desplazamientos aplicada en la parte superior del muro. Con el fin de verificar la resistencia a la compresión del concreto utilizado se realizaron ensayos de compresión de probetas de concreto las cuales fueron extraídos de cada uno de los muros. Simultáneamente se ensayaron a compresión tres probetas extraídas de la zona central de los muros totalmente rellenos con las cuales se buscó establecer el aporte que tiene el PVC en la resistencia a compresión de los paneles del sistema RBS. Estas probetas tenían un espesor igual al espesor del muro (64mm) y estaban compuestas por un módulo completo de PVC-concreto. 5 RESULTADOS DE LOS ENSAYOS E l resultado fundamental de cada uno de los ensayos consiste en las curvas histeréticas resultantes en las cuales se grafica la deformación en la parte superior del muro contra la carga correspondiente. Como se mencionó los ensayos realizados fueron todos con control de desplazamientos por lo cual las curvas resultantes son simétricas con respecto al desplazamiento pero no necesariamente ante la carga ya que el nivel de deterioro que se va alcanzando en cada ciclo no necesariamente es simétrico en las dos direcciones de ensayo. En las Figuras 5.1 a 5.6 se presentan las curvas de histéresis resultantes para cada uno de los ensayos realizados. Las tres primeras curvas, que corresponden a los tres 5 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O primeros muros (totalmente rellenos), se han graficado en la misma escala para permitir la comparación relativa. Lo propio ocurre con las figuras 5.4, 5.5 y 5.6. Los mecanismos de falla de los diferentes ensayos realizados se presentan en el Apéndice Fotográfico. En general el mecanismo de falla dominante en los tres casos de muros totalmente rellenos de concreto fue el de fluencia del acero a tensión debido a la flexión presente en el muro por la carga en el plano. En este mecanismo de falla se concentra la grieta de flexión en una sola grieta en la superficie de contacto con la viga de cimentación. Este tipo de falla permite establecer que el PVC genera un importante confinamiento en el concreto a la vez que le proporciona capacidad de resistencia a la tensión mejorando con esto la capacidad para resistir fuerzas cortantes en el concreto, disminuyendo el nivel de agrietamiento del mismo. Los tres especimenes parcialmente rellenos presentan un modo de falla dominante por flexión en los elementos de concreto, conformando dos rótulas plásticas en las zonas de conexión con la viga de cimentación en donde el concreto de los nudos se vio afectado por plastificación. Estos especimenes presentan resistencias mucho más bajas que los anteriores pero ciclos de histéresis un poco más estables. En ninguno de los casos se reporta falla por cortante del elemento o de las zonas de relleno lo cual implica que la resistencia a cortante de los muros es superior a las fuerzas horizontales aplicadas dividida por el área efectiva en cada caso. 6 INTERPRETACIÓN DE RESULTADOS Los resultados obtenidos se interpretan con el fin de obtener parámetros del comportamiento estático y dinámico de los muros. La interpretación de resultados incluye la determinación de la capacidad máxima ante cargas horizontales, la degradación de la rigidez con la deformación horizontal, los niveles de daño ante deflexiones horizontales, la capacidad de ductilidad máxima de cada espécimen, la capacidad de amortiguamiento y la capacidad de disipación de energía del sistema. 6.1 Capacidad Máxima ante Cargas Horizontales Con base en los ciclos histeréticos presentados, se obtienen envolventes de capacidad de carga tanto para los ciclos positivos como para los negativos. Estas envolventes corresponden a una aproximación al comportamiento esperado ante una carga monotónica creciente (conocido comúnmente como ensayo de “Pushover”). En la Figura 6.1 se presentan las envolventes suavizadas tanto positivas como negativas de todos los ensayos realizados. A partir de cada una de estas envolventes se puede determinar la capacidad máxima de cada uno de los muros. También se puede estimar el valor de carga para el cual se inicia la fluencia del sistema, dados los mecanismos de falla obtenidos descritos anteriormente. 6 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O Los valores de capacidad máxima de carga y carga de fluencia se pueden estimar de manera analítica mediante las fórmulas tradicionales desarrolladas para el concreto reforzado (referencia [1]). En el presente caso se han calculado dichos parámetros para efectos comparativos con los resultados experimentales. La Tabla 6.1 resume los resultados obtenidos. Se indican las capacidades máximas y las cargas de fluencia experimentales y teóricas para un muro en voladizo de 2 metros de altura sometido a una carga en la parte superior. Por otro lado se da un indicativo del esfuerzo cortante mínimo resistente, correspondiente al valor de esfuerzo cortante que se alcanzó en la falla de cada uno de los especimenes ensayados en el presente trabajo. Para el cálculo de la capacidad máxima analítica de los muros completamente rellenos de concreto se tuvo en cuenta que las varillas de la base presentaban simultáneamente un esfuerzo de tensión y un esfuerzo de cortante (diagrama de interacción de Paxial vs. Cortante). Por otro lado la capacidad analítica de los muros parcialmente rellenos fue calculada con base en un “PUSHOVER” en donde se supuso que el valor de sobreresistencia del acero de refuerzo era de 1.3 (relación fu/fy). Lo anterior está de acuerdo con los múltiples ensayos de tensión de varillas que han sido realizados en los laboratorios del CIMOC. Se debe tener en cuenta que todas las fallas ocurrieron por flexión. De esta manera el esfuerzo cortante resistente del muro debe ser superior al valor de la máxima carga registrada dividida por el área efectiva en cada caso. Tabla 6.1 Capacidades máximas y cargas de fluencia Muro No. Capacidad Máxima (Ton) Carga de Fluencia (Ton) Capacidad Máxima Analítica (Ton) Carga de Fluencia Analítica (Ton) Esfuerzo Cortante Mínimo Resistente (kg/cm2) 1 2 3 4 5 6 13.00 12.00 12.00 3.70 3.70 4.50 8.00 7.50 8.00 2.10 2.10 2.20 12.2 12.2 12.2 3.10 3.10 3.10 9.1 9.1 9.1 1.96 1.96 1.96 10.4 9.6 9.6 10.3 10.3 12.5 6.2 Degradación de la rigidez con la deformación Para cada nivel de deformación alcanzado por ciclo se puede estimar la rigidez equivalente lo cual es un indicativo del nivel de deterioro del muro. La rigidez máxima correspondería a la rigidez elástica no fisurada, la cual puede ser calculada analíticamente. En la Figura 6.2 se presenta la degradación de la rigidez para cada uno de los ciclos que componen el ensayo realizado sobre los especimenes. En la gráfica se observa como a medida que aumenta el número de ciclos (y por ende la deformación) se presenta una 7 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O disminución en la rigidez, alcanzando para el ciclo final el 14% de la rigidez inicial para los muros totalmente rellenos y el 10% de la rigidez inicial para los muros parcialmente rellenos. En la Tabla 6.2 se compara la rigidez elástica no fisurada experimental con la calculada analíticamente para cada uno de los especímenes ensayados. La rigidez analítica se ha calculado mediante un modelo en elementos finitos suponiendo un empotramiento perfecto en la base. Para los muros parcialmente rellenos (4, 5 y 6) se modeló tanto las columnetas y viguetas como el aporte del PVC a la rigidez usando las propiedades mecánicas del PVC establecidas en la referencia [7]. Las viguetas y columnetas fueron modelados como elementos tipo pórtico y el PVC fue modelado mediante el uso de elementos tipo SHELL. Toda la modelación analítica fue llevada a cabo en el programa SAP 2000. Se observa una diferencia entre las rigideces teóricas y las experimentales en el caso de los muros parcialmente rellenos debido principalmente a que el material de confinamiento (arena-cemento) aporta rigidez al sistema. Tabla 6.2 Rigideces elásticas no fisuradas experimental y analítica Muro No Rigidez Elástica No Fisurada Experimental ( Ton/cm) Rigidez Elástica Análitica (Empotramiento Perfecto) * (Ton/cm) 1 2 3 4 5 6 130 153 140 28 28 22 141 141 141 13 13 13 Nota: (*) Las rigideces elásticas analíticas fueron calculadas sin tener en cuenta los efectos de la fisuración. 6.3 Niveles de Daño El nivel de daño alcanzado para cada nivel de deformación se puede evaluar de manera aproximada con base en el criterio de que el porcentaje de daño podría ser un indicativo del costo total de la reparación con respecto al costo total de la estructura. Esta evaluación se realizó de manera global para todos los ensayos realizados y se propone la curva de la Figura 6.3 en la cual se indica el nivel de daño aproximado en porcentaje con respecto a la deriva. La curva de daño presentada debe entenderse como indicativa y su utilización debe incluir criterio ingenieril dependiendo del uso que se le desee dar. En la misma curva se presentan las curvas de daño propuestas por la referencia [8] para muros de mampostería y para muros de concreto reforzado. 8 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O 6.4 Capacidad de Ductilidad La ductilidad al desplazamiento se determina mediante la relación entre el desplazamiento horizontal máximo corregido alcanzado por el espécimen y el desplazamiento horizontal requerido para alcanzar la primera fluencia. El primer parámetro resulta relativamente fácil de identificar a partir de los resultados del ensayo. Cabe aclarar que en el presente caso se utilizó una deriva máxima del orden del 1% de la altura del piso para garantizar un nivel de comportamiento adecuado para asegurar la protección de la vida de las personas que se encuentran en la edificación (correspondiente a lo que la literatura denomina Life Safety o nivel LS). Sin embargo el segundo parámetro resulta más difícil debido a que el espécimen como tal no se encuentra totalmente instrumentado y la determinación de la primera fluencia no es fácilmente detectable. Por lo tanto el punto de fluencia se determina en cada espécimen como el punto en el cual se presenta un quiebre claro en el comportamiento carga deflexión, tratando de asimilar el comportamiento del espécimen a un comportamiento bilineal. De acuerdo con este procedimiento se obtiene los resultados que se indican en la Tabla 6.3. Tabla 6.3 Capacidad de ductilidad de especimenes ensayados Muro No. 1 2 3 4 5 6 6.5 Capacidad de Ductilidad al Desplazamiento Máxima del Ensayo (µ µ) 6.7 5.0 4.0 8.3 5.0 4.6 2µ − 1 3.5 3.0 2.6 3.9 3.0 2.9 Capacidad de Amortiguamiento histerético La capacidad de amortiguamiento histerético de los elementos puede medirse mediante ensayos dinámicos de carga horizontal. De acuerdo con la referencia [2] la mejor manera de determinar el nivel de amortiguamiento histerético es mediante la excitación del sistema con una señal sinusoidal a una frecuencia igual a la frecuencia de resonancia de la estructura y el registro de la curva fuerza-desplazamiento. De esta manera, el amortiguamiento puede estimarse mediante la siguiente relación: ξ= E HISTERETICA (4π ) * E ELASTICA 9 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O En donde E HISTERETICA = E ELASTICA = máxima del ciclo. Es el área encerrada por cada uno de los ciclos de histéresis. Es la energía elástica total calculada a partir de la deformación En el presente caso no se llevaron a cabo ensayos dinámicos sino ensayos cíclicos pseudo-dinámicos. En este caso la evaluación del amortiguamiento con las curvas histeréticas resultantes es una aproximación al valor real. En la tabla 6.4 se presentan los valores de amortiguamiento viscoso equivalente calculado para el ciclo cuya deformación máxima es igual a la deformación máxima corregida para cada uno de los seis especimenes ensayados. Este amortiguamiento no debe ser confundido con el 5% reportado en los espectros de diseño comúnmente utilizados. Tabla 6.4 Amortiguamiento Viscoso equivalente para los especimenes ensayados Muro No. 1 2 3 4 5 6 6.6 Amortiguamiento Viscoso equivalente (%) 12.0 13.0 11.0 13.0 12.2 12.2 Factor de Reducción de Respuesta “R” De acuerdo con la referencia [3] el factor de reducción de respuesta R utilizado en los códigos para considerar el comportamiento inelástico de los pórticos se puede determinar mediante el producto de tres factores de acuerdo con la siguiente ecuación: R = Rs .Rµ .Rξ Donde : Rs : El factor de sobreresistencia, Rs, dependiente del período estructural se calcula como la fuerza cortante basal máxima registrada en los ensayos dividido por la fuerza cortante basal de diseño para el nivel de resistencia. Rs = Vo Vd Rµ : El factor de ductilidad, Rµ, se calcula mediante las ecuaciones planteadas por Newmark & May (1982) que se presentan a continuación. 10 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O Para frecuencias superiores a 33 Hz . Rµ = 1 Rµ = Para frecuencias entre 2 Hz y 8 Hz Rµ = 2 µ − 1 Para frecuencias inferiores a 1 Hz. Rµ = µ R ξ : Considerado normalmente igual a 1.0 paraξ=5%. Algunos autores han propuesto la utilización de un valor de RRcorrespondiente a un factor de reducción por ductilidad, el cual permitiría tener en cuenta la reducción de la respuesta debida a dispositivos suplementarios de amortiguamiento viscoso. Este factor de reducción estarían normalmente dirigidos a disminuir los desplazamientos en un sistema aporticado no lineal, pero no podría utilizarse para disminuir proporcionalmente las fuerzas demandadas. Por la razón anterior, con el enfoque actual de diseño por fuerza no se considera en general este factor de reducción. Utilizando las recomendaciones del ATC 19 (referencia [3]) se procedió a determinar el valor máximo de R utilizando los resultados de los ensayos realizados y teniendo que los valores encontrados en este trabajo de investigación corresponden a los valores que se presentan en una estructura con periodos altos. Dado que el factor R esta íntimamente relacionado con el periodo estructural, puesto que dependiendo de la flexibilidad de la estructura o sistema estructural analizado este llegará a trabajar en el rango inelástico y por lo tanto tendrá un valor de R superior a 1, el factor R recomendado para el diseño de obras civiles convencionales con los sistemas estructurales RBS estudiados en la presente investigación debe estar en función del periodo estructural. Con base en las anteriores recomendaciones y considerando las características del sistema y los tipos estructurales normalmente empleados con el sistema ROYALCO se recomienda utilizar los factores R que se indican en la Figura 6.4. En dicha figura se observa que para estructuras muy rígidas el valor de R es 1.0 el cual se va incrementando a medida que el periodo estructural crece hasta valores en el orden de 3.0. Lo anterior es válido siempre y cuando no se presente otro tipo de falla anticipada tales como falla a cortante, falla de anclajes, falla por adherencia o similares. 6.7 Pruebas de resistencia a compresión Se realizaron un total de 9 pruebas de resistencia a compresión para poder corroborar los valores supuestos en el diseño y determinar el aporte del PVC a la resistencia a compresión de los módulos del sistema RBS. Las primeras 6 pruebas se realizaron sobre probetas de concreto extraídas de cada uno de los seis muros ensayados en la presente investigación. Los 3 ensayos restantes se realizaron sobre probetas extraídas de los tres muros totalmente rellenos con el fin de establecer el aporte en resistencia que genera el confinamiento proporcionado por el PVC al concreto. En 11 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O las Tablas 6.5 y 6.6 se presentan los resultados obtenidos en los dos tipos de ensayos efectuados. Así mismo en la Figura 6.5 se presentan los resultados y las fotografías del modo de falla de los ensayos de compresión efectuados sobre las probetas de concreto y PVC. En los ensayos sobre probetas compuestas por un módulo de PVC y concreto se observó que antes de ocurrir la falla de las probetas se presentaba pandeo en el módulo de PVC y luego en las esquinas se presento separación de la lámina de PVC de la muestra de concreto. Así mismo se observa que la resistencia a la compresión de las probetas que tenían PVC y concreto fue superior en un 20% a los ensayos de compresión de las probetas que tenían solo concreto. Tabla 6.5 Resistencia a la compresión de probetas de concreto Probeta No Largo (l) (cm) Ancho (b) (cm) Carga Máxima (kg) Esfuerzo de rotura (kg/cm2) 1 2 3 4 5 6 5.074 5.220 5.041 4.930 4.578 5.245 4.980 5.179 5.111 5.080 4.592 5.119 4600 5271 4816 5215 4109 5446 182.0 195.7 187.0 208.2 195.9 203.4 Tabla 6.6 Resistencia a la compresión de probetas con PVC y concreto Probeta No Alto (h) (cm) Largo (l) (cm) Ancho (b) (cm) Carga Máxima (kg) Esfuerzo de rotura (kg/cm2) 1 2 3 14.0 17.5 17.5 9.0 13.0 13.0 6.4 6.4 6.4 13000 20600 20200 240.7 264.1 259.0 7 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES Con base en los ensayos y análisis realizados se pueden establecer las siguientes conclusiones: • Todos los muros ensayados, considerando el tipo de refuerzo y las características dimensionales y de los materiales, fallaron por flexión con 12 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O evidencias claras de fluencia y en algunos casos rotura del acero vertical en el plano de unión con la viga de cimentación. • Considerando que ninguno de los muros presentó falla a cortante se puede concluir que la resistencia cortante promedio de los muros rellenos debe ser de al menos 9.6 kg/cm2 sobre el área neta mientras que para muros rellenos con 2 . Debe considerarse que todos los muros mortero sería de al menos 10.3 kg/cm completamente rellenos que fueron ensayados tenía refuerzo horizontal. • El PVC de los muros parece tener un efecto importante en el comportamiento del elemento estructural ya que le proporciona confinamiento al concreto y aparentemente mejora su resistencia a la tensión disminuyendo simultáneamente la tendencia al agrietamiento por tensión. Esto incide tanto en la resistencia a la tensión como en la resistencia al cortante (tracción diagonal) del elemento. Así mismo y de acuerdo con los ensayos a compresión efectuados se estableció que el PVC aporta aproximadamente un 20% adicional a la resistencia a la compresión de los paneles. • El PVC parece tener un efecto equivalente al del acero de refuerzo. De acuerdo con la referencia [4] el refuerzo proporcionado por el PVC Royal es equivalente a 2.13 cm2 de acero por metro lineal de muro. Así mismo, y nuevamente de acuerdo con el mismo estudio, el esfuerzo cortante resistente de un panel del 2 es del orden de 11.6 sistema RBS relleno de un mortero de 150 kg/cm 2 kg/cm . • La capacidad a flexión tanto a nivel de fluencia comode rotura se puede calcular de manera adecuada con las fórmulas tradicionales del concreto para el plano de contacto con la viga de cimentación considerando adicionalmente el diagrama de interacción de las varillas de anclaje las cuales se encuentran sometidas tanto a tensión como a cortante. En este plano el PVC no tiene ningún efecto dada su discontinuidad hacia la cimentación. Para calcular parámetros de resistencia a la flexión puede tenerse en cuenta el efecto del PVC. • Los paneles presentan una alta rigidez ante cargas horizontales en el plano. Para efectos del análisis estructural, para la distribución de las cargas horizontales y para el cálculo de desplazamientos o períodos estructurales se recomienda considerar en el cálculo de las rigideces teóricas, la fisuración de los elementos y la flexibilidad de la cimentación y del sistema de anclaje. Así mismo en todos los casos debe verificarse que las varillas que se anclan a la cimentación tengan una longitud de desarrollo adecuada tal como se especifica en la NSR-98 para evitar fallas frágiles anticipadas. • El sistema, para las dimensiones y características ensayadas presenta niveles de daño muy concentrados en las zonas de unión con la cimentación. El resto del elemento se mantiene prácticamente sin daño. De esta manera la calificación 13 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O global del daño depende del daño en esta zona. En general se obtiene un daño del orden del 50 % para una deriva del orden de 0.3 % a 0.6% y un daño cercano al 100% para derivas superiores al 1.3 %. • Considerando el tipo de falla dominante a flexión en los especimenes ensayados se obtienen capacidades de ductilidad al desplazamiento mínimas en el orden de 4.0. Estos valores se verían afectados de manera considerable si el mecanismo de falla cambia a cortante o a cualquier otro tipo de falla. • Las capacidades de amortiguamiento histerético para el sistema se estiman en valores en el orden de 11 % para niveles de deformación cercanos al 1% de la deriva. • El factor de reducción de respuesta para el sistema con las características ensayadas es variable dependiendo del período estructural resultante de la configuración final de la edificación. Este varía entre 1.0 para edificaciones de bajo período hasta valores en el orden de 3.0 para edificaciones de 0.15 segundos o más de período de vibración fundamental. (ver Figura 6.4). Nota: Estos valores de R solo pueden utilizarse cuando se garantice falla a flexión generalizada del sistema. En caso de anticiparse fallas de cortante, traslapos, anclajes, juntas o similares deberá utilizarse un factor R=1.0 en todos los casos. Se establecen las siguientes recomendaciones generales: • Estudiar las propiedades de materiales más convenientes para el sistema tales como concretos de bajo contenido de cemento, concretos aligerados, barras de refuerzo alternativas, distribución óptima de barras de anclaje, etc. • Estudiar el efecto del PVC en el sistema, específicamente la capacidad del PVC para actuar como refuerzo a tensión del concreto. Establecer relaciones analíticas que puedan utilizarse en el diseño a partir de la realización de múltiples ensayos efectuados con concretos y el PVC producidos en el país.. • Estudiar la posibilidad de anclar el PVC a la cimentación para lograr una mejor transferencia de esfuerzos de tensión a la cimentación. Con esto se puede optimizar la utilización del acero de refuerzo en el muro. • Estudiar especimenes que fallen a cortante con el fin de determinar la resistencia nominal a cortante del sistema. • Adelantar evaluaciones analíticas más detalladas para optimizar la cantidad de refuerzo tanto vertical como horizontal, al igual que la cantidad y tipo de acero de anclaje a la cimentación y las características dimensionales y de refuerzo de la cimentación. 14 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O • 8 Estudiar especimenes con estructuraciones tridimensionales para evaluar el efecto de la redundancia y bidireccionalidad. REFERENCIAS 1. Nilson. Diseño de Estructuras de Concreto reforzado, Duodécima edición, Mc Graw Hill, 1999. 2. Seismic Evaluation and Retrofit of Concrete Buildings – ATC-40, Applied Technology Council, Redwood City, CA, USA. 1996 3. Structural Response Modification Factors. – ATC-19, Applied Technology Council, Redwood City, CA, USA. 1995 4. Vivenda Tolteca – Panel 64 mm. Royal Building Systems de México. Departamento Técnico Ingeniería. 2001 5. NEHRP Guidelines for the Seismic Rehabilitation of Buildings, Federal Emergency Management Agency, FEMA 273/274, Building Seismic Safety Council, Washington, D.C., USA. 1997 6. PCA. Muros Sistema Royalco. Informe Final. 1998 7. RBS S.A. Guía Técnica. 8. Universidad de los Andes, ERN Ingeieros Consultores. RS-COL. Sistema para la evaluación de pérdidas por terremoto en edificaciones para fines de seguros. 1999. 15 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O 9 ANEXO 1: FIGURAS 16 CCIIM OCC MO CCeennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Obbrraass CCiivviilleess Maatteerriiaalleess yy O 10 ANEXO 2: FOTOGRAFÍAS 17 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 1 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 2 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 3 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 4 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 5 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 6 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 7 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 8 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess A 9 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 10 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 11 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 12 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 13 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 14 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 15 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 16 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 17 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 18 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess A 19 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 20 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 21 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 22 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 23 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 24 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 25 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 26 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 27 R RO OY YA AL LC CO O C CIIM MO OC C C Ceennttrroo ddee IInnvveessttiiggaacciióónn eenn M Maatteerriiaalleess yy O Obbrraass C Ciivviilleess 28