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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
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Obbrraass CCiivviilleess
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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
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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.
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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
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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
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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
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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.
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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
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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.
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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
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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.
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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
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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
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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
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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.
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•
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.
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ANEXO 1: FIGURAS
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10 ANEXO 2: FOTOGRAFÍAS
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