Refuerzo pre-sísmico de juntas exteriores no conformes de

Transcripción

Revista Sul-Americana de Engenharia Estrutural
Refuerzo pre-sísmico de juntas exteriores no conformes de concreto armado con FRP, estudio...
Refuerzo pre-sísmico de juntas exteriores no
conformes de concreto armado con FRP, estudio
experimental y numérico
Juan Carlos Vielma Pérez1, Carmen Virginia Pérez Moreno2,
Hermenegildo Rodríguez3, Ricardo Antonio Picón Rodríguez4
RESUMEN
La ocurrencia de terremotos fuertes recientes ha evidenciado la vulnerabilidad de
las edificaciones en varios países de Latinoamérica. Esta vulnerabilidad se debe en
gran medida a edificaciones que se construyen de manera informal, sin observar
prescripciones normativas. Una de las técnicas contempladas para la reducción de
la vulnerabilidad consiste en reforzar las estructuras utilizando láminas de polímero
reforzado con fibra (FRP). Sin embargo, la eficacia de esta técnica de refuerzo frente
a acciones sísmicas debe ser comprobada, especialmente en los puntos de la estructura que suelen sufrir los daños más severos, como son las juntas viga-columna. Con
este propósito se ha diseñado una serie de ensayos experimentales para estudiar el
comportamiento de las juntas reforzadas con varias configuraciones de láminas de
FRP. Además se han realizado simulaciones numéricas aplicando modelos de fibra incorporando las características de los materiales que constituyen los especímenes. Los
resultados muestran que la eficacia del refuerzo es limitada, que si bien se mejora la
resistencia, pero que la adición de FRP desmejora la ductilidad. Los resultados numéricos muestran un ajuste adecuado a los resultados experimentales, sin embargo se
observa una sobrevaloración del aporte del FRP, debido a la ocurrencia del fallo de la
adherencia entre la fibra y el concreto que los modelos numéricos no logran capturar.
Finalmente, los resultados obtenidos al aplicar acelerogramas sintéticos muestran
que la adición de láminas de FRP no aporta incremento sustancial a la rigidez estructural debido a que no se reducen los valores de las derivas máximas evaluadas para
tres niveles de daño.
Palabras clave: Juntas viga-columna, refuerzo con FRP, cargas cíclicas, comportamiento sismorresistente.
Dr. Ingeniero, Departamento de Ingeniería Estructural, Decanato de Ingeniería Civil, Universidad Centroccidental
Lisandro Alvarado UCLA, Barquisimeto, Venezuela/ Universidad de las Fuerzas Armadas ESPE, Sangolquí, Ecuador. Autor para correspondencia. E-mail: [email protected] / [email protected]
2
MSc. Ingeniera, Aula UCLA-CIMNE, Departamento de Ingeniería Estructural, Decanato de Ingeniería Civil, Universidad Centroccidental Lisandro Alvarado, Barquisimeto, Venezuela. [email protected]
3
Ingeniero, Departamento de Ingeniería Estructural, Decanato de Ingeniería Civil, Universidad Centroccidental
Lisandro Alvarado, Barquisimeto, Venezuela [email protected]
4
Dr. Ingeniero, Departamento de Ingeniería Estructural, Decanato de Ingeniería Civil, Universidad Centroccidental
Lisandro Alvarado, Barquisimeto, Venezuela [email protected]
1
http://dx.doi.org/10.5335/rsee.v11i1.4464
155
Revista Sul-Americana de Engenharia Estrutural, Passo Fundo, v. 11, n. 1, p. 155-175, jan./jun. 2014
1 Introducción
En los últimos años se le ha dado gran importancia al estudio de las juntas estructurales, específicamente a las juntas de vigas con columnas de concreto armado debido
a las frecuentes evidencias de fallas que han sido observadas en sismos recientes. Uno
de los principales problemas en edificaciones de concreto armado ocurre por el mal
diseño en vigas y especialmente el detallado deficiente de las columnas. Este tipo de
fallas fueron detectadas durante los terremotos de El Asnam en 1980, México 1985,
San Salvador 1986, Loma Prieta 1989 y Los Ángeles 1994, donde una gran cantidad
de estructuras construidas en concreto armado presentaron fallas debidas al corte y de
anclaje del acero longitudinal en las juntas vigas-columnas, Di Ludovico et al. (2008),
Karayannis y Sirkelis (2008) y Khalifa y Nanni (2002).
La realidad de las construcciones de Venezuela no difiere mucho de las del resto
de América Latina. En las grandes ciudades, y en especial en la capital, se concentra
una gran cantidad de viviendas unifamiliares construidas en terrenos inestables, sin
la presencia de ingenieros. Es de hacer notar que en Venezuela el 80% de la población
se encuentra asentada en ciudades con un nivel de amenaza sísmica alto o muy alto
(aceleración básica=0,3g-0,4g).
La tipología predominante de las viviendas corresponde a estructuras aporticadas
de concreto armado, con unas configuraciones que permiten clasificarlas como irregulares tanto en planta como en elevación. Aparte de este problema, los miembros de
los pórticos disponen de secciones generalmente reducidas, esto debido a que originalmente las viviendas han sido construidas para albergar una sola familia, pero cuando
aumenta el número de miembros de esta, se construyen nuevas plantas (crecimiento
vertical) que incrementan la vulnerabilidad de las construcciones de por sí precarias,
ver Figura 1. Este tipo de estructuras aporticadas puede clasificarse como estructuras
de ductilidad limitada (Vielma et al. 2010a).
Figura 1: Construcciones informales en las que se aprecia la irregularidad tanto en planta como en elevación
156
En cuanto a la armadura de los miembros estructurales, se observa que generalmente estos no cumplen con las disposiciones normativas mínimas en lo referente a
cuantía de acero de refuerzo longitudinal y transversal, lo que afecta la capacidad de
disipación de energía de manera estable, la ductilidad y la reserva de resistencia.
En la Norma venezolana Covenin 1756-1:2001 (2001) se plantea la necesidad de
adecuar las edificaciones existentes por las modificaciones introducidas en su última
versión. Si bien es cierto que este proceso de adecuación puede resultar dificultoso
desde el punto de vista tecnológico, llegando además a ser muy costoso, es necesaria
su aplicación para reducir la vulnerabilidad de las estructuras proyectadas conforme a
normas antiguas o siguiendo procedimientos en los que no ha existido la presencia de
ingenieros estructurales, Prota et al. (2005).
Para evaluar el comportamiento de las juntas viga-columna reforzada con fibras
de carbono, se construyeron ocho especímenes con una geometría de “L” invertida, correspondientes a juntas exteriores de nivel de cubierta, una sin refuerzo y siete reforzadas. En estos ensayos experimentales se busca relacionar su comportamiento mecánico
de los especímenes reforzados con FRP con el espécimen equivalente sin refuerzo.
Las simulaciones numéricas realizadas pretenden reproducir los ensayos experimentales, tomando en consideración las características de no linealidad de los materiales que constituyen los especímenes Martínez et al. (2006) y Martínez et al. (2008a)
aplicando la misma acción cíclica y también aplicando una serie de acelerogramas sintéticos compatibles con el espectro elástico de diseño, con tres niveles de intensidad
correlacionados con tres Estados Límite de daño.
2 Estudio experimental
el tipo de junta analizada en esta investigación tiene una geometría en forma de
“L” invertida, equivalentes a juntas exteriores de nivel de cubierta, siendo empleadas,
en pórticos planos o en otras estructuras y que suelen presentar problemas en su detallado. Los modos de falla de este tipo de juntas viga-columna, son el agrietamiento
por tensión diagonal, por falta de anclaje, por plastificación del acero, por daño del
anclaje o por el aplastamiento del concreto.
2.1 Descripción de los especímenes
En los especímenes la longitud de la viga y de la columna es de 1,50 m, la sección
transversal de las columnas es cuadrada de 0,20 m por 0,20 m y las vigas de sección
transversal rectangular de 0,20 m de lado, donde cada elemento tiene como refuerzo
principal cuatro barras de acero de diámetro 1/2” Así mismo los estribos y las ligaduras
de diámetro 3/8” espaciadas 0,15 m.
Las láminas de FRP utilizadas contienen fibras dispuestas unidireccionalmente y
fueron adheridas a la superficie de las vigas y de las columnas mediante resina epóxi-
157
ca, caracterizada por poseer alta capacidad de adherencia para los elementos de fibras
de carbono y alta resistencia a la corrosión. Las características de los materiales que
fueron utilizados para la construcción de los especímenes se muestran en la.
Tabla 1: Características de los Materiales
Materiales
Resistencia a la
compresión (Mpa)
Resistencia a la
tracción (Mpa)
Módulo Elástico (Mpa)
Acero
420,00
420,00
2,10x105
Concreto
25,00
2,50
2,10x104
Fibra de Carbono
2300,00
2300,00
1,50x104
Matriz Epóxica
87,50
29,20
1,20x104
Los especímenes se ensayaron para producir comportamiento histerético. En la
Figura 2 se muestra uno de los especímenes al inicio de la aplicación de las cargas.
Figura 1: Aplicación de la Historia de desplazamiento en los especímenes durante el ensayo a través del
actuador hidráulico
Las juntas viga-columna, exteriores de último nivel se ensayaron en una posición
de la columna totalmente vertical, donde la columna se encuentra apoyada en la parte
inferior por una pieza de acople restringiendo movimientos verticales y laterales y que
158
permite rotación, logrando solo movilizar en la misma dirección donde es aplicada la
fuerza por el actuador. Esta fuerza se aplicó en la esquina de la viga en posición horizontal tal como se observa en la Figura 2.
Tabla 2: Configuración del reforzamiento FRP de los especímenes
Denominación
SR
Descripción
Junta viga-columna sin refuerzo FRP.
RC1
Junta viga-columna con refuerzo transversal-refuerzo a corte con una capa de
FRP.
RF1
Junta viga-columna con refuerzo longitudinal-refuerzo a flexión con una capa
de FRP.
RM1
Junta viga-columna con refuerzo mixto-refuerzo a corte-flexión con una capa
de FRP.
RC2
Junta viga-columna con refuerzo transversal-refuerzo a corte con dos capas
de FRP.
RF2
Junta viga-columna con refuerzo longitudinal - refuerzo a flexión con dos capas
de FRP.
RM2
Junta viga-columna con refuerzo mixto-refuerzo a corte-flexión con dos capas
de FRP.
RCE
Junta viga-columna con refuerzo transversal envuelta-refuerzo a corte con una
capa de FRP.
En la Tabla 2 se muestra un resumen del refuerzo aplicado a todos los especímenes
ensayados. Posteriormente se introdujo mediante el sistema de Test-Ware, una historia
de desplazamientos que se muestra en la Figura 3, con el objeto de obtener el comportamiento cíclico en términos de carga vs desplazamiento.
La acción aplicada fue seleccionada con la intención de causar fuerzas que producen los altos niveles de deformaciones inelásticas que pueden ser experimentadas en
estructuras durante un terremoto severo y sobre todo lograr la concentración del daño
en la juntas viga-columna.
159
120
100
Desplazamiento (mm)
80
60
40
20
0
-20
-40
-60
-80
-100
-120
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
Tiempo (s)
3500
4000
4500
5000
5500
Figura 2: Historia de Desplazamiento impuesta en los ensayos de los especímenes
2.2 Resultados
Antes de realizar cada uno de los ensayos se realizaron las pruebas para el control
de la resistencia del concreto mediante la compresión de cilindros de cada espécimen,
esto con el fin de determinar que la mezcla de concreto suministrada cumpliera con los
requerimientos de la resistencia especificada.
Los resultados de los ensayos de los especímenes SR, RM2 y RCE se muestran en
la Figura 4, Figura 5 y Figura 6. Por razones de espacio no se muestran los resultados
de los otros especímenes, sin embargo su comportamiento ha sido muy similar al del
espécimen RM.
En las Figuras 4 a 6 se aprecian también las curvas envolventes, que se han trazado tanto para la rama de histéresis positiva como la negativa. Sobre estas envolventes
es posible obtener una forma bilineal equivalente aplicando el procedimiento descrito
por Park (1988).
160
25000
Fuerza Horizontal (N)
20000
Comportamiento Histerético
Envolvente rama positiva
Envolvente rama negativa
15000
10000
5000
0
-5000
-10000
-15000
-20000
-25000
-160
-120
-80
-40
0
40
Desplazamiento (mm)
80
120
160
Figura 3: Curva de histéresis del espécimen SR y envolventes
25000
20000
15000
10000
5000
0
-5000
-10000
-15000
-20000
-25000
-160
-120
-80
-40
0
40
Desplazamiento (mm)
80
120
160
Figura 4: Curva de histéresis del espécimen RM2 y envolventes
25000
20000
15000
10000
5000
0
-5000
-10000
-15000
-20000
-25000
-160
-120
-80
-40
0
40
Desplazamiento (mm)
80
120
160
Figura 5: Curva de histéresis y envolventes del espécimen RCE
161
Para la determinación de las deformaciones plásticas de los especímenes ensayados es necesario determinar el valor de la ductilidad, que no es más que el cociente del
valor del desplazamiento último y el desplazamiento de plastificación, ambos a nivel
estructural.
Para la obtención de ductilidad ( ) se utilizó la ecuación que a continuación
Para la obtención de ductilidad (m) se utilizó la ecuación que a continuación se desrealizando este cálculo en cada uno de los especímenes ensayados.
cribe, realizando este cálculo en cada uno de los especímenes ensayados.
se d
(1)
En esta ecuación
es la ductilidad,
es el desplazamiento último y
En esta ecuación m es la ductilidad, Dm es el desplazamiento último y Dy es el desdesplazamiento de plastificación.
plazamiento de plastificación.
valores de
ductilidad
calculados
muestran
en que
la Figura
Los valoresLos
de ductilidad
calculados
se muestran
en laseFigura
7. Nótese
el es- 6. Nótese
pécimen sin refuerzo
tiene una
elevada
los especímenes
reforzados,
espécimen
sinductilidad
refuerzomás
tiene
una que
ductilidad
más elevada
que los espe
excepto en el caso
del
espécimen
RCE,
que
es
el
que
alcanza
el
máximo
valor.
Estos
reforzados, excepto en el caso del espécimen RCE, que es el que alcanza el
valores se encuentran por debajo de los esperados para estructuras dúctiles de concreto
valor. Estos valores se encuentran por debajo de los esperados para estructuras
armado Vielma et al. (2010b) y Vielma et al. (2011).
de concreto armado Vielma et al. (2010b) y Vielma et al. (2011).
6.00
6.00
5.23
5.00
5.00
3.88
3.00
2.00
1.00
0.00
3.98
4.24
3.98
3.88
4.00
2.58
3.00
1.71
1.67
2.58
1.66
µ
4.00
Factor de ductilidad
Factor de ductilidad
4.24
2.00
1.71
1.67
1.66
1.00
SR
RC1
0.00
RF1
RM1
RC2
Espécimen
RF2
RM2
RCE
Figura 6: Valores de ductilidad calculados
aRC1
partir de lasRF1
envolventesRM1
en las ramas
positivas RF2
SR
RC2
Espécimen
RM2
Energía
disipadacalculados a partir de las envolventes en la
Figura 6 2.3
Valores
de ductilidad
positivasen el proceso de
Con la finalidad de evaluar la estabilidad de los especímenes
disipación de energía, se ha aplicado un procedimiento de cálculo de los valores de la
3.3 Energía disipada
energía en cada ciclo, como resultado del área dentro de los lazos de histéresis.
Con la finalidad de evaluar la estabilidad de los especímenes en el proceso de di
de energía, se ha aplicado
un procedimiento de cálculo de los valores de la en
162
cada ciclo, como resultado del área dentro de los lazos de histéresis.
8000
8000
Refuerzo pre-sísmico
de juntas exteriores no conformes de concreto armado con FRP, estudio...
Energía disipada (N. m)
6000
8000
4757
4757
6000
40004757
4000
2000
6010
6000
6010
4054
4000
3323
3323
4054
3323
2000
1762
1093
1762
2000
1762
4054
2989
2989
1093
2989
2144
2144
2144
1093
0
0
0
SR
SR
RC1
SR
RC1
RF1
RC1
RF1
RM1
RF1
RM1
RM1
RC2
RC2
RF2
Espécimen
RC2
RF2
RM2
Espécimen
RF2
RM2
RCE
RM2
RCE
Espécimen
7 Disipación
energía acumulada
hastadel
el punto
deldecolapso
d
Figura 7 Figura
Disipación
de energíade
acumulada
hasta el punto
colapso
las
probetas
Figura 7: Disipación de energía acumulada hasta el probetas
punto del colapso de las probetas
Con
los
valores
del
área
encerrada
en cada
ciclo obtenidos
en cada
uno
Con los valores del área encerrada en cada ciclo
obtenidos
en cada uno
de los
Con los valores
del área encerrada
en cada
ciclo obtenidos
en cada
uno de los
espeespecímenes
ensayados
selacalcula
la disipada
energía
disipada
que los espe
especímenes
ensayados
seenergía
calcula
energía
hasta
quehasta
los especímenes
címenes ensayados
se
calcula
la
disipada
hasta
que
los
especímenes
alcanzaalcanzaron
el valores
colapso, que
valores
que se resumen
en la7.Figura
7. Nótese
el colapso,
se resumen
enque
la los
Figura
Nótese
ron elalcanzaron
colapso, valores
que se resumen
en la Figura
8. Nótese
especímenes
SR que los
especímenes
SR
RCE
son
los
que mayor
permiten
mayor
disipación
demientras
energía,que
mien
y RCE
son los que SR
permiten
disipación
de energía,
mientras
quede
el energía,
resto de los
especímenes
y RCEmayor
sony los
que
permiten
disipación
el los
restoespecímenes
de los especímenes
reforzados
muestran
una reducción
en la capac
especímenes
muestran
una
reducción
en la capacidad
de disipación.
el restoreforzados
de
reforzados
muestran
una reducción
en la capacidad
de
disipación.
disipación.
2.4 Daño acumulado
Daño acumulado
3.4 Daño 3.4
acumulado
El daño acumulado
secomo
obtiene
como
laentre
relación
entre las
pendientes
iniciales
El
seseobtiene
como
la relación
entre
las pendientes
iniciales
de de
El daño
dañoacumulado
acumulado
obtiene
la relación
las pendientes
iniciales
cada
cada uno de losuno
lazos
de
histéresis.
Para
la
obtención
del
daño
se
utilizó
la
Ecuación
de
los
lazos
de
histéresis.
Para
la
obtención
del
daño
se
utilizó
la
Ecuación
uno de los lazos de
histéresis.realizando
Para la obtención
delendaño
se utilizó
la Ecuación
(2), que
(2), que a continuación
se describe,
este cálculo
los
ciclosen
delos
carga
y ende
loscarga y en lo
a
continuación
se
describe,
realizando
este
cálculo
ciclos
continuación
describe,
este cálculo en los ciclos de carga y en los ciclos
ciclosade
descarga en se
1, 4,
7, 8, 9 yrealizando
10.
de
descarga
en
1,
4,
7,
8,
9
y
10.
de descarga en 1, 4, 7, 8, 9 y 10.
(2)
Siendo:
Siendo:
(2)
Siendo:
⁄ =entre
relación
entre la
del ciclo
y la
rigidez inicial.
⁄ == relación
relación
larigidez
rigidez
delrigidez
ciclo
iésimo
y rigidez
laiésimo
rigidez
inicial.
entre la
del
ciclo
iésimo
y la
inicial.
Los
de daño acumulado
se en
muestran
en 8.
la Nótese
Figura 8.
Nótese
que cada es
Los valores
devalores
daño acumulado
se muestran
la Figura
que
cada espécimen
forma particular
de daño, apreciándose
que el espécimen
tiene una tiene
formauna
particular
de daño, apreciándose
que el espécimen
reforzado reforzado
con capa c
continua una
presenta
una 163
pendiente
suave
hacia el
de al
colapso,
al igua
continua presenta
pendiente
suave hacia
el punto
de punto
colapso,
igual que
el
espécimen
sin
refuerzo.
En
esta
figura
se
pueden
observar
los
valores
máximos
espécimen
sin refuerzo.
En esta
figura
seFundo,
pueden
losjan./jun.
valores
Revista Sul-Americana
de Engenharia
Estrutural,
Passo
v. 11, observar
n. 1, p. 155-175,
2014máximos de daño
acumulado
cuando
cada
espécimen
alcanza
el
colapso.
acumulado cuando cada espécimen alcanza el colapso.
1
1
0.8
0.8
Daño acumulado
Daño acumulado
Los valores de daño acumulado se muestran en la Figura 9. Nótese que cada espécimen tiene una forma particular de daño, apreciándose que el espécimen reforzado con
capa continua presenta una pendiente suave hacia el punto de colapso, al igual que el
espécimen sin refuerzo. En esta figura se pueden observar los valores máximos de daño
acumulado cuando cada espécimen alcanza el colapso.
0.6
0.4
Espécimen
Espécimen
SR
SR RC1
RC1 RF1
RF1 RM1
RM1RC2
RC2 RF2
RF2 RM2
RM2RCE
RCE
0.6
0.4
0.2
0.2
0
0
0
0
2
2
4
6
4
6
8
Ciclo
8
10
10
12
12
Figura 8 Daño acumulado conforme
Ciclo a los ciclos de histéresis de las diferentes
probetas
figura 8: Daño acumulado conforme a los ciclos de histéresis de las diferentes probetas
3.5 Factor de Estabilidad
En este trabajo se presenta un coeficiente dimensional mediante el cual se pretende
2.5 Factor de Estabilidad
cuantificar la estabilidad de una estructura para disipar energía de forma estable. Este
factor,
que se presenta
define como
el Factor dedimensional
Estabilidad,mediante
es directamente
En este
trabajo
un coeficiente
el cual proporcional
se preten- al
de cuantificar
para
disipar energía
de forma
valor la
de estabilidad
la ductilidaddey una
a la estructura
capacidad de
disipación
de energía
de cadaestable.
uno de los
Este factor,
que se define como el Factor de Estabilidad, es directamente proporcional
especímenes.
al valor de la ductilidad y a la capacidad de disipación de energía de cada uno de los
Cuando se habla del Factor de Estabilidad, se hace referencia a lo que se conoce como
especímenes.
la abertura
de del
garganta
de de
losEstabilidad,
lazos en el comportamiento
histerético
de cada
uno de los
Cuando
se habla
Factor
se hace referencia
a lo que
se conoce
como la abertura
de garganta
en el comportamiento
histerético
de cada
uno
especímenes.
Es decir de
quelos
si lazos
la estructura
o el espécimen presentan
curvas
de histéresis
de los especímenes.
Es decir
que si
la estructura
o el espécimen
presentan
curvas
con una garganta
delgada
implica
que la estructura
tiene menor
capacidad
de de
disipar
histéresisenergía,
con unay garganta
delgada
implica
que
la
estructura
tiene
menor
capacidad
si presenta la curva una garganta ancha, la estructura o espécimen tiene
de disipar
energía,
y si presenta
curva sin
unaque
garganta
estructura o espécimayor
capacidad
de disiparlaenergía
falle de ancha,
manera la
frágil.
men tiene mayor capacidad de disipar energía sin que falle de manera frágil.
se propone
proponelalaecuación
ecuación
se
ParaPara
la obtención
deldel
Factor
(3)(3)
queque
se muestra
la obtención
FactordedeEstabilidad
Estabilidad fe se
muestra aa continuación:
continuación:
Siendo:
(
)
(
)
(3)
= garganta de las curvas de histéresis
164
= máxima fuerza
cortante
en la rama
de n.la1,curva
de histéresis.
Revista Sul-Americana
de Engenharia
Estrutural,
Passo positiva
Fundo, v. 11,
p. 155-175,
jan./jun. 2014
= máxima fuerza cortante en la rama negativa de la curva de histéresis.
= valor de ductilidad en la rama positiva
(3)
aa continuación:
a continuación:
continuación:
((
(
(3)
(3)
(3)
))
)
((
(
))
)
Siendo:
Siendo:
Siendo:
Siendo:
g == garganta
gargantadede
curvas
de histéresis
laslas
curvas
de histéresis
=
= garganta
garganta de
de las
las curvas
curvas de
de histéresis
histéresis
máximafuerza
fuerza
cortante
enrama
la rama
positiva
la curva
de histéresis.
==máxima
máxima
fuerza
cortante
en la
la
rama
positiva
de la
la de
curva
de histéresis.
histéresis.
=
cortante
en
positiva
de
curva
de
= máxima fuerza cortante en la rama positiva de la curva de histéresis.
=
cortante
en la
negativa
de la
curva
de histéresis.
=máxima
máximafuerza
fuerza
cortante
enrama
la rama
negativa
de la curva
de histéresis.
=
= máxima
máxima fuerza
fuerza cortante
cortante en
en la
la rama
rama negativa
negativa de
de la
la curva
curva de
de histéresis.
histéresis.
==valor
valor
dedeductilidad
ductilidad
enen
la rama
rama
positiva
=
en
la
positiva
valorde
ductilidad
la rama
positiva
= valor
de ductilidad
en la rama
positiva
= valor
valor de
de ductilidad
ductilidad en
en la
la rama
rama negativa.
negativa.
=
valordedeductilidad
ductilidad
la rama
negativa.
==valor
enen
la rama
negativa.
=
número
de
ciclos
para
los
que
se
alcanza
el
colapso
=
número
de
ciclos
para
los
que
se
alcanza
el
loslos
queque
se alcanza
el colapso
colapso
n==número
númerodedeciclos
ciclospara
para
se alcanza
el colapso
= daño
daño para
para el
el cual
cual se
se alcanza
alcanza el
el colapso
colapso
=
=
daño
para
el
cual
se
alcanza
el
colapso
d =garganta
daño para
el cual
se de
alcanza
el colapso
La
de las
curvas
histéresis
se calcula
a partir de:
La
La garganta
garganta de
de las
las curvas
curvas de
de histéresis
histéresis se
se calcula
calcula aa partir
partir de:
de:
La garganta de las curvas de histéresis se calcula a partir de:
(4)
(4)
y
los
valoresdel
delcorte
corte
enejeeldeeje
las ordenadas
de la
Siendo:
los valores
en el
lasde
ordenadas
de la curva
de curva de
Siendo:
histéresis
alcanzadas
en
la
rama
positiva
y
la
rama
negativa
respectivamente.
y
los
valores
del
corte
en
el
eje
de
las
ordenadas
de la
Siendo:
histéresis alcanzadas en la rama positiva y la rama negativa respectivamente.
La determinación
de alcanzadas
los términosenaplicados
en la Ecuación
4 se
muestra
en la
histéresis
la rama positiva
y la rama
negativa
respectivamente.
Figura
9.
La determinación
de los términos aplicados en la Ecuación 4 se muestra en la Figura 9.
La determinación de los términos aplicados en la Ecuación 4 se muestra en la F
25000
20000
15000
10000
5000
0
-5000
-10000
-15000
𝑔𝑔
𝑔𝑔
-20000
-25000
-125
-100
𝑉𝑉𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚
-75
-50
-25
0
25
Desplazamiento (mm)
50
75
100
125
Figura 9: Identificación de los parámetros para el cálculo del factor de estabilidad en el espécimen SR
Figura 9 Identificación de los parámetros para el cálculo del factor de
en eldeespécimen
SR para el cálculo del factor d
Figura 9 estabilidad
Identificación
los parámetros
estabilidad
en
el
Como se observa en la Figura 10, el espécimen para el cualespécimen
se obtieneSR
mayor factor de
Como
se
observa
en
la
Figura
10,
el
espécimen
para
el
cual
mayor
estabilidad es el espécimen RCE, con un valor de 44,42. El espécimen se
queobtiene
le sigue
a
estabilidad
es
el
espécimen
RCE,
con
un
valor
de
44,42.
El
espécimen
que
continuación es el espécimen RC2, 165
con un valor de 13,93. Estos dos especímenes tienen l
continuación
es elque
espécimen
RC2, v.SR.
con
valor
de
13,93.
Estos dos especímen
mayor
de estabilidad
el espécimen
El
resto
dejan./jun.
los especímenes
tienen
Revistafactor
Sul-Americana
de Engenharia
Estrutural,
Passo Fundo,
11, n.un
1, p.
155-175,
2014
mayor
factor
de
estabilidad
que
el
espécimen
SR.
El
resto
de
los
especímen
menor factor de estabilidad que el espécimen SR, aun siendo especímenes reforzados.
menor factor de estabilidad que el espécimen SR, aun siendo especímenes refor
Como se observa en la Figura 11, el espécimen para el cual se obtiene mayor factor
de estabilidad es el espécimen RCE, con un valor de 44,42. El espécimen que le sigue a
continuación es el espécimen RC2, con un valor de 13,93. Estos dos especímenes tienen
mayor factor de estabilidad que el espécimen SR. El resto de los especímenes tienen
menor factor de estabilidad que el espécimen SR, aun siendo especímenes reforzados.
50.00
Factor de estabilidad (Fe)
44.42
40.00
30.00
20.00
12.23
13.93
11.37
10.00
0.00
SR
RC1
3.44
4.35
RF1
RM1
3.81
RC2
Especimen
RF2
5.95
RM2
RCE
Figura 10: Valores obtenidos del Factor de Estabilidad
3 Estudio numérico
Con la finalidad de estudiar el comportamiento sismorresistente de las juntas viga
columna reforzadas con FRP, se ha realizado una serie de estudios numéricos que se
compararan con los resultados de los ensayos experimentales descritos en la sección
anterior. En primer lugar, debe mencionarse que las simulaciones numéricas se han
llevado a cabo considerando las diferentes características de los materiales que constituyen los especímenes ensayados experimentalmente, tanto a nivel geométrico como
constitutivo.
166
a)
b)
c)
Concreto confinado
Concreto semi- confinado
h
h
h
Acero longitudinal original
Matriz epóxica
Fibra equivalente
b
b
b
Figura 11: Sección transversal de la viga a) con refuerzo superior e inferior, b) con refuerzo lateral y c) con
refuerzo en todas las caras
Para asimilar el comportamiento de las juntas se ha llevado a cabo una discretización de los especímenes con diferente refuerzo utilizando modelos de fibra. Estos
modelos requieren de la consideración de los diferentes materiales que constituyen la
fibra, con sus diferentes características, que son compatibilizadas aplicando la Teoría
de Mezclas Prota et al. (2005) y Martínez et al. (2008b). Para el concreto se usó un modelo no lineal de confinamiento constante, teniendo en consideración que el concreto
dentro del núcleo confinado por los estribos tiene un factor de confinamiento superior
al del recubrimiento, que tuvo que ser calculado aplicando el procedimiento formulado
por Mander et al. (1988). El acero longitudinal de refuerzo se incorporó mediante el
modelo bi-lineal elasto-plástico con endurecimiento cinemático. La matriz epóxica se
incorporó con un modelo similar al del concreto no confinado, pero con resistencia a
compresión y tracción proporcionada por el fabricante. Finalmente, el modelo adoptado
para las fibras de carbono es el tri-lineal para FRP. Para mayor información se remite
al lector al Manual de Usuarios del Programa Zeus-NL (Elnashai et al. 2011).
Los especímenes se han discretizado conforme a la geometría de los miembros de
concreto armado y luego tomando en consideración la geometría del refuerzo con láminas de FRP aplicado. Seguidamente, cada miembro estructural resultante es a su vez
discretizado utilizando elementos de viga 3D dispuestos en haces de fibras paralelos y
dispuestos de diferentes materiales. En la Figura 12 se pueden apreciar las secciones
transversales de los especímenes analizados.
Los análisis numéricos aplicados son de dos tipos: cíclico y dinámico de historia
tiempo. El ensayo cíclico permite comparar directamente los resultados obtenidos de
los ensayos experimentales, con los numéricos, al aplicar la misma historia tiempo en
cada grupo de casos. Por tanto la historia de desplazamientos aplicada corresponde al
patrón de desplazamientos mostrado anteriormente.
La presencia de las fibras de carbono se ha realizado considerando una sección
circular equivalente a la de la fibra real, distribuida en cuatro barras de refuerzo, que
167
se encuentran embebidas en una matriz epóxica, ver Figura 12. La determinación de la
sección equivalente descrita anteriormente corresponde a los tramos reforzados de las
vigas, habiéndose aplicado de manera similar a los tramos reforzados de las columnas
de los diferentes modelos. En la Figura 13 y la Figura 14 se aprecian los resultados
experimentales y numéricos de los especímenes SR y RF1.
30000
20000
Comprotamiento Histerético Experimental
Comprotamiento Histerético Simulado
10000
0
-10000
-20000
-30000
-160
-120
-80
-40
0
40
Desplazamiento (mm)
80
120
160
Figura 12: Curvas de histéresis experimentales y numéricas (SR)
Los resultados de las simulaciones numéricas muestran un buen ajuste con los
resultados experimentales en cuanto a los valores máximos de las cargas, especialmente en el caso del espécimen SR y también en el caso del espécimen RCE. Para los
especímenes con refuerzos no continuos (especímenes RC1, RF1, RM1, RC2, RF2 y
RM2) que no se muestran por razones de espacio, se produjo un ajuste adecuado en
la rama positiva de los ciclos, mientras que en la rama negativa se pudo apreciar que
los resultados numéricos proporcionan fuerzas mucho mayores que las obtenidas de
manera experimental. Esta marcada discrepancia posiblemente se deba al despegue
de las láminas de fibra cuando al aplicar la acción de tracción sobre los especímenes,
deduciéndose que en cierto punto se perdió el contacto entre la fibra y el concreto por
el fallo de la matriz epóxica, que ha sido estudiado por Martínez et al. (2008c), Molina
et al. (2009), Molina et al. (2010) y Oller et al. (2010). Adicionalmente se puede afirmar
que de manera general, las simulaciones numéricas realizadas en este estudio tienden
a sobreestimar las fuerzas máximas alcanzadas en los ensayos experimentales.
168
30000
20000
Comprotamiento Histerético Experimental
Comprotamiento Histerético Simulado
10000
0
-10000
-20000
-30000
-160
-120
-80
-40
0
40
Desplazamiento (mm)
80
120
160
Figura 13: Curvas De histéresis experimentales y numéricas (RF1)
3.1 Análisis dinámico de historia-tiempo
Se ha aplicado análisis dinámico de historia tiempo con la finalidad de evaluar la
capacidad del refuerzo con FRP de reducir efectivamente las derivas de entrepiso de
los especímenes. Para esto se ha empleado un conjunto de acelerogramas aplicados en
la base.
Para el análisis dinámico se han empleado tres acelerogramas sintéticos compatibles con el espectro elástico de diseño correspondiente al emplazamiento de la estructura analizada (Barquisimeto, aceleración básica de 0,3g). Los acelerogramas sintéticos
se han generado usando el programa PACED (Vielma 2009) y se han aplicado de forma
escalada para representar tres niveles de amenaza específicos para diferentes períodos
de retorno, según el enfoque propuesto por Kappos y Stefanidou (2009), que se muestran en la Tabla 3 y que permitirán evaluar tres Estados Límite específicos Elnashai y
Di Sarno (2008).
169
Tabla 3: Representación de tres niveles de amenaza específicos para diferentes periodos de retorno
Estado Límite de daño
Sin daños
Deriva de entrepiso (%)
0,50
Daños Reparables
1,50
Colapso
3,00
3.2 Análisis de los resultados numéricos
Las derivas calculadas a partir de los desplazamientos relativos entre el extremo
superior de la columna y el punto de apoyo sobre el cual se aplicó la acción dinámica,
indican un comportamiento bastante similar entre los diferentes modelos de los especímenes. En la Figura 15 se pueden apreciar los resultados obtenidos para los cuatro modelos: a)junta sin refuerzo, b)junta con refuerzo lateral c) junta con refuerzo superior e
inferior y d) junta con refuerzo en todas las caras, para tres niveles de intensidad del
acelerograma sintético 1. Los resultados muestran que los modelos reforzados tienen
derivas menores que el modelo sin refuerzo, sin embargo esta reducción es leve. Este
comportamiento se mantiene para todos los modelos al ser sometidos a los acelerogramas sintéticos 2 y 3, por lo que se puede afirmar que el refuerzo con FRP no aporta rigidez adicional a los modelos aunque logre aportar resistencia a miembros individuales,
ver Fardis (2009).
Los resultados también muestran que para los tres niveles de daño contemplados
en esta investigación, los especímenes no llegan a alcanzar el Estado Límite de Colapso. Bajo la acción sísmica considerada como muy rara, se llega a traspasar la deriva
que señala el Estado Límite de Daños Reparables, lo que indica que si bien el conjunto
estructural no alcanza el colapso (no hay pérdida de estabilidad), el estado de daños
alcanzado hace que el conjunto y en especial la junta viga-columna sean irreparables
tanto desde un punto de vista económico como tecnológico. Por tanto, no se garantiza
el cumplimiento de una de las premisas básicas del diseño sismorresistente con base
en prestaciones Vielma et al. (2010). Lógicamente, los valores de las derivas en la realidad son mucho mayores debido a que en el análisis numérico solo se ha considerado
la masa proporcionada por los elementos estructurales y no la masa aportada por otros
elementos estructurales, cerramientos y demás cargas de explotación.
170
Intensidad
Frecuente
Raro
Muy raro
Deriva de entrepiso
0
δ(%)
-1
0
20
10
30
tiempo (s)
40
60
0
-1
-3
30
20
10
0
d)
Intensidad
Frecuente
Raro
Muy raro
2
tiempo (s)
40
Deriva de entrepiso
1
0
-1
50
60
3
Intensidad
Frecuente
Raro
Muy raro
2
δ(%)
Deriva de entrepiso
50
3
1
0
-1
-2
-2
-3
1
-2
-2
c)
Intensidad
Frecuente
Raro
Muy raro
2
1
-3
3
δ(%)
2
Deriva de entrepiso
b)
3
δ(%)
a)
-3
0
10
20
30
tiempo (s)
40
50
60
0
10
20
30
tiempo (s)
40
50
60
Figura 14: Derivas de entrepiso calculadas para el registro sintético 1 con a) modelo sin refuerzo, b) modelo con refuerzo lateral, c) modelo con refuerzo superior e inferior y d) refuerzo total
4 Conclusiones y recomendaciones
En líneas generales se aprecia que el refuerzo con láminas aisladas de FRP no
proporciona mejoras a la respuesta sismorresistente de las juntas viga-columna con
armadura de refuerzo precaria. Sólo se aprecia mejorías cuando las láminas se colocan
de forma continua alrededor de caras ortogonales de los elementos concurrentes en las
juntas.
Los valores de la ductilidad global de las juntas muestran que el comportamiento
de estas cuando son reforzadas con láminas aisladas de FRP son menores a los valores
obtenidos en la junta sin refuerzo, excepto en el caso RCE.
Al comparar las curvas envolventes de cada uno de los especímenes en las ramas
positiva y negativa se concluye que el espécimen que logra mantener mayor capacidad
de disipar energía es el espécimen con RM1. Sin embargo no se puede decir lo mismo en
lo que respecta a la capacidad de deformación. Se observa también un aumento ligero
de la rigidez en los especímenes RM1 y RF1.
Al comprar los resultados experimentales y numéricos, se nota un buen ajuste
entre las curvas, sin embargo las ramas negativas de las curvas obtenidas de forma
171
numérica muestran valores más elevados que sus contrapartes experimentales debido
a que el modelo de fibras usado no logra reproducir adecuadamente el fenómeno de debonding. En líneas generales, los modelos numéricos tienden a sobreestimar el aporte
del FRP.
Los resultados numéricos obtenidos al aplicar acelerogramas sintéticos muestran
que el refuerzo con FRP no aporta rigidez significativa que permita la reducción de las
derivas de entrepiso, por tanto su aporte a la reducción de los niveles de daños alcanzados es escasa.
Es importante desarrollar mejoras en los programas de análisis no lineal que permitan capturar adecuadamente el fenómeno de debonding.
5 Agradecimientos
Los autores desean agradecer especialmente al CDCHT de la UCLA por el financiamiento de esta investigación. Se agradece a Sika de Venezuela por haber suministrado tanto la fibra de carbono como el adhesivo epóxico. Igualmente, el primer autor
agradece al Proyecto Becas Prometeo de la Senescyt y a la Universidad de las Fuerzas
Armadas ESPE, en cuyo contexto se ha redactado este artículo.
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173
Seismic strengthening of non-conforming rc exterior joints, an
experimental and numerical study
aBSTRACT
Some recent strong earthquakes has shown the vulnerability of buildings in several
Latin American countries. This vulnerability corresponds to buildings that did not
follow antiseismic standards. One of the techniques used for the reduction of vulnerability of non-conformed buildings consists of strengthening the structures using
fiber reinforced polymer (FRP). However, the effectiveness of this technique for seismic reinforcement must be tested, particularly in the structure parts, such as beam-column joints, that suffer more severe damage during earthquakes. In order to study
the behavior of beam-columns joints reinforced with various configurations of FRP a
set of experimental tests was performed. Furthermore, numerical simulations were
carried out using fiber models incorporating the non-linear behavior of the component
materials. The results show that the effectiveness of the reinforcement is limited.
Although the strength is improved, the addition of FRP reduces the displacement
ductility. Numerical results adequately reproduce experimental results. However, an
overestimation of the FRP contribution to strength was observed. It can be attributed
to the occurrence of adhesion failure between FRP and concrete which numerical models used are not able to capture. Finally, the results obtained by applying synthetic
accelerograms show that the reinforcement of beam-column joints using FRP does
not increase structural stiffness, since the maximum drift values evaluated for three
levels of damage do not show a substantial reduction.
Keywords: beam-column joints, FRP reinforcement, cyclic loading, seismic behavior.
Conclusions
In general, results show that the jacketing of non-conformed beam-column joints
using FRP does not improve the seismic capacity of the whole structure. Improvements
are only obtained when the FRP is placed continuously around orthogonal faces of the
elements concurring to the joint.
The values of the overall ductility of the specimens reinforced with single-face FRP
are lower than the values obtained in the joint without reinforcement, except in the
case of the RCE specimen.
Comparing the envelope curves of each specimen in the positive and negative branches it is concluded that the specimen RM1 can maintain greater energy dissipation
capacity However, this specimen does not have a suitable deformation capacity. On the
other hand, the stiffness of specimens RM1 and RF1 was slightly increased.
The comparison with experimental results shows that hysteretic curves are adequately reproduced by numerical analysis. However, the negative branches of the curves numerically obtained show higher peak load values than their experimental coun-
174
terparts because the numerical model cannot reproduce the effect of debonding on the
specimens’ hysteretic behavior. In general, numerical models tend to overestimate the
contribution of the FRP.
The numerical results obtained by applying synthetic accelerograms show that the
FRP reinforcement does not add enough stiffness for the reduction of inter story drifts
and therefore, its contribution to the reduction of damage levels achieved is negligible.
The improvement of nonlinear analysis programs are necessary to adequately
simulate the FRP debonding process.
175

Refuerzo pre-sísmico de juntas exteriores no conformes de

Transcripción

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