DISIPADORES DE ENERGÍA EN BASE AL CAUCHO PARA LA

PROTECCIÓN SÍSMICA DE ESTRUCTURAS

K.N.G. Fuller1, H.R. Ahmadi1, I.R. Goodchild1, G. Magonette2, Favio Taucer2, Claude Dumoulin3

Traducción: Ing. Jorge Lezama G. – Estructuras Antisísmicas EIRL.

RESUMEN La incorporación de un amortiguador adicional dentro de una estructura proporciona una forma de reducir la magnitud de las respuestas de aceleración y desplazamiento producidas por un sismo cuando el uso del aislamiento de base no es posible o apropiado. El presente trabajo comprende el desarrollo de un disipador basado en el caucho para su uso en un edificio aporticado de concreto armado, no obstante un dispositivo similar puede ser también adecuado para cualquier tipo de edificio con un rigidez de entrepisos comparable. El objetivo es que los amortiguadores proporcionen un mejoramiento de las prestaciones de los diseños convencionales de tal forma que el edificio responda elásticamente cuando esté sujeto a cargas sísmicas a nivel de diseño. La eficiencia de los amortiguadores desarrollados ha sido establecida tanto analíticamente como en pruebas seudodinámicas de un modelo de parte de la estructura de un edificio. El material desarrollado tiene un factor de pérdida de alrededor de 0.4 y muestra un cambio en el módulo de corte de alrededor de un factor de 3 entre -20 y 50 ºC; este material tiene mucho menor sensibilidad a la temperatura que cualquier material comercialmente disponible. El edificio es un bloque de oficinas de concreto reforzado de 4 niveles con una altura total de 13.6 mt. y 52.5 x 19.5 mt. de dimensiones en planta. El análisis mostró que la respuesta del edificio puede ser elástica (desplazamiento de entrepisos < 10mm) mediante la inserción de un dispositivo con una rigidez de alrededor de 40MN/m en cada crugía externa sobre los lados más largos del edificio. La eficiencia de los disipadores fue establecida mediante pruebas seudodinámicas (PsD) de una escala β “mock-up o maqueta” de parte de la estructura. Los resultados obtenidos para registros tiempo-historia equivalentes a un registro sísmico para un edificio de tamaño completo con una aceleración máxima del suelo de 0.31g mostró que el desplazamiento de entrepisos del modelo fue solamente 8mm con la incorporación de los dispositivos viscoelásticos. Sin los dispositivos amortiguadores el desplazamiento se incrementó a 36mm. Las pruebas PsD confirman así la eficiencia de los dispositivos disipadores viscoelásticos en la reducción de las cargas sísmicas. 1 TARRC 2 JRC, Ispra, Italia 3 Bouygues, BTP, Francia

INTRODUCCIÓN La protección sísmica de edificios importantes, puentes, plantas industriales potencialmente riesgosas y equipo vital es un concepto muy importante tanto en el campo económico como de seguridad. Un método disponible para reducir los desplazamientos y aceleraciones impuestas sobre una estructura durante un sismo es instalar amortiguadores auxiliares dentro de la estructura. La tecnología es aplicable tanto a estructuras nuevas como existentes. Este documento está referido al desarrollo y evaluación de un amortiguador relativamente novedoso – basado sobre materiales viscoelásticos o hablando más estrictamente materiales histerísticos. Dichos dispositivos han sido usados (Fujita et al, 1992) para reducir el efecto de las cargas de viento en edificios altos, y la extensión de su aplicación para cargas sísmicas es ahora el objetivo de investigación y desarrollo en muchos centros (Aiken et al, 1990; Sause et al 1994). Los dispositivos requieren experimentar una cantidad mínima de desplazamiento durante un sismo para operar eficientemente. Consecuentemente, su uso puede dificultarse para estructuras muy rígidas tales como aquellas que contienen muros de corte. Los amortiguadores son más adecuados en estructuras de acero y de concreto armado. Este documento describe las propiedades físicas y dinámicas de una nuevo material en base al caucho con mucho menor sensibilidad a los cambios de temperatura y menor costo que aquellos disponibles actualmente en forma comercial. Una excesiva dependencia de la temperatura a la rigidez del dispositivo hace que esta se reduzca con el incremento de la temperatura, no solamente restringe el rango de temperatura de servicio, sino que también produce una degradación del funcionamiento debido al calor generado mientras están operando durante un sismo. Se muestran las características de los amortiguadores prototipo producidos usando el nuevo material. Se presenta una evaluación numérica del funcionamiento de los amortiguadores basados en este nuevo material e instalados en una estructura aporticada de concreto armado (RC) de un edificio. Se muestran los resultados de las pruebas seudo-dinámicas (PsD) realizadas sobre una parte “mock-up o modelo” de un edificio de concreto armado.

MATERIAL PARA LOS AMORTIGUADORES El énfasis en el desarrollo del material viscoelástico fue mejorar la rigidez y amortiguamiento el cual no debía cambiar excesivamente en un rango total de temperatura (de –25 a 40 ºC) más que sobre la obtención de niveles altos de amortiguamiento. La selección del material fue hecha en base a una mejor eficiencia sobre un rango global de características principales, además del factor de pérdida, estas son:

(a) Variación del módulo de corte con la temperatura. (b) Efecto de la amplitud de la fuerza. (c) Efecto de los ciclos repetidos sobre el módulo y el amortiguamiento. (d) Efecto de la historia de fuerza. (e) Fuerza para falla cortante. (f) Estabilidad de largo plazo del módulo y amortiguamiento.

Se estableció un rango de materiales. La Figura 1 muestra la variación del módulo complejo de corte (G*) y el factor de pérdida (tg δ) sobre un rango de temperatura de 70 ºC para el componente usado en la producción de dispositivos para la estructura “modelo”. El módulo de corte varía por menos de un factor de 3 sobre un rango de temperatura de operación de 50 ºC. El factor de pérdida para este componente varia entre 0.45 a 0.6 sobre el rango de

temperatura de prueba. La magnitud de los cambios con la temperatura representa una mejora significativa sobre los actuales componentes comercialmente disponibles. La Tabla 1 resume otras propiedades para el componente utilizado. El cambio del módulo con ciclos continuados (tipificado por la relación G(3)/G(10)) es claramente pequeño después de los primeros dos ciclos. El componente es bastante no lineal, pero esta característica no se ve como una desventaja en esta aplicación. Existe un gran margen entre la deformación por corte en la rotura y se ha elegido una deformación al 100% para las excitaciones de nivel de diseño. Los resultados de envejecimiento acelerado sugieren propiedades razonablemente estables en un periodo de largo plazo.

Efecto de la Temperatura sobre las propiedades dinámicas de la formulación.

Fig. 1. El efecto de la temperatura sobre las propiedades dinámicas del componente de alto

amortiguamiento para los dispositivos prototipo. Módulo de corte dinámico normalizado con respecto al módulo a 24 ºC. Los triángulos son para una deformación al 100% y los cuadrados

para una deformación del 50%. Las mediciones son para el 3er Ciclo a 1 Hz. Tabla 1. Propiedades físicas y dinámicas del componente usado en la fabricación de los

disipadores

G(3)/G(10)* G(10%)/G(100%)** Falla por Corte H G(MPa)I Deformación al Corte

% Sin envejec. Envejecido

1.07 4.64 450 0.76 0.86 Tang δI Esfuerzo de Tensión (MPa) Alargamiento a la Rotura (%)

Sin envejec. Envejecido Sin envejec. Envejecido Sin envejec. Envejecido 0.52 0.50 6.06 7.5 640 630

* Número entre paréntesis da el valor del Módulo para el ciclo, los valores están

referidos al 100% de deformación cortante y para 0.1 Hz. ** Deformación de corte dada entre paréntesis. Datos del tercer ciclo para 0.1 Hz. † Muestra estirada al 100% /s ‡ Propiedades dinámicas acotadas para una deformación de 100% y 1 Hz.

CARACTERÍSTICAS DEL DISPOSITIVO El diseño elegido para el amortiguador viscoelástico (VED) se muestra esquemáticamente en la Figura 2. Este consiste en una única capa de caucho adherida entre planchas de acero. La deformación de diseño en el caucho es calculada para que sea alrededor del 100% en cortante simple. Para los dispositivos de pruebas PsD la capa de caucho es de 7mm de espesor y tiene una dimensión en planta de 240x170mm; la capa está adherida a las planchas de metal de 330x330x15mm de espesor.

Fig. 2. Vista esquemática de los dispositivos VED

Los amortiguadores han sido probados en una configuración de cortante doble sobre un rango de frecuencias y amplitudes. La Figura 3 muestra la rigidez dinámica y el factor de pérdida; las pruebas abarcan amplitudes de deformación de 10 a 100% para una frecuencia de 0.1 Hz. El efecto de los ciclos repetidos está indicado por la diferencia entre las dos líneas punteadas para el 1er. y 3er ciclo. Ciclos posteriores producen pequeños cambios en las propiedades dinámicas. Los cambios en las propiedades dinámicas producidos por la variación de la frecuencia sobre las dos otras magnitudes son modestos (ver Tabla 2).

Tabla 2. Efecto de la Frecuencia sobre la Rigidez y Factor de Pérdida de los dispositivos VED

Frecuencia Hz Rigidez kN/mm Factor de Pérdida 0.01 3.1 0.35 0.1 3.4 0.35 1 4.1 0.34

Amplitud de deformación al 50% Datos del 10º ciclo

Fig. 3. Efecto de la amplitud de deformación en el caucho sobre la rigidez dinámica y factor de pérdida de los dispositivos para la estructura modelo. Los cuadrados son para el 1er. Ciclo y

los triángulos son para los saldos del 3er Ciclo.

EVALUACIÓN NUMÉRICA DEL FUNCIONAMIENTO EN UN EDIFIC IO DE

PORTICOS DE CONCRETO ARMADO El edificio es un bloque de oficinas localizado en una área no-sísmica y ha sido diseñado asumiendo que no existe una acción sísmica. Su frecuencia natural fundamental está situada dentro del rango máximo del espectro de respuesta para sismos severos típicos. Consecuentemente puede estar sometida a los niveles más altos de aceleración que los del suelo durante un sismo. El objetivo de este estudio es para establecer los estándares de diseño de los aisladores para reforzar la estructura no sísmica de tal forma que el edificio responda elásticamente cuando esté sometido a niveles de excitación sísmica especificada en el Código Europeo 8 (para suelos medios) (aceleración máxima del suelo de 0.3g). El edificio está compuesto de un piso de base y dos pisos superiores. El techo está soportado por una losa. La altura total del edificio es de 17.70 mt., el piso de base está a 1.50 mt. por encima del nivel de la cimentación. La longitud total y el ancho del edificio son de 53.60 y 20.60 mt. respectivamente. La altura de cada piso es de 4 mt. El espaciamiento entre columnas a lo largo de la dirección longitudinal es de 7.1 mt.; las distancias entre las cuatro columnas a lo largo de la dirección transversal son 6.0, 7.5 y 6.0 mt. Las vigas que soportan los techos solamente se encuentran a lo largo del eje longitudinal. Existen tres tipos de columnas a lo largo de las fachadas; las columnas C1 tienen una sección de 0.4 x 0.76 m. (con la mayor dimensión perpendicular a la fachada); en el centro del edificio las columnas C2 tienen una sección cuadrada de 0.40 x 0.40 m.; en las esquinas, las columnas C3 tienen una sección en L con alas de 0.75 m. y un espesor de 0.40 m. Existen dos tipos de vigas; las vigas exteriores tienen un ancho de 0.23 m y una altura de 0.75m; las dimensiones correspondientes a las vigas centrales son 0.3 x 0.75m. El espesor de la losa es de 0.2m. Un modelo 2D simplificado fue usado para estimar la respuesta de la estructura cuando está sometida a un registro tiempo-historia sintetizado formado por el promedio de un número de acelerogramas sintetizados los cuales satisfacen el espectro de respuesta definido en el Código Europeo 8 (suelo medio). Las frecuencias naturales de la estructura antes de la colocación de los dispositivos fueron calculadas en 1.81 y 5.56 Hz. Los dispositivos fueron

modelados como una combinación de un resorte lineal (k) y un amortiguador (c) en paralelo. La siguiente relación entre la rigidez en fase (k’) y fuera de fase (k’’) del dispositivo que fue usado es: k’’ cω tg δ = ----- = ------- k’ k

ω = 2πf, donde f es la frecuencia natural fundamental de la estructura de su eje largo, y es igual a 1.81 Hz. Las Figuras 4 y 5 respectivamente muestran, como una función de la rigidez total por piso, la máxima aceleración en el techo de la estructura y el máximo desplazamiento entrepisos entre el segundo y tercer piso. Los tres conjuntos de resultados son para la tg δ = 0, 0.5 y 0.8. El valor de 0.5 representa el factor de pérdida objetivo para el componente de alto amortiguamiento para una deformación cortante del 100%. La Fig. 4 ilustra la eficiencia de la incorporación de amortiguamiento en la reducción de los niveles de aceleración del último techo. Es interesante notar que un incremento de la rigidez de entrepisos de la estructura de 500 kN/mm (para la estructura no modificada) a 1040 kN/mm reduce las aceleraciones máximas en el techo del edificio de 16 m/s2 a 9 m/s2. Introduciendo los amortiguadores viscoelásticos con un factor de pérdida de 0.5, se reduce la máxima aceleración aún más a 5.5 m/s2. El efecto sobre el desplazamiento de entrepisos de incrementar el factor de pérdida de 0.5 a 0.8 es menos significante (ver Fig. 5). Para establecer una respuesta elástica (ej. deformación de entrepisos de 10mm) la rigidez de los dispositivos para cada piso deberán estar alrededor de 540 kN/mm cuando su factor de pérdida es 0.5, por esto, la rigidez total de los dispositivos en cada piso deberán ser del orden de la rigidez de entrepisos de la estructura. La instalación de 14 unidades por piso (una en cada crujía externa de la estructura a lo largo de su eje mayor), cada una con una rigidez de 40 kN/mm establecen la rigidez requerida. Cada unidad puede consistir en un par de dispositivos cada uno de seis veces más rigido que los prototipos probados en la Fig. 3. Esto puede conseguirse mediante el incremento de las dimensiones en planta de la lámina de caucho a alrededor de 500mm por lado.

Fig. 4. Efecto de incorporar amortiguadores viscoelásticos sobre la respuesta de aceleración en el techo en el edificio de Concreto Armado. El número en cada curva representa el factor de

pérdida asumido en el análisis.

Fig. 5. Efecto de introducir amortiguadores viscoelásticos sobre el desplazamiento de

entrepisos en el primer nivel (entre la segunda y primera masa) del edificio de concreto armado. La línea punteada representa el límite de deformación elástica. El número en cada

curva representa el factor de pérdida asumido en el análisis. Es claro que los dispositivos pueden ser instalados para restringir el desplazamiento a niveles elásticos durante la excitación sísmica de referencia, mucho de la reducción en la respuesta, particularmente respecto al desplazamiento, viene del incremento de la rigidez en la estructura, niveles moderados de amortiguamiento conducen a mayores reducciones, pero se ve una pequeña ventaja por encima de un dispositivo de factor de pérdida de 0.5. PRUEBAS SEUDO-DINÁMICAS DE UNA ESTRUCTURA DE CA EN MODELO A

ESCALA NATURAL Un modelo a escala natural de una parte del edificio de oficinas de concreto armado fue diseñado y construido para pruebas en JRP, Ispra, Italia. El modelo (10m de largo, 4 m. de ancho y 5.2 m de alto) Fig. 6, representa una porción del edificio escalado por β en dimensiones y consiste en dos crujías de 5 m en la dirección de pruebas y de una crujía a lo largo de su ancho (ver Fig. 6). El modelo a escala representa un diseño no sísmico. El objetivo era graduarlo mediante la instalación de amortiguadores de tal forma que la armadura responda elásticamente al nivel sísmico de diseño.

Fig. 6. Vista Isométrica de la estructura modelo

Con la carga en función del tiempo, pueden ser escalados tres factores de escala independientes, denominados, masa M, longitud L, y tiempo T. Los otros factores de escala pueden ser derivados de acuerdo a los principios del análisis dimensional. En las pruebas pseudo dinámicas se aplican las fuerzas y desplazamientos y son medidos, y la prueba es realizada en un pseudo tiempo, no obstante, el principal objetivo de las pruebas con modelos a escala es establecer una reducción en el tamaño (longitud a escala) del espécimen para determinar el espacio disponible en el laboratorio (como en este caso), o para reducir la carga (fuerzas a escala) a un nivel por debajo de la capacidad máxima de los actuadores, así, los únicos factores de importancia son la longitud y la fuerza. Los factores de escala para las otras magnitudes (tiempo y masa) son menos importantes ya que estas se usan solamente en los cálculos numéricos. La magnitud de los esfuerzos es mantenida cargando cada piso del modelo con masas hasta alcanzar las fuerzas verticales necesarias y el acelerograma puede ser escalado de acuerdo con la escala adoptada para el modelo de prueba, esto puede ser obtenido incrementando la amplitud de la aceleración por 3/2 y disminuyendo la escala de tiempo por 2/3. Los amortiguadores VE (viscoelásticos) están instalados en pares con el material viscoelástico trabajando en cortante, siendo en total 16 dispositivos (8 pares), un par en cada crujía a lo largo de las dos fachadas longitudinales. La rigidez de los amortiguadores (~3kN/mm para cada uno) fue determinada previamente mediante un análisis del modelo a escala con los dispositivos que tomaron en cuenta el factor de pérdida (~0.4) para la deformación de diseño (100% al cortante). La plancha central que se mueve está unida a la parte superior de los arriostres en K y a las planchas de acero externas, empernados a los

costados de los dispositivos VE están anclados a la estructura de CA en la base de las columnas (Fig. 7). Los arriostres y las uniones fueron diseñados para que sean rígidos comparados con los dispositivos para asegurarse que las deformaciones de la estructura aparezcan principalmente en las láminas de caucho. En el diseño del arriostramiento se ha tenido especial cuidado para prevenir cualquier inestabilidad en los arriostres (brazos) para evitar cualquier desplazamiento diferencial en las juntas en la base de la estructura y en las conexiones empernadas ya que esto puede proporcionar una disipación de energía adicional. El sistema ha sido diseñado de tal manera de que el arriostramiento puede ser desconectado completamente de la estructura modelo y así permitir las pruebas con la estructura sin arriostramiento. Para la evaluación de la eficacia de los amortiguadores VE, se realizaron experimentos pesudodinámicos de la estructura modelo a escala natural con y sin dispositivos antisísmicos. El movimiento de excitación correspondió a sismos generados artificialmente especificados por el Euro Código 8 y condiciones de suelos medios. El nivel del sismo corresponde a 0.3g PGA para el edificio a tamaño normal. Para permitir que los efectos del nivel de deformación asociados a los amortiguadores VE, las fuerzas medidas durante estas pruebas pseudodinámicas fueron escaladas incrementándose en 49% en cada paso de integración. El factor de escala fue obtenido de las pruebas sobre los dispositivos sobre un rango de niveles de deformación.

Fig. 7. Detalles de las conexiones del VED a la estructura y arriostramiento en K

Los desplazamientos tiempo-historia para el segundo nivel del modelo se muestra en la Figura 8, el desplazamiento máximo se ve que se reduce en alrededor de 80%. Mucho de esta reducción se atribuye al incremento de la rigidez (por un factor de 4) producida por la incorporación de los dispositivos. El desplazamiento de entrepisos máximo fue de 8mm comparado con los 36mm sin los dispositivos. El desplazamiento de entrepisos con el sismo de diseño (0.3g PGA) se mantuvo dentro del rango de deformación elástica.

Fig. 8. Respuesta de desplazamiento del segundo piso del modelo para aceleraciones tiempo historia de 0.3g PGA y suelo medio del EC-8 (EuroCódigo) (Bare = sin amortiguadores,

Protected Frame = con amortiguadores VE) Las fuerzas máximas globales en la estructura protegida son similares a la estructura sin proteger. Una gran parte de la fuerza (55%) en la estructura protegida, no obstante, es asumida por los dispositivos. La rigidez adicional incrementó la frecuencia natural del modelo de 1.7 Hz a 3.5-5 Hz (esto dependía de la amplitud debido a la no-linealidad introducida por los dispositivos). El contenido de energía de la excitación sísmica fue mucho mayor para las frecuencias altas y esto explica la similitud en las fuerzas máximas en la estructura sin proteger y protegidas. Sin el alto amortiguamiento obtenido con los dispositivos, el incremento de la rigidez de la estructura puede conducirnos a mayores niveles de fuerzas. La instalación de amortiguadores VE transformaron exitosamente el diseño no-sísmico de la estructura de CA a una capaz de restringir la respuesta para sismos de nivel de diseño a deformaciones elásticas.

CONCLUSIONES Se ha desarrollado un amortiguador viscoelástico con rigidez y amortiguamiento insensibles a la temperatura. Los análisis han mostrado que dichos amortiguadores pueden ser usados para establecer diseños antisísmicos en edificios con estructura de concreto armado (CA) de tal forma que estos respondan elásticamente a las máximas aceleraciones de 0.3g. La eficiencia de los amortiguadores ha sido confirmada mediante pruebas pseudodinámicas de un modelo a escala de parte de un edificio.

AGRADECIMIENTO El financiamiento bajo el programa EC Brite EuRam (Contrato Nº BRPR-CT96-0141) es reconocido con agradecimiento.