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Sociedad Mexicana de Ingeniería EstructuralSociedad Mexicana de Ingeniería Estructural

DISEÑO DE EDIFICIOS COMPUESTOS ESTRUCTURADOS CON COLUMNAS DE CONCRETO Y VIGAS DE ACERO

Alonso Gómez Bernal1, Rafael Sánchez Tavera2 y Hugón Juárez García1

RESUMEN

Se presentan resultados del comportamiento de edificios compuestos formados por vigas de acero y columnas de

concreto. Se analizan en el DRAIN-2D varios modelos representativos de edificios de 6, 10 y 20 niveles, sometidos a

la acción de acelerogramas de diferentes tipos de suelo. También se estudian modelos de edificios de concreto

reforzado y de acero de 6 y 10 niveles, para fines comparativos. Se presentan las respuestas globales y a nivel de

miembros y la influencia del amortiguamiento. Se dan recomendaciones del sistema compuesto sobre el diseño del

nudo (columna fuerte-viga débil) para estructuras de alta ductilidad, así como de sus conexiones más apropiadas.

ABSTRACT

The main objective of this paper is to understand the behavior of compound building designed with Reinforced

Concrete Steel (RCS) systems, subject to strong ground motions recorded in Mexico; research how these systems have

been used around the world, and finally, to contribute to a better design and application of these systems, through

guidelines and recommendations for this kind of constructions in Mexico.

INTRODUCCIÓN

En la actualidad, debido a las nuevas tendencias constructivas en México, se ha incrementado de manera considerable

la construcción de edificios de mediana altura, estructurados con el sistema constructivo híbrido RCS -Reinforced

Concrete (RC) Columns and Steel (S) Beams-, que consiste de marcos a momento formados por vigas de acero y

columnas de concreto reforzado. En las Figuras 1 se dan unos ejemplos de estos edificios construidos en los últimos

dos años en México. Estos sistemas pueden aprovechar las ventajas económicas y mecánicas de cada uno de los dos

materiales empleados, y deben garantizar la integridad estructural de esos edificios.

Estos sistemas se han implementado exitosamente en países como Japón y Estados Unidos de Norteamérica (USA),

los cuales han desarrollado reglamentos, normas y recomendaciones sobre estos sistemas, basados en estudios y

pruebas de su comportamiento. Aunque en un inicio se limitaron a zonas de baja y moderada intensidad sísmica debido

a la incertidumbre del comportamiento de dichos sistemas a mayores demandas. Sin embargo en años recientes se han

utilizado estos sistemas en edificios ubicados en zonas de alta sismicidad.

Una de las primeras investigaciones sobre edificios compuestos con vigas de acero y columnas de concreto fueron

realizadas por Sheikh y Deierlein (1989). Desde entonces se incrementó el interés por investigar sobre estos sistemas

estructurales en diferentes partes del mundo. En USA Mehanny y Deierlein (2000) trabajaron con modelos para evaluar

el rendimiento sísmico de marcos compuestos con columnas de concreto armado y vigas de acero. Kuramoto y

Nishiyama (2000), estudiaron el problema del amortiguamiento equivalente en modelos con marcos compuestos, RCS,

trabajo que fue fundamental para la modificación del reglamento sísmico de Japón en el año 2000. Cheng y Chen

(2004) realizaron estudios experimentales sobre el comportamiento de conexiones de viga acero y columna de concreto

armado. Además están los estudios sobre la validación del desempeño sísmico de marcos compuestos RCS a través de

pruebas a escala real, del modelado analítico, y diseño sísmico por Córdova y Deierlein (2005).

Gran parte de estas investigaciones se han realizado con prototipos, que pretenden representar las uniones entre las

vigas de acero y columnas de concreto (Cheng, 2004), o usando marcos a escala (Kuramoto, 2001), o marcos a escala

real (Córdova, 2005); o con sub-ensambles de uniones viga-columna (Parra-Montesinos 2006). Mediante estas pruebas

1 Profesor, Departamento de Materiales, División de CBI, Universidad Autónoma Metropolitana, Azcapotzalco. Av. San Pablo

no. 180, Col. Reynosa, 02200 México, D.F. Teléfono-Fax: (55)53189085; [email protected] y [email protected]. 2 Egresado del Posgrado en Ing. Estructural, División de CBI, Universidad Autónoma Metropolitana Azcapotzalco. Av. San

Pablo no. 180, Col. Reynosa, 02200 México, D.F. Teléfono-Fax: (55)53189085; [email protected].

mailto:[email protected]



XIX Congreso Nacional de Ingeniería Estructural Puerto Vallarta, Jalisco, 2014

se ha pretendido hacer una representación de las diferentes uniones que en un marco pueden existir, y con ello hacer

algunas suposiciones para predecir el comportamiento global de la estructura, ya que se ha demostrado que los marcos

tienden a experimentar una distorsión elevada pues su comportamiento es flexible.

Figura 1a. Edificio de dos niveles de Vigas de Acero y Columnas de Concreto (RCS)

Figura 1b. Edificio de varios niveles de construcción compuesta RCS en la C. de México

Figura 1c. Edificio de construcción compuesta RCS en el edo. de México

En el caso de México los reglamentos de construcción, no contemplan a la fecha, normas de diseño sobre estos sistemas

híbridos o compuestos RCS, sólo existen especificaciones generales sobre miembros estructurales separados, pero no

existen normas específicas sobre el diseño de marcos a momento ni sobre sus conexiones. En México, la falta de una

reglamentación específica no ha sido impedimento para construir edificios usando este sistema (Figuras 1), sin

embargo debido a que México es un país con alta sismicidad, es necesario incluir en sus reglamentos normas

particulares sobre este sistema estructural.

3


A partir de los resultados de este trabajo se hace una propuesta del procedimiento de diseño del sistema híbrido, así

como de sus conexiones más apropiadas, las cuales son elementos fundamentales de éstas estructuras. Se hace la

distinción entre estructuras ordinarias o de ductilidad baja; y estructuras especiales o de ductilidad alta, se dan

recomendaciones sobre el diseño del nudo (columna fuerte-viga débil) para estructuras de alta ductilidad.

RELACIÓN DE MOMENTOS COLUMNA-VIGA EN MARCOS RESISTENTES A MOMENTO

MARCOS CON DUCTILIDAD ALTA

En el diseño de estructuras de acero o de estructuras de concreto reforzado, los marcos de momento especiales están

construidos, con frecuencia, como parte del sistema lateral resistente de estructuras en zonas de alto riesgo sísmico,

proporcionando rigidez y estabilidad estructural. Cuando se sujetan a movimientos fuertes del terreno, el

comportamiento inelástico pretende que se formen articulaciones plásticas en los extremos de las vigas, adyacentes a

las conexiones viga-columna en estructuras de acero, o en las uniones de estructuras de concreto reforzado, además de

las bases de las columnas. Los requisitos especiales relacionados con el diseño y construcción de las conexiones de

Marcos a Momento Especiales Compuestos (CSMF), para aplicaciones sísmicas de alta demanda se han publicado en

algunos de los códigos de construcción, como el capítulo G de ANSI/AISC 341, disposiciones sísmica para edificios

de acero estructural (Seismic Provisions, 2010). Las disposiciones sísmicas AISC, que requiere que el diseño columna

fuerte – débil viga (SC-WB) para CSMF. El propósito del requisito de SC-WB es evitar colapso de piso débil. Las

conexiones y la zona del panel deben ser diseñadas de tal manera que se adecue este comportamiento inelástico. A

continuación se resumen algunos criterios utilizados en reglamentos y códigos.

Especificación del ACI 318–08

La norma del ACI-08, dentro de sus disposiciones especiales para el diseño sísmico, para elementos de concreto

reforzado sometidos a flexión y carga axial combinadas, que formen marcos especiales resistentes a momento,

establece en su artículo 21.6.2.2 que: “Las resistencias a flexión de las columnas deben satisfacer la ecuación:”

∑Mnc>1.2∑Mnb (1) donde:

ΣMnc= es la suma de los momentos, en las caras del nudo, correspondiente a la resistencia nominal a flexión de las

columnas que se unen en ese nudo. La resistencia a la flexión de la columna debe calcularse para la carga axial

factorizada, consistente en la dirección de las fuerzas laterales consideradas, que dé la más baja resistencia a la flexión.

ΣMnb= es la suma de los momentos en las caras del nudo correspondiente a la resistencia nominal a flexión de las vigas

que llegan a ese nudo. Las resistencias a la flexión deben sumarse de tal forma que los momentos de la columna se

opongan a los momentos de la viga. Debe satisfacerse la ecuación (1) para momentos de vigas que actúen en ambas

direcciones en el plano vertical del marco que se considera.

Normas Técnicas Complementarias de Estructuras de Concreto del RCDF

Las normas técnicas del Distrito Federal (NTC concreto), dentro de sus disposiciones especiales para marcos dúctiles

(con Q igual a 3 ó 4), establece en su artículo 7.3.2.1 que “Las resistencias a la flexión de las columnas en un nudo

deben satisfacer la ec. 7.2, que es igual a:

∑Me>1.5∑Mg (2)

donde:

ΣMe es la suma de los momentos resistentes calculados al paño del nudo con un factor de resistencia igual a uno,

de las columnas que llegan a ese nudo; y

ΣMg Suma de los momentos resistentes calculados al paño del nudo con un factor de resistencia igual a uno, de las

vigas que llegan al nudo.


Las sumas anteriores deben realizarse de modo que los momentos de las columnas se opongan a los de las vigas. La

condición debe cumplirse para los dos sentidos en que puede actuar el sismo. No será necesario cumplir con la Ec. 2

en los nudos de azotea

Normas Técnicas Complementarias de Estructuras Metálicas del RCDF

La norma para el Distrito Federal NTC metálicas dentro de sus disposiciones para conexiones rígidas entre vigas y

columnas, en su artículo 5.8.10 Relación entre los momentos en vigas y columnas establece lo siguiente: “Cuando en

el diseño intervienen las acciones sísmicas, en las juntas debe satisfacerse la relación siguiente Ec 5.15, es decir:

∑Mpc

∗

∑Mpv∗ > 1.0 (3)

Dónde:

∑M*pc = Suma de los momentos en las dos columnas que concurren en la junta, determinada en la intersección de los

ejes de vigas y columnas; se obtiene sumando las proyecciones, en el eje de las vigas, de las resistencias nominales en

flexión de las dos columnas, reducidas por fuerza axial. Cuando los ejes de las vigas que llegan a la junta no coinciden,

se utiliza la línea media entre ellos. Puede tomarse ∑M*pc=∑Zc (Fyv–Puc/Ac),

∑M*pv= Suma de los momentos en la viga, o vigas, que concurren en la junta, determinada en la intersección de los

ejes de vigas y columnas; se obtiene sumando las proyecciones, en el eje de las columnas, de las resistencias nominales

en flexión de las vigas en los puntos en los que se forman las articulaciones plásticas. ∑M*pv =∑(1.1Ry Mpv+Mv),

donde Mv es el momento adicional que se obtiene multiplicando la fuerza cortante en la articulación plástica por la

distancia de ésta al eje de la columna.

En las expresiones anteriores,

Ac y Zc= área total y módulo de sección plástico de la columna, respectivamente;

Puc= fuerza axial de compresión de diseño en ella (un número positivo); y

Fyc=esfuerzo de fluencia mínimo especificado del acero de la misma.

La condición dada por la ec. 3 no se aplica a edificios de un solo piso ni al nivel superior de edificios altos.

Seismic provisions del ASCI 2010.

En el capítulo G de las especificaciones Seismic Provisions del AISC, relativo a requisitos para el sistema, miembros

y conexiones para Marcos Rígidos Especiales Compuesto (C-SMF) dentro de su sección G3 establece que la siguiente

relación se debe cumplir en las conexiones viga-columna, ecuación G3-1, es decir:

∑𝑀∗𝑝𝑐𝑐

∑𝑀∗𝑝.𝑒𝑥𝑝> 1.0 (4)

donde:

ΣM*pcc= Suma de los momentos de las columnas por encima y por debajo del nudo en la intersección de la viga y la

columna, en Kip-in. (N-mm). ΣM*pcc se determina mediante la suma de las proyecciones de las resistencias nominales

a la flexión, ΣM*pcc, de las columnas por encima y por debajo del nudo en el centro de línea de la viga con una

reducción de la fuerza axial en la columna. Para columnas de concreto reforzado, la resistencia nominal a flexión, Mpcc,

se calculará sobre la base de lo dispuesto en el ACI 318 con la consideración de la fuerza axial necesaria, P rc Cuando

los centros de línea de las vigas en un mismo nudo no coinciden, se utilizará la línea media entre esas líneas centrales.

ΣM*p,exp= Suma de los momentos en las vigas de acero, en Kip-in. (N-mm). ΣM*p,exp se determina mediante la suma

de las resistencias esperadas a flexión de las vigas en las zonas potenciales de las articulaciones plásticas en la línea

central de la columna. Está permitido tomar ΣM*p,exp=Σ(1.1Mp,exp+Muv), donde Mp,exp se calcula como ZFye. Muv, es el

Momento debido a la amplificación del cortante en la ubicación de la articulación plástica a la línea central columna,

kip-en. (N-mm).

El mecanismo de columna fuerte-viga débil implementado para marcos compuestos se basa en el mismo criterio usado

para marcos de acero SMF. Es importante señalar que el cumplimiento del requisito de columna fuerte-viga débil de

la ecuación G3-1, no asegura que las columnas individuales no cederán, incluso cuando todos las zonas de conexión

en el marco de cumplan. Sin embargo, la fluencia de las vigas predominará el comportamiento deseado inelástica se

logrará en marcos con los miembros de tamaño adecuado para satisfacer el requisito de la ecuación G3-1 Con la

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excepción de que la limitación de la fuerza axial es Prc < 0.1Pc, que se realiza para asegurar un comportamiento dúctil

de columnas de concreto armado y compuestos. Cabe señalar que estas disposiciones son para marcos compuestos o

RCS.

RELACIÓN DEL MOMENTO ÚLTIMO (COCIENTE RESISTENTE)

Debido a la variabilidad en la distribución de los momentos alrededor de la unión viga-columna durante la respuesta

sísmica de un marco de varios niveles, pueden aparecer momentos de flexión en secciones críticas, significativamente

mayores que el inferido por análisis estático. Para reducir la probabilidad de que las columnas entren en fluencia, la

resistencia nominal de la columna en una sección crítica debe ser mayor que la suma total de los momentos máximos

de vigas adyacentes cuando se forman articulaciones plásticas en las juntas.

Factor de Relación de Momentos (FRM) en Marcos Rígidos de sistemas compuestos RCS

Para propósitos de comparación, la relación del momento último, Mcuc, de las columnas de concreto bajo combinación

de flexión y compresión axial, entre el momento de las viga de acero en la región negativa, Mbus; representa el Factor

de Relación de Momentos (FRM), obtenidos de los diferentes análisis inelásticos se utiliza como cociente de último

momento, de acuerdo a la ecuación 2.

MRF = Mcuc/Mbus (5)

En el Reglamento RCDF, en las especificaciones del ACI, y en las especificaciones AISC, el momento Mcuc, se

calcula como la suma de los momentos últimos de las columnas; y Mbus se calcula como la suma de los momentos

plásticos en vigas. Entonces, los diferentes cocientes de momento último se obtienen mediante la aplicación de los

registros de movimiento intenso del suelo en los diferentes modelos de los marcos.

MODELOS ANALIZADOS

En esta investigación fueron diseñados varios edificios de seis pisos (6N) y diez pisos (10N), con perfiles de acero

para columnas y vigas (S); otro grupo de miembros (columnas y trabes) de concreto reforzado (RC); y también un

tercer grupo de sistemas compuestos (RCS). Todos los modelos con la misma planta mostrada en la Figura 2a. La

altura del primer nivel es de 4.5 m y el resto de los entrepisos tiene 3.5 m, mientras que los claros son de 6 m y 8 m en

cada una de las direcciones. Además se diseñó un edificio de veinte pisos de construcción compuesta, RCS, con una

planta estructural de acuerdo a la Figura 2b. Las dimensiones de los elementos estructurales de todos los modelos

fueron el resultado de un diseño con cargas de oficinas, losas sólidas de concreto reforzado con vigas secundarias; y

sistema de piso compuesto losacero en los modelos de acero (S) y compuestos RCS. Los marcos resistentes a momento

(MRF) de esos edificios fueron seleccionados para los análisis inelásticos no-lineales.

a) b)

Figura 2. a) planta de los modelos de 6N y 10N de acero, concreto y RCS b) modelo de 20N

Con la finalidad de estudiar la respuesta inelástica de los sistemas compuestos RCS, S y C, se realizaron análisis

inelásticos con DRAIN2DX usando registros de movimiento fuerte del terreno. Los modelos de las estructuras fueron


sometidos a diferentes tipos de movimientos intensos. Se utilizaron ocho registros de aceleración horizontal de

terremotos registrados en México; los registros de aceleración fueron clasificados según el tipo de mecanismo sísmico.

Así, de acuerdo a la Tabla 1, dos sismos de transformación se utilizan: Cerro Prieto (CPE045) y Northdridge (JEN292);

tres de subducción y que contienen altos efectos locales: Chilpancingo (CHI1591), SCT1B y Tlahuac-Bombas

(TLHB8509); además de tres registros cerca de la fuente: Manzanillo (MZ01), Chile (Llolleo10), y Taiwan.

Tabla 1 Características de los acelerogramas utilizados en los análisis no-lineales

Estación Clave Fecha del sismo Tipo de mecanismo País

Cerro Prieto CPE045 Junio, 9, 1980 Transformación MEX Northridge JEN292 Enero, 1994 Transformación USA Chilpancingo CHI18591 Septiembre, 19, 1985 Subducción y efectos de sitio MEX DF SCT-EW Septiembre, 19, 1985 Subducción y efectos de sitio MEX Tláhuac bombas TLHB8509 Septiembre, 19, 1985 Subducción y efectos de sitio MEX Manzanillo MZ019510 10 octubre de 1995 Subducción, y campo cercano MEX Chile Llolleo10 Marzo de 1985 Subducción, y campo cercano CHILE Taiwán TCU65W Septiembre, 9, 1999 Sismo Chi Chi TAIWAN

* .

DISTORSIONES CALCULADAS EN LOS ANÁLISIS INELÁSTICOS NO-LINEALES

De acuerdo a los análisis realizados en la presente investigación, los resultados principales obtenidos fueron las

distorsiones y desplazamientos de los marcos y la historia de los momentos flexionantes en el tiempo de los elementos,

especialmente en aquellos instantes donde ocurren eventos inelásticos en la estructura; un evento significa la formación

o cierre de una articulación plástica en uno de los extremos del elemento, enfatizando en el estudio de las distribuciones

inesperadas de momentos flexionantes en las columnas. Las respuestas inelásticas tiempo-historia de los marcos, se

presentan conjuntamente para desarrollar el factor de distribución de momentos.

En las gráficas de las Figuras 3 a 12 se presentan las distorsiones máximas absolutas observados durante todo el proceso

de análisis de todos los modelos de Acero, Concreto y RCS de seis y diez niveles y el modelo de RCS de veinte niveles.

Comparación de distorsiones entre modelos de 6 niveles.

En el primer grupo de graficas que corresponden a los modelos de 6 niveles analizados con sismos mexicanos (Figura

3), se observa que en los modelos de acero el acelerograma de Manzanillo es el que demanda mayores desplazamientos,

en este caso las distorsión máxima es de 0.0105. En el caso de los modelos de concreto es el sismo de Cerro Prieto el

que impone mayores desplazamientos con un valor de distorsión máxima un poco mayor a 0.011. Mientras que en el

modelo mixto o RCS es el acelerograma de Chilpancingo el que reporta mayores desplazamientos, con una distorsión

poco menor de 0.01. Puede notarse que estos valores no rebasan lo estipulado en las NTC-04 de sismo.

Figura 3. Distorsiones de los modelos de 6 niveles de modelos de Acero, Concreto y RCS.

En el segundo grupo de gráficas de modelos de 6 niveles (Figura 4) se presentan de nuevo los resultados de aplicar los

sismos mexicanos, pero con el objetivo de comparar con algunos sismos característicos de otras partes del mundo, se

incluyen resultados de analizar los modelos con acelerogramas de otras regiones del mundo, en este caso se usaron los

registros de Northridge, Chile y Taiwán. Al observar los resultados se nota gran diferencia con los registros mexicanos,

7


por la gran diferencia desplazamientos sobre todo en el caso del registro de Northridge y de Taiwán, en el primer caso

es una distorsión del orden de 0.025 en los modelos de Acero y Concreto, y en el dl registro de Taiwán del orden de

0.02 en los modelos de acero, concreto y RCS. Sin embargo el modelo de RCS sometido al sismo de Northridge se

tiene un valor muy alto de 0.04, estos límites son rebasados en la planta baja lo cual genera comportamiento no

satisfactorios del sistema estructural. Que si bien no ponen en riesgo el colapso total si generarían daños importantes

a la estructura.

Figura 4. Distorsiones de los modelos de 6 niveles sistemas Acero, Concreto y RCS.

Comparación de distorsiones de los modelos de 10 niveles.

Para el segundo grupo de gráficas de los modelos de 10 niveles (Figura 5), cuando se someten a acelerogramas

mexicanos se observan desplazamientos y distorsiones ligeramente mayores que en el caso de los modelos de 6 niveles.

Pero los registros que imponen desplazamientos mayores son Cerro Prieto y Chilpancingo; en el modelo de acero con

distorsiones de 0.0105 y 0.013 respectivamente, de 0.01 y 0.0065 en el de acero, y de 0.0075 y 0.007 en los modelos

RSC. Es decir en estos modelos de altura mayor los modelos mixtos RSC controlan mejor los desplazamientos. A

excepción de un solo caso (acero con Chilpancingo), Estos valores no rebasan lo estipulado por las NTC-04 de sismo

para distorsiones permisibles.

Figura 5. Distorsiones en los modelos de 10 niveles de acero, concreto y RCS.

Cuando se comparan los resultados anteriores con los obtenidos de los análisis usando los tres acelerogramas de otras

regiones del mundo (Figura 6) los desplazamientos son muy superiores a los de sismos mexicanos, pero relativamente

mucho mayores que en caso de los modelos de 6 niveles, pues los sismos de Taiwán y Northridge generan en todos

los casos valores excesivos, es decir, de 0.027, 0.018 y de 0.030 para modelos de acero, concreto y RSC

respectivamente.


Figura 6. Distorsiones de los modelos de 10 niveles de acero, concreto y RSC.

Comparación entre los tres sistemas de acuerdo al tipo de movimiento del suelo

Con el fin de poder hacer una comparación precisa entre los modelos de los diferentes sistemas estructurales, y de

cómo los registros, el amortiguamiento y la asignación de los materiales afectan, se compararon los resultados de los

tres sistemas para cada registro. Las gráficas de la Figura 7 para los marcos de 6 niveles y para marcos de 10 niveles

(Figura 8), muestran las comparaciones de cada uno de los sistemas estructurales sometidos al mismo registro.

Los sismos originados de fallas transformantes como el registro de Cerro Prieto en Baja California o el de Northridge

en California USA, generan desplazamientos sensiblemente menores en los modelos de acero de 6 niveles; para Cerro

Prieto en el caso de los sistemas RSC las distorsiones son solo ligeramente mayores a los de acero, los modelos de

concreto tienen los valores más altos. Sin embargo en el caso de 10 niveles, es diferente, porque el RSC es el que tiene

menores desplazamientos para Cerro Prieto y el de concreto en el de Northridge. En resumen para estos movimientos

se tiene una mejor respuesta del sistema RSC.

Figura 7. Comparaciones entre modelos de 6N de acero, concreto y RCS con registros Mexicanos

En el caso de acelerogramas de sismos de subducción registrados en sitios cercanos a costas, como Manzanillo en

México y el de Chile de 1985, se observa una respuesta muy diferente a la señalada para sismos de transformación,

porque ahora los modelos de acero de 6 niveles son los que tienen los mayores desplazamientos, mientras que los

mixtos de RSC son los que mejor se comportan con menores desplazamientos. Este comportamiento, aunque no tan

marcado, se sigue manteniendo en los modelos de 10 niveles.

9


Figura 8. Comparaciones entre modelos 6N, de acero, concreto y RCS con registros externos

Al analizar los resultados de los modelos sometidos a acelerogramas de sitios con altos contenidos de efectos de sitio,

como Chilpancingo, SCT y Tláhuac (todos estos del sismo de 1985), no se observa una tendencia muy clara en los

modelos de 6 niveles, pues en SCT es mayor la demanda en el modelo de acero, en Tláhuac el de concreto, y en

Chilpancingo son similares los valores. Mientras que en los modelos de 10 niveles son similares los resultados para

SCT y Tláhuac, pero en Chilpancingo es mucho mayor la demanda en acero.

Figura 9. Comparaciones entre modelos 10N, de acero, concreto y RCS con registros mexicanos

Figura 10. Comparaciones entre los modelos 10N, de acero, concreto y RCS con registros externos


En la Figura 11 se muestran juntas todas las gráficas de las distorsiones para los análisis de los modelos de 6 y 10

niveles sometidos a los registros de sismos mexicanos.

Figura 11. Comparaciones entre los modelos 10N, de acero, concreto y RCS con registros externos

Se consideró conveniente incluir el estudio de un modelo compuesto RSC de 20 niveles , los desplazamientos de éste

modelo muestran (Figura 12) un coportamiento muy parecido respecto a los modelos de 6 y 10 niveles, aunque

sedetectan más incursiones inelásticas, los desplazamientos y por lo tanto las distorsiones de entrepiso son mayores en

los primeros 3 niveles llegando a ser hasta de 0.02 en el primer entrepiso; y de nevo aumentaen losentrepisos 8 y 9,

pero esto es debido al cambio de sección transversal de las columnas y vigas. Con estos resultados y de acuerdo a lo

reportado en las investigaciones presentadas en este trabajo, las rotaciones en los nudos no generarán fallas en las

conexiones, siempre y cuando que se diseñañ las conexiones adecuadas.

Figura 12. Distorsiones del modelo RCS de 20 niveles con el registro SCT-EW

RELACIONES DE MOMENTO COLUMNAS/VIGAS CALCULADAS EN LOS ANÁLISIS INELÁSTICOS

De los resultados de los análisis dinámicos no-lineales realizados en los modelos, se calcularon los cocientes de los

momentos de flexión, FRM, en cada una de las juntas de los primeros niveles de todos los modelos de acuerdo a la

ecuación 4. Se calcularon los factores FRM en los casos en donde las vigas que llegan al nudo alcanzan la fluencia. Se

selecciona el mayor valor de FRM, ya sea positivo o negativo. Este procedimiento se repite para todos los

acelerogramas.

En la Tabla 2 se presentan los valores más grandes de los coeficientes, FRM, obtenidos de todos los análisis inelásticos.

En los modelos de 6 niveles el valor mayor fue de 1.1, al usar acelerogramas mexicanos, sin embargo al aplicar registros

de otros sitios se llegó a una valor de 1.2. En los modelos de 10 niveles, el coeficiente alcanzó un valor de 1.3 en el

0

2

4

6

0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014

En

tre

pis

o

Distorsiones máximas de entrepiso

MZ01-RCSSCT-RCSTLHB-RCSCHI01-RCSCPE045-RCSMZ01-SSCT-STLHB-SCHI01-SCPE045-SMZ01-RCSCT-RCTLHB-RCCHI01-RCCPE045-RC

0

2

4

6

8

10

0 0.003 0.006 0.009 0.012 0.015

En

tre

pis

o

Distorsiones máximas de entrepiso

MZ01-SSCT-STLHB-SCHI01-SCPE045-SMZ01-RCSSCT-EWTLHB-RCSCHI01-RCSCPE045-RCSMZ01-RCSCT-RCTLHB-RCCHI01-RCCPE045-RC

0

4

8

12

16

20

0 0.01 0.02 0.03

En

trep

iso

Máxima distorsión de entrepiso

ESTATICO-LINEAL

SCT-EW

11


registro MZ01, y en los acelerogramas de otros sitios del mundo. Por otra parte, para el modelo de 20 niveles que se

sometió al acelerograma de SCT, se alcanzó un valor de 1.1.

Tabla 2 Valores máximos de los cocientes FRM

Clave del acelerograma Seis niveles Diez niveles Veinte niveles

CPE045 1.1 1.1 CHI18591 1.1 1.1

SCT-EW 1.0 1.0 1.1

TLHB8509 1.0 1.0 MZ019510 1.1 1.3

Llolleo10 1.2 1.2

TCU65W 1.2 1.3 JEN292 1.2 1.3

Como resultado de esta investigación, en el diseño de marcos a momento de alta ductilidad compuestos con elementos

RCS, en México, la relación siguiente se desarrollará en las conexiones viga-columna para:

∑𝑀∗𝑝𝑐𝑐

∑𝑀∗𝑝 .𝑒𝑥𝑝> 1.25

(6)

CONEXIONES

Se debe prestar mucha atención al seleccionar la junta y el detalle de las conexiones de los sistemas compuestos,

además de hacer una buena selección de los perfiles de acero y dimensiones del concreto reforzado, porque las

conexiones definen en gran parte el comportamiento global de la estructura, y la capacidad de deformación inelástica

del nudo.

Las columnas de concreto reforzado y las vigas de acero son relativamente simples de diseñar siguiendo las

disposiciones para los miembros en la construcción de acero o concreto convencional. Un reto en el diseño de marcos

RCS se encuentra el diseño de la conexión entre la viga de acero y las columnas de concreto, y por lo tanto, ha sido el

foco principal de muchas investigaciones sobre conexiones compuestas. Durante la década de 1980, más de 400

conexiones RCS fueron probados en Japón, y 17 en USA (Cordova y Deierlein, 2005). Muchas de las juntas ensayadas

en Japón fueron a partir de datos de propietarios patrocinados por empresas japonesas, con el objetivo de validar los

detalles específicos de las juntas. Aunque los resultados de estas pruebas son interesantes, son de valor limitado para

cuantificar los mecanismos de transferencia de fuerza interna de la junta. En USA se realizaron dos series de pruebas

de sub-ensambles (Deierlein et al, 1989; y Sheikh et al, 1989). Basado en estas investigaciones, Deierlein et. al. (1989)

propuso ecuaciones de diseño para cuantificar la resistencia y la rigidez de las conexiones compuestas, que más tarde

llegó a formar la base de las directrices de la ASCE de 1994 para el diseño de las uniones entre vigas de acero y

columnas de concreto reforzado (ASCE 1994).

Existen dos sistemas básicos o principales, el primero llamado de columna continúa, y consiste en usar vigas que se

pegan a los paños de las columnas (Figura 13b), lo que conducirá a tener una columna de concreto reforzado continúa

a lo largo del nudo; mientras que en el segundo tipo se denomina de viga continua (Figura 13a), porque las vigas son

de una pieza en la junta y atraviesan la columna de concreto reforzado en el nudo, es decir que la viga no se interrumpe

y será continua entre dos claros contiguos del marco. Existen ventajas de un tipo respecto al otro en cuanto a

procedimiento constructivo y comportamiento, mientras que las de columna continua permiten colocar más fácil el

concreto, las de viga continua no requiere conectar la viga. En cuanto al comportamiento, los dos tipos han mostrado

buena resistencia y rigidez siempre y cuando sean bien detalladas. Por ejemplo las de viga continua son preferidas en

USA, en Japón se han utilizado ambas soluciones. Como se mencionó en la Introducción de este artículo, en México

se ha incrementado substancialmente la construcción de edificios de este tipo, pero como se muestra en las Figuras 1,

se ha preferido la solución de viga interrumpida, sin embargo se detecta en general en los edificios mostrados, una

falta de un mejor detallado, pues solo se usan placas de extremo empotradas en las columnas de concreto.


Figura 13 Tipos de juntas viga-columna en marcos RCS. a) De viga continua; b) De columna continua. (Fig. según Kuramotoy Nishiyama, 2004)

Modos de falla en conexiones de viga continua

Los modos de falla más comunes en juntas de viga continua son dos (Figura 14); el primero es la falla del soporte

vertical que se caracterizó por la rotación de cuerpo rígido de la viga a través de la junta, resultando en el aplastamiento

del concreto por encima y por debajo de la unión. Ésta concentración del aplastamiento del concreto provoca grietas

que se abren entre la viga de acero y la columna de concreto. Las deformaciones causadas por la falla del soporte

vertical, conduce a una respuesta de histéresis más angosta. El segundo tipo es la falla de la zona del panel por cortante,

que es similar al comportamiento de la zona de panel en las juntas de marcos resistentes a momento de acero, o de

concreto convencionales. La diferencia de la falla de cortante en las uniones RCS, es el beneficio del esfuerzo de

fluencia en el acero y el desarrollo de puntales de compresión en el concreto que existen dentro de la región de la

unión. Aunque la respuesta a la deformación para este tipo de fallas contiene una ligera reducción, se asocia más con

los grandes ciclos de histéresis de disipación de energía.

Figura 14 Modos de falla en la unión viga columna cuando se prolonga la viga

En este trabajo se recomienda que la conexión a usar en marcos que desarrollarán rotaciones inelásticas sea la conexión

donde la viga pasa a través de la columna con refuerzo exterior de placas atiesadoras en los paños de la columna y con

anillos arriba y debajo de la viga para refuerzo contra aplastamiento del concreto y doblamiento de la viga de acero,

como se detalla en la Figura 15. En el interior se deben utilizar estribos cerrados de 90°. Esto con el fin de garantizar

que la conexión no falle y pueda acomodar los ángulos de distorsión superiores a 0.012 rad. Requisito que exige el

RCDF y en el caso de marcos dúctiles esta pueda acomodar una distorsión en la conexión de 0.04 rad.

(a) (b)

13


Figura 15 Junta de un marco RCS que ha demostrado buena resistencia y un alta ductilidad

CONCLUSIONES

Con el fin de definir requisitos de columna fuerte–viga débil en el diseño de sistemas compuestos RCS, fueron

realizados análisis dinámico no lineales utilizando DRAIN2DX, en modelos de Marcos resistentes a momento. Los

factores de relación de Momento, MRF, fueron calculados en las articulaciones de los primeros niveles de todos los

modelos. Se calcularon los valores MRF en casos donde las vigas que alcanzan la fluencia del material, como la

relación entre la suma de momentos en columnas de concreto reforzado, y los momentos en las vigas de acero. Este

procedimiento se repitió para todos los análisis con todos los registros de aceleraciones. Los coeficientes mayores,

MRF, obtenidos del análisis dinámico inelástico en los modelos de seis pisos, fueron de 1.1 cuando se utilizaron

registros mexicanos de sismos. Sin embargo, aplicando los registros de otros sitios del mundo, los valores MRF

alcanzaron un valor de 1.2. En los modelos de diez pisos, el coeficiente alcanzó un valor de 1.3 cuando se utilizaron

registros de aceleración MZ01, TCU y JEN. Por otro lado, para el modelo de veinte pisos de construcción compuesta

analizado con el registro SCT-EW se obtuvo un valor de 1.3.

Como resultado de esta investigación, en el diseño de Marcos especiales a momento compuestos en México, o también

conocidos como marcos de ductilidad alta, la relación M*pcc/M*p.exp>1.25, puede emplear en las conexiones viga-

columna.

Por otro lado, el comportamiento inelástico Global de los sistemas compuestos (RCS), se comparó con los marcos de

concreto reforzado (RC) y con los marcos de acero (S). Para alcanzar este objetivo, las demandas inelástica máximas

de entrepiso, o derivas máximas (PSDR), se calcularon en los modelos de seis, diez, y veinte pisos. Se obtienen las

siguientes conclusiones:

1- Los sismos mexicanos con origen de fallas de transformación generan desplazamientos sensiblemente

menores en modelos compuestos, RCS, de seis y diez pisos. Sin embargo, con el terremoto de Northridge,

California, USA, hay PSDR muy altas en los niveles inferiores de los modelos RCS; esta condición es debido

a la formación de articulaciones plásticas en las secciones extremas de vigas. En conclusión para los

movimientos de terreno fuertes con origen de fallas de transformación, los sistemas compuestos, RCS, tienen

una mejor respuesta que los modelos de acero, S, y que los de concreto reforzado, RC.

2- En el caso de los terremotos de subducción registrados en sitios cercanos a la fuente, los modelos RCS

muestran un mejor comportamiento, porque los valores PSDR son menores que los modelos de acero y

concreto reforzado.

3- Cuando se analizan los modelos usando aceleraciones registras en estaciones situadas lejanas a la fuente y

con alto contenido de efectos de sitio, los resultados muestran un mejor comportamiento para modelos RCS

de seis pisos, cuando se usaron acelerogramas de la Ciudad de México. Mientras que en los modelos de diez

pisos, los resultados son similares para los tres sistemas.


4- El modelo compuesto RCS de veinte pisos fue sometido al acelerograma SCT-EW del terremoto del 19 de

septiembre de 1985. En la etapa inelástica, la demanda sísmica (PSDR) es muy similar que los del nivel de

diseño y menor a 0,02 rad en todos los entrepisos. Con estos resultados las rotaciones en las juntas no podrían

producir fallas en las conexiones.

5- En cuanto a las conexiones que deben usarse en juntas de edificios RCS de ductilidad alta, se han

implementado en otros países soluciones que han demostrado resistencia y ductilidad adecuadas,

independientemente si son del tipo de “viga continua” o de “columna continua”. Sin embargo la mayoría de

los edificios que se están construyendo actualmente en México no muestran un detallado en sus conexiones

que garantice rotaciones importantes en el nudo, pues en la mayoría de los casos solo se usan placas de

extremo fijas en las columnas, y en muchos casos parecen detalles improvisados y rudimentarios. Por lo que

una conclusión importante es que se requiere que los diseñadores estructurales se involucren más en el diseño

y que apliquen una mejor tecnología en las conexiones.

REFERENCIAS

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