Espanhol (pdf)
Artigo em XML
Referências do artigo
Tradução automática
Enviar este artigo por email
Citado por SciELO 
Similares em
SciELO 
Permalink
1. INTRODUCCIÓN
En el Ecuador es muy común que se construyan edificios de hormigón armado con losas planas y vigas embebidas para edificaciones de pequeña y mediana altura. Este sistema estructural es usado en viviendas, edificios de oficinas, estacionamientos y centros comerciales.
Los edificios con losas planas y vigas embebidas son vulnerables al momento desbalanceado. El momento desbalanceado está presente en el nudo incluso cuando no existan fuerzas sísmicas. En este caso el momento desbalanceado se produce debido a la diferencia de longitud entre vanos contiguos, cargas diferentes a cada lado del nudo, diferencias de temperatura, etc. Cuando se produce un movimiento sísmico se incrementa el momento desbalanceado debido a las cargas laterales que afectan a la estructura. La combinación que se produce entre la carga vertical (peso propio y carga viva) y la carga horizontal debido al sismo causa que el punzonamiento sea asimétrico. Este efecto puede producir un daño severo a la estructura.
2. IMPORTANCIA DEL ESTUDIO
En la Norma Ecuatoriana de la Construcción o NEC, está permitido el diseño y la construcción de edificios de hormigón armado con losas planas y vigas embebidas. El código NEC (2015) incluso otorga un factor de reducción de respuesta sísmica para edificios con losas planas y vigas embebidas. De acuerdo a la norma NEC (2015), el espesor mínimo de losa para edificios con losas planas alivianadas y vigas embebidas debe ser 250mm. El código NEC (2015) establece que los requisitos de diseño que se deben tomar en cuenta para edificios con losas planas y vigas embebidas son los mismos que se deben utilizar para edificios con vigas peraltadas. Adicionalmente a los requisitos para vigas peraltadas, el código recomienda que se realice un chequeo a punzonamiento en losas. Para realizar el chequeo el código NEC (2015) establece que se debe obtener un momento desbalanceado considerando la máxima capacidad a flexión en ambos lados del nudo, esta es una de las recomendaciones de la referencia 6
El Ecuador está localizado es una zona de alto peligro sísmico. Esto se evidenció recientemente. El 16 de abril de 2016 a las 18:58:37 se produjo un sismo de magnitud 7.8Mw en Pedernales. Luego del evento sísmico se pudo evidenciar que varios edificios con losas planas y vigas embebidas llegaron al colapso, la mayoría de estos edificios no se diseñaron tomando en cuenta las recomendaciones del código de construcción vigente en Ecuador NEC 2015.
Por lo expuesto anteriormente es importante realizar estudios experimentales para determinar el comportamiento de la conexión losa columna que se han diseñado y construido usando las recomendaciones de la Norma Ecuatoriana de la Construcción.
3. DESCRIPCIÓN DEL ENSAYO
3.1 Edificio tipo
Para llegar a determinar conclusiones y recomendaciones relevantes respecto al sistema estructural de losas planas con vigas embebidas será necesario realizar una gran cantidad de ensayos considerando variables como altura de losa, condiciones de carga vertical, refuerzo usado en la zona de punzonamiento, etc. Sin embargo, para una fase inicial, en este estudio se han considerado dos modelos representan un nudo interior de un edificio de 5 pisos. El edificio tipo es un edificio de hormigón armado con losas planas alivianadas y que contienen vigas embebidas que actúan como el sistema de soporte de cargas verticales. Las columnas serán las encargadas de resistir las fuerzas horizontales. El espesor de la losa alivianada es de 250mm, al tener vigas embebidas, la altura de las mismas es también de 250mm. Existen cuatro vanos en cada dirección de 4000mm de longitud. La altura de entrepiso es de 2700mm. Las columnas son cuadradas de 400mm de lado. La carga muerta de servicio es de 6 962,0Pa. La carga viva de servicio es de 2 451,0Pa. La carga horizontal aplicada se obtuvo del espectro de diseño en aceleraciones que se establece en el código NEC.
3.2 Descripción del espécimen
Se construyeron dos modelos a escala real. La longitud de losa en las dos direcciones es de 4000mm, la altura total de la columna es de 2700mm. La longitud de losa y de columna se construyó considerando que los puntos de inflexión ante carga lateral se encuentran en la mitad del vano y en la mitad de la altura de entrepiso. La distancia de centro a centro en los nervios de la losa es de 500mm.
Para obtener la cantidad de refuerzo longitudinal, en el primer ensayo, se realizó el análisis estructural del edificio tipo. Para el cálculo del acero transversal, se utilizaron las recomendaciones contenidas en la referencia 6. Según el cálculo realizado, cada rama de estribos debe tener una sección de 0.23cm2. La cantidad de refuerzo transversal colocada es de 0.79cm2.
En cuanto al segundo ensayo, por fines didácticos, se incrementó la cantidad de acero longitudinal. Esto debido a que, al aumentar la cantidad de acero longitudinal, se incrementa el problema de punzonamiento por momento desbalanceado. Al cambiar la cantidad de acero longitudinal, se hizo un recalculo de la cantidad de acero transversal. En este caso, según las recomendaciones de la referencia 6, se necesita que cada rama tenga una sección de 1.04cm2. La cantidad de acero colocada es de 0.79cm2.
El refuerzo usado en el primer ensayo consistió en colocar en las vigas embebidas un área de acero longitudinal de:
El refuerzo utilizado tiene un esfuerzo mínimo de fluencia de 462,51MPa y un esfuerzo máximo de tensión de 607,14MPa. La resistencia del hormigón para el primer ensayo es de 24MPa. La resistencia del hormigón del Segundo ensayo es de 18MPa. Adicional al peso propio de los modelos, se colocó una carga adicional de 3825N sobre la losa. Esta carga se colocó para considerar la carga vertical normal que un edificio de oficinas podría tener antes de que se produzca un movimiento sísmico. Los efectos producidos por un evento sísmico se produjeron por dos gatos hidráulicos colocados en los bordes de las vigas embebidas en la dirección de análisis (ver Figura 3)
3.3 Instrumentación
Para el primer ensayo se colocaron 40 Strain gauge para obtener la deformación unitaria del acero de refuerzo, su ubicación. Se colocaron dos LVDT en los bordes sobre las vigas embebidas.
Para el segundo ensayo se colocaron 38 Strain. Se colocaron dos LVDT en los bordes sobre las vigas embebidas.
4. RESULTADOS ESPERADOS
4.1 Curva momento rotación
La curva momento rotación de la sección se obtuvo usando el software con licencia académica denominado “Seismostruct”. La curva momento rotación del primer y segundo ensayo se muestran en la Figura 5.
4.2 Momento de fluencia y momento máximo
Los momentos de fluencia y máximo se obtuvieron mediante la ecuación(1).
Donde Mp es momento probable (T-m), As es el refuerzo longitudinal (cm2),
Para obtener el momento de fluencia, se aplica la fórmula (1) con un valor
En la siguiente tabla se da a conocer los valores de los momentos que se espera de los prototipos.
Tabla 1. Resultados de momentos máximos y de fluencia de los prototipos.
|
DESCRIPCIÓN |
PROTOTIPO I |
PROTOTIPO II |
||
|
Toda la losa |
Franja de columna |
Toda la losa |
Franja de columna |
|
|
Momento de Fluencia (-) |
16440 |
12480.8 |
22231,3 |
17730,0 |
|
Momento de Fluencia (+) |
11140 |
8015,92 |
15738,5 |
13,410,0 |
|
Momento de resistencia última (-) |
20737 |
15663,1 |
27011,2 |
21010,0 |
|
Momento de resistencia última (+) |
14400 |
10255,0 |
19743,5 |
16930,0 |
4.3 Ductilidad
La ductilidad del sistema se obtiene con la ecuación (2) (Park y Paulay, 1973).
Donde u es la ductilidad del espécimen,
La ductilidad teórica obtenida para el ensayo 1 y 2 es 10,0 y 13,50 respectivamente. Este valor se obtuvo del diagrama momento curvatura que proporciona el programa Etabs, se presenta en la Figura (6)
Debido a que la ductilidad de curvatura teórica se obtuvo del diagrama momento curvatura, este valor se debe dividir para cuatro (Park y Paulay, 1973), de esta forma se podrá comparar con la ductilidad de desplazamiento experimental obtenida del diagrama momento rotación.
Para la comparación con los resultados experimentales se usará una ductilidad de 2,5 para el primer ensayo y 3,38 para el segundo ensayo.
5. RESULTADOS OBTENIDOS
5.1 Diagrama momento rotación
A continuación se presenta el diagrama momento rotación experimental y se lo compara con el diagrama teórico (Figura 7).
5.2 Momentos máximo y de fluencia
Los momentos máximo y de fluencia de obtienen de la envolvente de la curva momento rotación. Las siguientes tablas indican sus resultados y diferencias.
Tabla 2. Resultados de momentos máximos y de fluencia del prototipo 1.
|
DESCRIPCIÓN |
PROTOTIPO I |
PROTOTIPO II |
||
|
CELDA 1 |
CELDA 2 |
CELDA 1 |
CELDA 2 |
|
|
Momento de Fluencia (-) |
10124,96 |
14414,3 |
17112,76 |
17184,6 |
|
Momento de Fluencia (+) |
8113,67 |
7266,4 |
10831,0 |
11205,3 |
|
Momento de resistencia última (-) |
16315,2 |
16037,3 |
|
19347,9 |
|
Momento de resistencia última (+) |
12884,88 |
10986,9 |
14485,42 |
|
5.3 Ductilidad
Fue obtenida usando la ecuación (2).
La ductilidad para el primer ensayo fue de 2,7.
La ductilidad para el segundo ensayo fue de 1,75.
5.4 Amortiguamiento viscoso equivalente
Para obtener el amortiguamiento viscoso equivalente es necesario obtener la energía disipada, energía elástica y el amortiguamiento equivalente. Estos parámetros están en función de las fuerzas y desplazamientos de fluencia y últimas (Aguiar, 2012).
De acuerdo a los resultados obtenidos de las tablas, los valores escogidos para este cálculo, se obtienen de la envolvente fuerza desplazamiento de la celda 2 que se muestra en la Figura (8).
La energía disipada se obtiene de la ecuación (3) (Aguiar, 2012).
Donde Ed es la energía disipada (Kg-mm), Fy es la fuerza de fluencia (Kg), qu es el desplazamiento último (mm), Fu es la carga máxima aplicada en el ciclo de histéresis (Kg) y qy es el desplazamiento en el punto de fluencia (mm).
La energía disipada para el primer ensayo es 960123.81 Kg-mm.
La energía disipada para el segundo ensayo es 875573.585 Kg-mm.
La energía elástica está dada por la ecuación (4) (Aguiar, 2012).
Aplicando la ecuación, la energía elástica para cada prototipo, los resultados son para el primer ensayo Es es 315740.196 Kg.mm y para el segundo ensayo Es es 329316,815 Kg.mm
El amortiguamiento equivalente viscoso, está dado por la siguiente ecuación (5) (Aguiar, 2012).
El amortiguamiento equivalente
5.4 Agotamiento del sistema
A continuación se muestran fotografías que se tomaron luego de la falla del modelo. El área de punzonamiento de la unión losa-columna se refleja en la siguiente figura.
Figura 9. Zona de agotamiento, falla por punzonamiento. (a) Área de punzonamiento, (b)Fisura alrededor de columna.
El agotamiento produce un asentamiento en la losa debido al movimiento producido por las fuerzas proporcionadas de los gatos hidráulicos
El agotamiento de la estructura por punzonamiento, produce el desprendimiento de la losa con respecto a la columna en forma cónica desde la unión inferior de la unión losa-columna hacia la zona superior de la losa a una distancia no mayor al peralte de la viga (d).
7. CONCLUSIONES
Se construyeron dos prototipos a escala real de un nudo interior de una estructura compuesta por losas planas. El primer ensayo consistió en colocar en las vigas embebidas un área de acero de:
El segundo ensayo consistió en colocar en las vigas embebidas un área de acero de:
De los resultados se puede concluir:
La ductilidad de desplazamiento
La ductilidad de desplazamiento
La diferencia entre la ductilidad de desplazamiento teórica y la experimental obtenida en el segundo ensayo se debe a que el prototipo tuvo una falla por punzonamiento poco después de que se inicie la fluencia en las varillas de refuerzo.
La ductilidad de desplazamiento obtenida en los dos prototipos está en un rango inferior al que se considera como mínimo para diseños sismo resistente (
En el primer ensayo el momento de fluencia y el momento máximo teóricos están muy cerca a los obtenidos de forma práctica.
En el prototipo 2 los momentos de fluencia obtenidos de forma teórica son similares a los momentos de fluencia obtenidos de forma experimental.
En el prototipo 1, se realizó en chequeo de la losa a punzonamiento ante carga vertical y momento desbalanceado provocado por la acción sísmica, este chequeo permitió que el prototipo presente resultados (ductilidad y resistencia) muy similares a los que se calculó de forma teórica.
La falla por punzonamiento en la losa se produjo de forma repentina.
En el segundo ensayo se tomó la medida del cono de la falla por punzonamiento en el nivel superior de la losa, el valor medido fue 14cm, esto corresponde aproximadamente a 2d/3.
El amortiguamiento en el rango elástico de los prototipos 1 y 2 es de 0.16.
El amortiguamiento de los prototipos 1 y 2 aumenta un poco cuando se encuentran trabajando en el rango inelástico, a un valor de 0.18 y 0.175 respectivamente.
Los prototipos ensayados pueden clasificarse como estructura tipo B de acuerdo a la clasificación determinada por el ATC-40, se considera a este tipo de estructuras en el rango intermedio para un buen desempeño ante solicitaciones sísmicas.
Las losas planas o losas construidas con vigas embebidas son buenas ante carga vertical y no tienen buen comportamiento ante carga lateral debido a que no son suficientemente dúctiles.
La norma NEC-2015 proporciona un valor para coeficiente de reducción sísmica (R) igual a 5 para edificios con vigas embebidas, pero no proporcionan un método de diseño de la unión losa-columna que es la zona donde se presentan mayores esfuerzos.
La investigación actual se realizó en base al artículo “Diseño sismorresistente de edificios con losas con vigas banda (embebidas)” presentado en las “XI Jornadas de Ingeniería Estructural” que tuvieron lugar en la Universidad Santiago de Guayaquil en el año 1997, realizado por parte del Ing. Patricio Placencia.
Según las recomendaciones de este artículo, el primer ensayo cumplía con los requisitos de diseño a punzonamiento, el resultado mostró que los valores de resistencia a momento y ductilidad están cercanas a las obtenidas de forma teórica. No se evidenció falla por punzonamiento. El modelo tampoco se agotó en flexión. El ensayo tuvo que detenerse debido a problemas con las celdas de carga. El desplazamiento de la celda de carga no fue suficiente para agotar el sistema. Sin embargo, si se pudo apreciar fisuras alrededor de la zona de columna. Este es un signo de que se puede presentar una falla a punzonamiento.
En el segundo modelo, el diseño no era aceptable, se produjo falla por punzonamiento y no se obtuvieron valores de resistencia ni ductilidad cercanos a los teóricos. Por este motivo se recomienda que en el caso de que diseñe edificios con vigas embebidas, se realice el chequeo a punzonamiento usando la teoría que se presenta en la referencia (PATRICIO PLACENCIA, 1997).
Con este estudio se pretende iniciar un proceso investigativo de construcciones de edificios con vigas embebidas y verificar su comportamiento en zonas de alto peligro sísmico. Además es importante determinar si es posible mejorar el comportamiento del sistema para que pueda ser utilizado de forma segura.
