comportamiento experimental de conexiones …

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

| 40

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.

| 40

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)

| 40

Figura 2-2 Bodega Tipo B (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De


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%

| 40

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%.

| 40

Figura 2-5. Pushover Dir. Y Bodega Tipo A (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De


Figura 2-6 Pushover Dir Y – Secuencia de formación de rótulas (Tomado del Informe del Grupo CIMOC -


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%

| 40

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


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%

| 40

Figura 2-8 Pushover Dir. X – Secuencia de formación de rótulas (Tomado del Informe del Grupo CIMOC -


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

| 40

Figura 2-9 Pushover Dir. Y Bodega Tipo B (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De


Figura 2-10 Pushover Dir. Y – Secuencia de formación de rótulas (Tomado del Informe del Grupo CIMOC -


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%

| 40

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

| 40

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

| 40

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%

| 40

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

| 40

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

| 40

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.

| 40

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


| 40

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)

| 40



| 40

Figura 4-10 Ensayo T1 (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales –


| 40

Figura 4-11 Ensayo T2 (Tomado del Informe del Grupo CIMOC - Comportamiento Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves Industriales –


| 40

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

| 40

Figura 6-1 Resumen de daños en conexiones de esquina de cubierta

| 40

Figura 6-2 Resumen de daños en conexiones interiores de cubierta

| 40

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

| 40

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

| 40

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


Deriva [%] Deriva [%]

Car

ga

Lat

eral

[k

N]

Car

ga

Lat

eral

[k

N]

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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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Commentary (ACI 318R-14). Farmington Hills: American Concrete Institute.

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Industriales – Informe 1 – Fase I. Bogotá D.C.

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Experimental De Conexión De Elementos Prefabricados En Concreto Para Naves

Industriales – Informe 2 – Fase I. Bogotá D.C.

Centro de Investigación en Materiales y Obras Civiles (CIMOC). (2019). Ensayo 1 - Módulo de

Columna Bodega Tipo 1. Bogotá D.C.

Centro de Investigación en Materiales y Obras Civiles (CIMOC). (2019). Ensayo 2 - Módulo Crítico

1 Dir. Y - Bodega Tipo 1. Bogotá D.C.


en Dir. X - Bodega Tipo 1. Bogotá D.C.






Dir. X - Bodega Tipo 2. Bogotá D.C.

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