comportamiento experimental de conexiones …
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COMPORTAMIENTO EXPERIMENTAL DE CONEXIONES
EMULATIVAS DE BODEGAS INDUSTRIALES DE CONCRETO
PREFABRICADO
TESIS PARA OPTAR AL TÍTULO DE MAGÍSTER EN INGENIERÍA
CIVIL
AUTOR:
SEBASTIÁN ALEJANDRO BERNAL CELY
ASESOR:
JUAN FRANCISCO CORREAL DAZA, Ph.D., P.E.
COASESOR:
WAEL M. HASSAN, Ph.D., P.E., S.E.
FACULTAD DE INGENIERÍA
DEPARTAMENTO DE INGENERÍA CIVIL Y AMBIENTAL
UNIVERSIDAD DE LOS ANDES
Enero de 2020
Tabla de contenido 1 Introducción .................................................................................................................... 3
2 Selección de ensayos ....................................................................................................... 4
3 Modelación numérica previa a ensayos ........................................................................ 12
4 Montaje de los ensayos ................................................................................................. 14
5 Ejecución de ensayos .................................................................................................... 23
6 Análisis de resultados .................................................................................................... 23
Estado de daños ..................................................................................................... 23
Criterios de aceptación ........................................................................................... 26
6.2.1 Criterio de resistencia nominal (ACI 374.1 – 9.1.1) ...................................... 26
6.2.2 Criterio de resistencia máxima (Art. 9.1.2, ACI 374-05) ............................... 27
6.2.3 Criterio de fuerza pico (Art. 9.1.3.1, ACI 374-05) ......................................... 28
6.2.4 Disipación de energía (Art. 9.1.3.2, ACI 374-05) .......................................... 29
6.2.5 Degradación de rigidez (Art. 9.1.3.3, ACI 374-05) ........................................ 31
Ensayo en columna ................................................................................................ 33
7 Modelación numérica posterior a ensayos .................................................................... 35
8 Conclusiones y recomendaciones.................................................................................. 37
9 Agradecimientos............................................................................................................ 38
10 Referencias ................................................................................................................ 39
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1 Introducción El uso moderno e industrializado del concreto prefabricado se da en 1940 con el diseño y
construcción de un puente en Luzancy, Francia. Posteriormente, en 1970 normativas para el
diseño y construcción sísmica adoptan el uso de elementos prefabricados en edificios de
mediana altura y estructuras industrializadas. Sin embargo, proyectos científicos orientados
al entendimiento del comportamiento sísmico del concreto prefabricado en edificaciones
dieron lugar en la década de los 90 (Kurama et. al, 2018). El primero, una colaboración entre
Estados Unidos y Japón desarrolló un proyecto llamado PREcast Seismic Structural Systems
(PRESS). El segundo, un proyecto liderado por el National Institute of Standards and
Technology (NIST).
El PRESS fue un proyecto de investigación desarrollado en 1990 con el objetivo de
desarrollar recomendaciones de diseño sísmico, nuevos materiales, conceptos y tecnologías
para el concreto prefabricado a partir de investigación experimental y analítica. El
coordinador del proyecto fue el profesor Nigel Priestley de la Universidad de California. La
concepción del proyecto tuvo tres fases; la primera, identificó y evalúo los conceptos
estructurales más prometedores para sistemas estructurales de concreto prefabricado; la
segunda, desarrolló estudios experimentales para conexiones de subassemblages
previamente escogidas en la primera fase; por último, desarrollo un programa experimental
de un edificio de concreto prefabricado de múltiples pisos a escala real (Priestley, 1991). Por
otro lado, el NIST fue un proyecto de investigación desarrollado en la década de los 90 con
el objetivo de desarrollar lineamientos para económicas conexiones viga columna de
edificaciones de concreto prefabricado para regiones de alta sismicidad. Las principales
variables de estudio fueron el acero de postensionamiento, el uso de barras postensionadas y
torones de preesfuerzo adheridos y parcialmente adheridos (Cheok and Lew, 1993). Estas
investigaciones permitieron concluir que se debe prestar atención especial a las conexiones
entre elementos prefabricados para asegurar un adecuado comportamiento sísmico.
Subsecuentes proyectos de investigación aportaron en el campo del conocimiento del
concreto prefabricado permitiendo que las conexiones entre elementos prefabricados puedan
ser diseñadas desde dos perspectivas distintas. La primera, busca que el diseño y el
detallamiento de las conexiones prefabricadas emule el comportamiento de las conexiones
de concreto reforzado fundido in situ. La segunda, busca que el diseño de las conexiones use
los conceptos de concreto prefabricado, haciendo que las rotaciones no lineales se concentren
al final de los elementos prefabricados, en otras palabras, que los elementos prefabricados no
sean sometidos a comportamientos no lineales significativos.
Las conexiones emulativas interiores y exteriores han sido investigadas por distintos autores,
entre los que destacan Yoshioka et. al (1991), Restrepo et. al (1995), Alcocer et. al (2002),
Choi et. al (2013) y Yan et. al (2018). Sin embargo, conexiones emulativas interiores de
cubierta y esquina de cubierta no han sido ensayadas, lo que resulta en una falta de
conocimiento acerca del comportamiento de este tipo de conexiones. Teniendo en cuenta que
las conexiones que se presentan en edificios industriales de un piso son únicamente del tipo
interior y esquina de cubierta, es necesario profundizar en el conocimiento de estas.
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Ahora bien, para evaluar que el desempeño sísmico de las conexiones emulativas de concreto
prefabricado tuviese un desempeño equivalente al de una conexión construida en concreto
monolítico se estableció evaluar la conexión acorde al documento ACI 374 – Acceptance
Criteria for Moment Frames Base don Structural Testing. En este documento se presentan
criterios de aceptación basados en resistencia, rigidez y disipación de energía. Posteriomente,
se desarrollan modelos numéricos preliminares en favor de predecir la respuesta cíclica de
las conexiones, una vez calibrados estos modelos se espera que posteriores investigadores
desarrollen modelos numéricos de bodegas industriales a partir de las conexiones ya
calibradas. Cabe resaltar que esta tesis se desarrolló en el marco de un proyecto de
investigación a cargo del Centro de Investigación en Materiales y Obras Civiles (CIMOC)
de la Universidad de Los Andes y financiada por la empresa PREFABRICADOS ANDINOS
COLOMBIA S.A.S. (PREANSA).
2 Selección de ensayos Para determinar que conexiones deberían ser ensayadas en favor de entender el
comportamiento sísmico de las bodegas industriales prefabricadas se realizaron
procedimientos no lineales estáticos de plastificación progresiva (Pushover) de acuerdo con
el apéndice A-3 del Reglamento Colombiano de Construcción Sismo Resistente (NSR-10).
Estos análisis no lineales se desarrollaron para dos bodegas prototipo (ver Figura 2-1 y Figura
2-2) las cuáles fueron suministradas por la empresa PREANSA. A partir de estos análisis fue
posible determinar la ubicación de las conexiones críticas y de esta manera proceder con los
ensayos experimentales.
Figura 2-1 Bodega Tipo A (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De
Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe 2 – Fase I)
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Figura 2-2 Bodega Tipo B (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De
Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe 2 – Fase I)
Con el fin de evaluar el comportamiento no lineal de la bodega tipo A el numeral A-3.2.2 del
Apéndice A.3 de la NSR-10 establece que los análisis no lineales se deben continuar hasta
150% el desplazamiento objetivo y que la carga no puede disminuir en por lo menos 125%
el desplazamiento objetivo, esto se comprueba en la Figura 2-3 y Figura 2-5, para el análisis
de Pushover en la dirección X y Y, respectivamente. Para el análisis de Pushover en dirección
X para la bodega tipo A se pudo determinar que aún para desplazamientos 1.5 δobj, siendo el
desplazamiento objetivo el calculado con la ecuación A-3.2-2, el estado global de la
estructura se encontraba en un desempeño entre Seguridad de la Vida (Life Safety) y
Prevención de Colapso (Collapse Prevention). Asimismo, en la Figura 2-4 es posible analizar
el mecanismo de formación de rótulas, en las que se evidencia que la conexión viga columna
crítica es una conexión exterior, la cuál se encuentra en un estado superior a Prevención del
colapso para una deriva del 3.5%.
Figura 2-3. Pushover Dir. X Bodega Tipo A (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De
Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe 2 – Fase I)
0.0% 1.0% 2.0% 3.0% 4.0% 5.0% 6.0%
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
Deriva [%]
Car
ga L
ater
al [
kN
]
Desplazamiento [m]
Pushover X - Bodega Tipo I
IOLSCP>CPNegativoPostivo
δobj [m]1.25*δobj [m]1.5*δobj [m]Deriva 1.0%Deriva 1.5%
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Figura 2-4 Pushover Dir. X - Secuencia de formación de rótulas (Tomado del Informe del Grupo CIMOC -
Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe
2 – Fase I)
Para un análisis de Pushover en dirección Y para la bodega tipo A se pudo determinar que
para desplazamientos de 1.25 δobj, siendo el desplazamiento objetivo el calculado con la
ecuación A-3.2-2, el estado global de la estructura aún no presenta degradación de
resistencia. Asimismo, en la Figura 2-6 es posible analizar el mecanismo de formación de
rótulas, en las que se evidencia que las conexiones viga columna críticas son conexiones
exteriores e interiores, estados de daño por encima de Prevención de Colapso se presentan a
derivas mayores de 2.0%.
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Figura 2-5. Pushover Dir. Y Bodega Tipo A (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De
Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe 2 – Fase I)
Figura 2-6 Pushover Dir Y – Secuencia de formación de rótulas (Tomado del Informe del Grupo CIMOC -
Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe
2 – Fase I)
0.0% 1.0% 2.0% 3.0% 4.0% 5.0% 6.0%
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
Deriva [%]
Car
ga L
ater
al [
kN
]
Desplazamiento [m]
Pushover Y - Bodega Tipo I
IOLSCP>CPPostivoNegativoδobj [m]1.25*δobj [m]1.5*δobj [m]Deriva 1.0%Deriva 1.5%
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Con el fin de evaluar el comportamiento no lineal de la bodega tipo B el numeral A-3.2.2 del
Apéndice A.3 de la NSR-10 establece que los análisis no lineales se deben continuar hasta
150% el desplazamiento objetivo y que la carga no puede disminuir en por lo menos 125%
el desplazamiento objetivo, esto se comprueba en la Figura 2-7 y Figura 2-9, para el análisis
de Pushover en dirección X y Y, respectivamente. Para el análisis de Pushover en dirección
X para la bodega tipo B se pudo determinar que para desplazamientos de 1.25 δobj, siendo el
desplazamiento objetivo el calculado con la ecuación A-3.2-2, el estado global de la
estructura no presenta degradación de resistencia. Asimismo, en la Figura 2-8 es posible
analizar el mecanismo de formación de rótulas, en las que se evidencia que las conexiones
viga columna críticas son conexiones exteriores e interiores, estados de daño superiores a
prevención de colapso se encuentran a partir de derivas del 2.5%.
Figura 2-7 Pushover Dir. X Bodega Tipo B (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De
Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe 2 – Fase I)
0.0% 1.0% 2.0% 3.0% 4.0% 5.0% 6.0%
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
Deriva [%]
Car
ga L
ater
al [
kN
]
Desplazamiento [m]
Pushover X - Bodega Tipo II
IOLSCP>CPPositivoNegativoδobj [m]1.25*δobj [m]1.5*δobj [m]Deriva 1.0%Deriva 1.5%
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Figura 2-8 Pushover Dir. X – Secuencia de formación de rótulas (Tomado del Informe del Grupo CIMOC -
Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe
2 – Fase I)
Para el análisis de Pushover en dirección Y para la bodega tipo B se pudo determinar que aún
para desplazamientos de 1.50 δobj, siendo el desplazamiento objetivo el calculado con la
ecuación A-3.2-2, el estado global de la estructura no presenta degradación de resistencia.
Asimismo, en la Figura 2-10 es posible analizar el mecanismo de formación de rótulas, en
las que se evidencia que las conexiones viga columna críticas son conexiones exteriores e
interiores, estados de daño superiores a prevención de colapso se encuentran a partir de
derivas del 3.0%.
3.0% de Deriva 3.5% de Deriva
12.0% de Deriva
1.0% de Deriva
2.5% de Deriva
1.5% de Deriva
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Figura 2-9 Pushover Dir. Y Bodega Tipo B (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De
Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe 2 – Fase I)
Figura 2-10 Pushover Dir. Y – Secuencia de formación de rótulas (Tomado del Informe del Grupo CIMOC -
Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe
2 – Fase I)
Acto seguido, se seleccionaron seis conexiones críticas para ser ensayadas. Esta selección se
realizó durante una reunión con PREANSA. Para las conexiones críticas definidas se tomaron
0.0% 1.0% 2.0% 3.0% 4.0% 5.0% 6.0%
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
Deriva [%]
Car
ga L
ater
al [
kN
]
Desplazamiento [m]
Pushover Y - Bodega Tipo II
IOLSCP>CPPositivoNegativoδobj [m]1.25*δobj [m]1.5*δobj [m]Deriva 1.0%Deriva 1.5%
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longitudes de elementos conforme a la metodología de subassemblage, la cual define las
longitudes de los elementos desde la cara del nudo hasta el punto de cero momentos tomados
del diagrama de momentos de un análisis elástico para cargas laterales. En estos puntos se
deben garantizar las condiciones de borde sean las mismas, por ello es necesario que los
elementos se encuentren pinados en sus extremos. Las conexiones a ensayar cuentan con la
siguiente geometría:
Figura 2-11 Conexiones críticas Bodega tipo A
Figura 2-12 Conexiones críticas Bodega Tipo B
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3 Modelación numérica previa a ensayos Por esta razón se hacía indispensable conocer a priori al ensayo si los especímenes de prueba
alcanzarían una deriva de al menos 3.5%. Adicionalmente, se buscaba conocer cuál era la
capacidad máxima esperada del espécimen durante la prueba para de esta manera diseñar el
test setup del ensayo y estimar la localización de la rótula plástica con el fin de optimizar el
uso de strain gauges para lecturas de deformación.
En este orden de ideas se desarrollo un modelo numérico de elementos finitos en
ABAQUS/CAE V6.14-1 de Dassault Systemes Simulia Corp. Para el concreto se usaron
elementos hexagonales tipo 3D stress y funciones de integración cuadráticas de manera que
hubiese una mejor convergencia. Para el acero de refuerzo se usaron elementos tipo Truss,
en conjunto con funciones de integración lineales. El constraint usado para modelar
adecuadamente la adherencia del acero de refuerzo en el concreto fue Embedded Region.
Acto seguido, se definieron dos etapas para la consecución del Pushover, en la primera etapa
las condiciones de borde eran creadas en el elemento y la carga de gravedad se aplicaba
gradualmente en todo el espécimen, la duración de esta etapa era de cinco segundos. En la
segunda etapa se aplicaba gradualmente un desplazamiento en el extremo de la viga hasta
alcanzar un desplazamiento de aproximadamente 0.30 m, la duración de esta etapa fue de
1000 segundos. Los modelos de materiales usados para el concreto y el acero se presentan
en la siguiente figura.
Figura 3-1 Propiedades de los materiales
Asimismo, de manera que el modelo de Abaqus fuese comparable se optó por desarrollar un
modelo numérico plano en SAP 2000 V.19.2.1 de Computers and Structures, Inc. En este
modelo se trabajo la no linealidad como concentrada, a través de rótulas definidas por el ACI
374.3R-16 Guide to Nonlinear Modeling Parameters for Earthquake-Resistant Structures.
Este documento define parámetros de rotación plástica a y b, de acuerdo a índices de cuantías
e índices de esfuerzo cortante.
0
100
200
300
400
500
600
700
0.000 0.010 0.020 0.030 0.040 0.050 0.060 0.070 0.080 0.090 0.100
Co
ncr
eto
[M
Pa]
Deformación unitaria [-]
Curva σ vs ε del Acero de Refuerzo
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Figura 3-2 Ángulos de rotación plástica (Tomado de Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos
Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe 2 – Fase I)
A partir de ambos modelos fue posible establecer que los ensayos alcanzarían un nivel de
deriva de al menos 3.5%, así como diseñar el test setup del ensayo, el cual se compone de
rótulas de acero, columnas de acero, mecanismo de arriostramiento, etc. A continuación, se
presenta los resultados de los Pushovers para una conexión de esquina típica y una conexión
interior típica.
Figura 3-3 Pushover Ensayo E1 (Adaptado del informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión
De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe 2 – Fase I)
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
-5.00 -4.00 -3.00 -2.00 -1.00 0.00 1.00 2.00 3.00 4.00 5.00
Car
ga
Lat
eral
, kN
Deriva (%)
Pushover - Ensayo 4
Abaqus
Abaqus(-)
SAP(+)
SAP(-)
3.5%
3.5%
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Figura 3-4 Pushover Ensayo E1 (Adaptado del informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión
De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe 1 – Fase I)
4 Montaje de los ensayos A continuación, se presentan los modelos tridimensionales desarrollados en Sketchup de los
montajes de cada conexión crítica:
Figura 4-1 Ensayos C1 y E1
-6.67 -5.67 -4.67 -3.67 -2.67 -1.67 -0.67 0.33 1.33 2.33 3.33 4.33 5.33 6.33
-400
-350
-300
-250
-200
-150
-100
-50
0
50
100
150
200
250
300
350
400
-0.40 -0.35 -0.30 -0.25 -0.20 -0.15 -0.10 -0.05 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35 0.40
Deriva
Car
ga,
kN
Desplazamiento, m
Pushover X - Bodega Tipo 2
SAP M+SAP M-Abaqus (+)Abaqus (-)0.0350.035
C1 E1
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Figura 4-2 Ensayos E2 y E3
Figura 4-3 Ensayos T1 y T2
El montaje de los ensayos fue realizado a través del puente grúa del Laboratorio de Modelos
Estructurales de Gran Escala Alberto Sarria Molina de la Universidad de Los Andes, el cual
cuenta con una capacidad de 8 toneladas. La construcción de los especímenes en general
siguió el siguiente protocolo. Se comienza con el figurado de los elementos para un posterior
traslado de la canasta metálica a la cama de postensionamiento, acto seguido, se vacía el
concreto del elemento y se espera a que estos fragüen, finalmente, se procede con su
transporte al Laboratorio de la Universidad de Los Andes (ver Figura 4-4).
E2 E3
T1 T2
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Figura 4-4 Ingreso de viga prefabricada. (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Ensayo 2 – Módulo Crítico 1 Dir. Y –
Bodega Tipo 1)
Acto seguido se realiza el posicionamiento de la zapata prefabricada de la columna de
concreto y de los arriostramientos, estas zapatas se asientan sobre un grouting Sika 200 de
nivelación, con espesor de 0.04 m, cuando este grout alcanza una resistencia de 37.5 MPa se
procede con el proceso de sujeción de las barras postensadas a través de los ductos embebidos
de la zapata. Típicamente las fuerzas de postensionamiento oscilaban entre 35 a 50 toneladas,
las cuales dependían de las solicitaciones a la que eran sometidas las zapatas. Posteriormente
se roscaban las rótulas de acero a los pernos que estaban embebidos dentro de las zapatas las
rótulas tenían dimensiones de 0.6 m x 0.6 m, espesor de 0.025 m, platinas verticales con
espesor de 0.025 m y un perno de 0.038m. A su vez esta rótula se conectaba con la columna
de concreto a través de pernos embebidos en esta, en el caso de las columnas de acero, por
otro lado, para la conexión con la columna de HSS 8X8X1/4 in se usaban pernos entre
platinas de acero, cabe resaltar que esta columna se compone de otra rótula en la parte
superior de manera que sólo trabaje axialmente y no soporte ni solicitaciones de cortante o
momento. Una vez los elementos verticales se conectaban se procedió con el izaje de las
vigas, un extremo de estas vigas se apoyaba sobre neoprenos los cuales a su vez se apoyaban
sobre las ménsulas de las columnas, el otro extremo se conectada a la parte superior de la
rótula superior de la columna de acero mediante soldadura. Finalmente, se fundia el nudo, el
cual conectaba los elementos prefabricados, y se posicionaba el arriostramiento del sistema,
el cual estaba compuesto por dos columnas de acero conectadas mediante dos vigas de acero
IPE 240 y un tubo rectangular de 250x100x6 mm. A continuación, se adjunta el test setup
final del ensayo T2.
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Figura 4-5 Módulo de ensayo T1 (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Ensayo 5 – Módulo Crítico 2 Dir. Y –
Bodega Tipo 2)
Figura 4-6 Ensayo C1 (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De
Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales – Informe 2 – Fase I)
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Figura 4-7 Ensayo E1 (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales –
Informe 2 – Fase I)
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Figura 4-8 Ensayo E2 (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales –
Informe 2 – Fase I)
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Figura 4-9 Ensayo E3 (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales –
Informe 2 – Fase I)
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Figura 4-10 Ensayo T1 (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales –
Informe 2 – Fase I)
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Figura 4-11 Ensayo T2 (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales –
Informe 2 – Fase I)
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Adicionalmente, se dispusieron Strain Gauges en las barras longitudinales de las vigas, en
los refuerzos transversales horizontales y verticales del nudo y en algunas barras
longitudinales de la columna con el objetivo de estimar la fluencia de las barras y
contrastarlos con la formación de grietas en los ensayos.
5 Ejecución de ensayos Los especímenes de prueba son sometidos a un protocolo cíclico de desplazamientos
controlados el cual está definido por el documento ACI 374.1-05. Este protocolo consiste en
tres ciclos completos por cada etapa de deriva, las primeras etapas de deriva deben mantener
la estructura en el rango elástico, cada paso de deriva debe estar entre 1.25 veces y 1.5 veces
el paso de deriva anterior y el mínimo desplazamiento al que se debe llevar al espécimen es
al 3.5%. A continuación, se presenta el protocolo de carga usado en los Ensayo E1:
Figura 5-1 Protocolo de desplazamientos (Tomado del Informe del Grupo CIMOC – Ensayo 2 – Módulo Crítico 1 Dir. Y
– Bod. Tipo 1)
6 Análisis de resultados
Estado de daños A partir de la Figura 6-1 y Figura 6-2 es posible establecer las siguientes conclusiones. En
primer lugar, la aparición de grietas en todos los especímenes se presenta para derivas de
1.0% a 1.5%, esto puede ser relacionado con el hecho de que para estas etapas el espécimen
fluye. Adicionalmente, es posible establecer que en las conexiones con capa de compresión
hay una notable influencia de grietas a flexión pura, por el contrario, para las conexiones con
vigas variables en altura se encuentra que su comportamiento está mayormente influencia
por grietas a cortante. Sumado a esto, la zona de intersección entre la viga y el nudo muestra
significativo daño, no obstante, este daño es considerablemente mayor en las conexiones con
vigas variables en altura. Por último, es posible concluir que en las conexiones interiores se
presenta una mayor concentración del daño en las regiones adyacentes al nudo, por el
contrario, en las conexiones exteriores se puede establecer que la concentración del daño se
presenta en las vigas y en las zonas de intersección viga-nudo.
1.0%
-1.0%
1.5%
-1.5%
3.5%
-3.5%
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000
-5.00%
-4.00%
-3.00%
-2.00%
-1.00%
0.00%
1.00%
2.00%
3.00%
4.00%
5.00%
-220
-180
-140
-100
-60
-20
20
60
100
140
180
220
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Tiempo [s]
Deri
va [
%]
Desp
laza
mie
nto
[m
m]
Etapa
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Figura 6-1 Resumen de daños en conexiones de esquina de cubierta
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Figura 6-2 Resumen de daños en conexiones interiores de cubierta
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Criterios de aceptación El ACI 374.1-05 define tres criterios de aceptación, los cuales evalúan el desempeño de la
estructura en términos de rigidez, resistencia y disipación de energía. El primer criterio,
evalúa la rigidez inicial, el segundo la resistencia máxima y el tercero evalúa la fuerza pico,
la energía disipada y la degradación de rigidez.
6.2.1 Criterio de resistencia nominal (ACI 374.1 – 9.1.1)
Para garantizar una rigidez inicial adecuada en los especímenes de ensayo es indispensable
que la resistencia nominal se desarrolle antes de la deriva de diseño. Lo que a su vez permite
controlar efectos de estabilidad global de la estructura, daños en elementos no estructurales,
alarma y pánico entre personas, etc. En la Figura 6-3 y Figura 6-4 se puede evidenciar el
cumplimiento de este criterio.
Figura 6-3 Criterio de resistencia nominal conexiones interiores
Figura 6-4 Criterio de resistencia nominal ensayos de conexiones de esquina de cubierta
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6.2.2 Criterio de resistencia máxima (Art. 9.1.2, ACI 374-05)
Para garantizar un comportamiento viga débil/columna fuerte la resistencia máxima del
ensayo, 𝐸𝑚𝑎𝑥, no debe superar 𝜆𝐸𝑛. Donde 𝜆 es un factor de sobre resistencia que se define
como la razón entre la sumatoria de momentos nominales resistentes de la columna y la suma
de los momentos nominales resistentes de las vigas. De acuerdo con la Figura 6-5 y Figura
6-6 este criterio se satisface.
Figura 6-5 Criterio de resistencia máxima de conexiones interiores
Figura 6-6 Criterio de resistencia máxima de conexiones de esquina de cubierta
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6.2.3 Criterio de fuerza pico (Art. 9.1.3.1, ACI 374-05)
Para demandas de derivas muy grandes se debe limitar la degradación de resistencia en un
25%. Esta evaluación se realiza para el tercer ciclo de deriva de 3.5%. De acuerdo con la
Figura 6-7 y Figura 6-8 este criterio se satisface.
Figura 6-7 Criterio de fuerza pico de conexiones interiores
Figura 6-8 Criterio de fuerza pico de conexiones de esquina de cubierta
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6.2.4 Disipación de energía (Art. 9.1.3.2, ACI 374-05)
Para garantizar un adecuado amortiguamiento de la conexión, la relación de disipación de
energía, β, debe ser superior a 0.125 del área circunscrita por las líneas discontinuas, de
acuerdo con la Figura 6-9 este criterio se satisface
Figura 6-9 Criterio de disipación de energía de conexiones interiores y de esquina de cubierta
Ensayo T1 - 𝛽 = 0.24 Ensayo T1 - 𝛽 = 0.17
Ensayo E1 - 𝛽 = 0.27 Ensayo E2 - 𝛽 = 0.20
Ensayo E3 - 𝛽 = 0.23
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Adicionalmente, con el ánimo de comparar la disipación de energía entre los especímenes se
estableció idealizar la curva histerética de acuerdo con el numeral 7.4.3.2.4 del ASCE 41-17,
el cual permite definir la carga y desplazamiento de fluencia de la curva envolvente del ciclo
histerético, en la Figura 6-10 se ejemplifica este procedimiento. Una vez se define la carga
de fluencia del sistema esta divide el eje de las ordenadas del ciclo histerético, volviendo esta
curva fuerza – deformación unitaria.
Figura 6-10 Curva fuerza - deformación idealizada (Tomado del ASCE 41-17)
Con la curva esfuerzo-deformación unitaria se calcula el área de cada ciclo para comparar la
disipación de energía de las distintas conexiones. A partir de la Figura 6-11 es posible
concluir entonces que en las conexiones interiores el ensayo que disipó más energía fue el
ensayo T1, por otro lado, para las conexiones de esquina de cubierta se encontró que los
ensayos que más disiparon energía fueron los ensayos E1 y E2. Ahora bien, los ensayos que
más disiparon energía fueron los ensayos que estaban compuestos de vigas de sección I no
variable en altura, sumado a esto, también son los ensayos que cuentan con una capa de
compresión de 3 m fundida in-situ con el nudo. Por último, en la Figura 6-12 se hace una
comparación con todos los especímenes, en los que nuevamente los ensayos que disipan más
energía son los que cuentan con una capa de compresión fundida in-situ en conjunto con el
nudo.
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Figura 6-11 Disipación de energía normalizada
Figura 6-12 Comparación de disipación de energía acumulativa normalizada
6.2.5 Degradación de rigidez (Art. 9.1.3.3, ACI 374-05)
Para garantizar que la estructura no sea propensa a grandes desplazamientos, la rigidez
secante medida de una deriva de -0.35% a 0.35% debe ser mayor que 0.05 veces la rigidez
inicial, de acuerdo con la Figura 6-14 este criterio se satisface.
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Figura 6-13 Rigidez secante de conexiones interiores
Figura 6-14 Rigidez secante de conexiones exteriores
A partir de la curva de esfuerzo deformación normalizada se calcula la rigidez secante de
cada espécimen y se compara para cada paso de deriva. A partir de la Figura 6-15 es posible
establecer que para las conexiones interiores el espécimen T1 tuvo una rigidez secante
ligeramente mayor que la conexión T2. Asimismo, para las conexiones de esquina de cubierta
los especímenes E1 y E3 tuvieron una degradación de rigidez ligeramente menor que el
espécimen E2. Finalmente, en la Figura 6-16 se presenta la comparación entre todas las
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conexiones ensayadas, en general se encuentra que las conexiones con capa de compresión
muestran un mejor desempeño que las conexiones con vigas de sección variable.
Figura 6-15 Rigidez secante de conexiones interiores y de esquina de cubierta
Figura 6-16 Comparación de rigidez secante de especímenes
Ensayo en columna Teniendo en cuenta que la conexión columna-zapata se realiza mediante tubos de acero
galvanizado embebidos dentro de la zapata, en los cuales se ingresan los aceros salientes para
ser rellenados con grout, era indispensable asegurar que la conexión desarrollara la
resistencia nominal y tuviese un adecuado desempeño sísmico. En este orden de ideas, acorde
con la Figura 6-18 se puede establecer que esta conexión presenta una rigidez inicial,
disipación de energía y rigidez secante adecuada aún para derivas del 3.5%.
Rig
idez
seca
nte
no
rma
liza
da
Rig
idez
secan
te n
orm
ali
zad
a
Rig
idez
secan
te n
orm
ali
zad
a
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Figura 6-17 Construcción del espécimen
Figura 6-18 Curva fuerza vs deformación del Ensayo C1
𝐸𝑛
𝐸𝑛 𝑛
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7 Modelación numérica posterior a ensayos Esta modelación numérica se realizó en el programa OpenSees, desarrollado por el Pacific
Earthquake Engineering Research Center, el cual permite simular el comportamiento
histerético de conexiones a través de modelos de elementos finitos. En general la modelación
de los especímenes de esquina siguió el siguiente procedimiento. En primer lugar, se
modelaron los materiales con las propiedades reales medidas en el laboratorio. Para el acero,
el modelo usado fue el Steel02, para el concreto confinado el modelo usado fue el Concrete02
y la resistencia a tensión considerada se calculó como 𝜎𝑡 = 0.62 ∗ √𝑓𝑐′, para el concreto de
recubrimiento el modelo usado fue el Concrete02 y la resistencia a tensión se asumió igual a
cero. Todos los elementos fueron modelados del tipo ForceBeamColumn, asimismo, las
secciones de estos se modelaron como fibras, usando enmallados de aproximadamente 0.05
m x 0.05 m. Para realizar las transformaciones geométricas correspondientes se usó la teoría
Corrotational. En la Figura 7-1 se presenta el modelo numérico de la conexión E1.
Figura 7-1 Modelo numérico del ensayo E1 en OpenSees
Finalmente, luego de someter los modelos a sus protocolos de desplazamientos
correspondientes se obtuvieron las siguientes respuestas numéricas:
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Figura 7-2 Comparación de resultados numéricos y experimentales - Ensayo C1
Figura 7-3 Comparación de resultados numéricos vs experimentales - Ensayo E1
Figura 7-4 Comparación de resultados numéricos vs experimentales - Ensayo E2
Deriva [%] Deriva [%]
Car
ga
Lat
eral
[k
N]
Car
ga
Lat
eral
[k
N]
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Figura 7-5 Comparación de resultados numéricos vs experimentales - Ensayo E3
8 Conclusiones y recomendaciones Posterior a la evaluación analítica y experimental acerca del desempeño sísmico de las
conexiones ensayadas es posible llegar a las siguientes conclusiones:
1. Todas las conexiones viga-columna mostraron un desempeño sísmico equivalente al
de una conexión construida en concreto monolítico
2. Las conexiones con capa de compresión fundida in-situ en conjunto con el nudo
parecen tener un mejor comportamiento sísmico en términos de disipación de energía
y rigidez secante que las conexiones con vigas de sección variable.
3. Las conexiones interiores concentran el daño principalmente en las regiones de
interferencia viga-nudo, por el contrario, para las conexiones exteriores hay una
mejor distribución del daño.
4. La modelación numérica preliminar simula adecuadamente el comportamiento
cíclico de las conexiones exteriores y de columna.
Cabe mencionar las siguientes recomendaciones:
1. Analizar la sensibilidad de la longitud de la capa de compresión en el desempeño
sísmico de la estructura.
2. Dar más detalle a las zonas de vigas y columna dónde el concreto fundido in-situ es
vaciado.
3. Incluir en la modelación numérica la zona del nudo en favor de mejorar la disipación
de energía de las conexiones.
4. Incluir en la modelación numérica deslizamientos de refuerzo con el ánimo de
mejorar la calibración de la conexión en términos de rigidez.
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9 Agradecimientos El autor agradece enormemente a su familia por la paciencia, el apoyo y el acompañamiento
en este duro proceso. Asimismo, al Profesor Asociado Juan Francisco Correal Daza, sus
comentarios, críticas y motivación fueron indispensables para la realización de esta tesis.
También agradece a todo el personal del laboratorio y al grupo CIMOC dado que estuvieron
siempre dispuestos a ofrecer su ayuda. Por último, a la empresa PREFABRICADOS
ANDINOS COLOMBIA S.A.S por la financiación del proyecto de investigación.
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10 Referencias
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1 Dir. Y - Bodega Tipo 1. Bogotá D.C.
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en Dir. X - Bodega Tipo 1. Bogotá D.C.
Centro de Investigación en Materiales y Obras Civiles (CIMOC). (2019). Ensayo 4 - Módulo Crítico
1 Dir. Y - Bodega Tipo 2. Bogotá D.C.
Centro de Investigación en Materiales y Obras Civiles (CIMOC). (2019). Ensayo 5 - Módulo Crítico
2 Dir. Y - Bodega Tipo 2. Bogotá D.C.
Centro de Investigación en Materiales y Obras Civiles (CIMOC). (2019). Ensayo 6 - Módulo Crítico
Dir. X - Bodega Tipo 2. Bogotá D.C.
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