ANÁLISIS EXPERIMENTAL DE MUROS ESBELTOS DE HORMIGÓN ARMADO
M.A.Hube(1), J.C. de la Llera(2)
(1)
Profesor Asistente, Pontificia Universidad Católica de Chile y Centro Nacional de Investigación para la Gestión Integrada de Desastres Naturales CONICYT/FONDAP/15110017, mhube.@ing.puc.cl
(2)
Profesor Titular, Pontificia Universidad Católica de Chile y Centro Nacional de Investigación para la Gestión Integrada de Desastres Naturales CONICYT/FONDAP/15110017, jcllera.@ing.puc.cl
Resumen
Este artículo resume la campaña experimental de nueve muros esbeltos de hormigón armado que se realizó durante 2013 en la Pontificia Universidad Católica de Chile. El objetivo principal de estos ensayos es comprender de mejor forma la falla frágil que se evidenció en muros de hormigón armado durante el terremoto del Maule de 2010. El segundo objetivo, es determinar el efecto de la carga axial, el espesor de muro, la razón de aspecto, y el detallamiento en el comportamiento sísmico de muros esbeltos. Los muros se construyeron en escala 1:2, y las características del muro de referencia se obtuvieron de un análisis estadístico de muros críticos de cinco edificios dañados. Los muros fueron sometidos a carga vertical constante y a ciclos de desplazamiento lateral de amplitud creciente. Se pudo concluir que se replicó experimentalmente la falla frágil de flexo-compresión observada en muros de edificios dañados por el terremoto del Maule. Los muros ensayados evidenciaron pandeo de las barras verticales, falla de compresión en el hormigón y pandeo global fuera del plano. Los resultados experimentales indican que la capacidad de deformación de un muro con una tensión de compresión de 0.35f’c es la mitad que la de un muro con una tensión de 0.15f’c.
Palabras Clave: Hormigón armado, muro, experimento, esbelto, terremoto, falla, pandeo
Abstract
This paper summarizes the experimental campaign of nine slender reinforced concrete walls that was conducted during 2013 at Pontificia Universidad Católica de Chile. The principal goal of this research is to further understand the observed brittle damage in reinforced concrete walls in buildings damaged during 2010 Maule earthquake. The second objective, is to assess the effect of axial load, wall thickness, aspect ratio, and reinforcement detailing in the seismic behavior of slender walls. The walls were constructed using 1:2 scale and the characteristics of the reference wall were obtained from a statistical analysis of critical walls located in five damaged buildings. The walls were subjected to constant vertical load and cyclic lateral displacement of increasing amplitude. It is concluded that the brittle flexural-compressive failure mode observed in damaged walls after the Maule earthquake was reproduced in the tests. The tested walls evidenced buckling of vertical reinforcement, compression concrete crushing, and global out-of-plane buckling. The experimental results showed that the deformation capacity of a wall is reduced by half when the compressive stress is increased from 0.35f’c to 0.15f’c.
1 Introducción
El terremoto del 27 de Febrero de 2010 afectó a más de 12 millones de personas causando la muerte a aproximadamente 560, principalmente debido al tsunami [1]. Más de 80.000 residencias fueron destruidas, aproximadamente 300 puentes sufrieron daño [2] y aproximadamente 40 edificios de Hormigón Armado (HA) de 9 o más pisos sufrió daño severo [3],[4],[5]. El comportamiento de estos edificios fue aceptable porque el número de edificios dañados representó a un 2% del inventario. Debido al terremoto de 2010, los daños más comunes observados en muros de HA en edificios de altura fueron: aplastamiento del hormigón debido a flexo-compresión, pandeo y fractura de la armadura longitudinal, abertura de la armadura horizontal y pandeo global de los muros. Este daño fue distinto al observado en edificios de HA después del terremoto de 1985 [6]. El daño observado en muros debido al terremoto de 2010 se atribuye a: (1) elevada carga axial debido a la mayor altura de los edificios, (2) espesor delgado de muros, (3) armadura de confinamiento inadecuada y (4) irregularidad, especialmente entre el primer piso y el primer subterráneo [3],[4],[5], [7].
Este artículo resume la campaña experimental de nueve muros esbeltos de HA que se desarrolló durante el año 2013 en la Pontificia Universidad Católica de Chile. El objetivo de este campaña es reproducir y entender el daño frágil observado en muros de HA debido al terremoto del Maule. El segundo objetivo de esta campaña experimental es evaluar el comportamiento sísmico de muros esbeltos con diferentes características para poder hacer recomendaciones al código de diseño sísmico. Más información de esta campaña experimental se encuentra disponible en otro lado [8], [9].
2 Definición del Muro Prototipo
Para definir las características de un muro prototipo para ejecutar los ensayos estructurales, se realizó un análisis estadístico de los muros críticos de cinco edificios dañados. Cuatro de estos edificios estaban localizados en Concepción (CM, AH, PR y AA) y uno en Santiago (EM). El número de pisos de estos edificios varió entre 13 y 20. Las características de los edificios de Concepción fueron obtenidas de Westenenk et al. [10]. Para el análisis estadístico se consideraron 27, 20, 14, 22 y 4 muros críticos de los primeros dos pisos y del primer subterráneo de los edificios CM, AH, PR, AA y EM, respectivamente.
Las características inspeccionadas para definir el muro prototipo fueron: resistencia característica del hormigón, espesor de muro, razón de carga axial, razón de aspecto (/) y cuantías de armadura de refuerzo. La razón de aspecto es un parámetro importante para caracterizar el comportamiento sísmico de un muro [11], donde es el momento flector en la base del muro, es el esfuerzo de corte y el largo del muro. La resistencia característica del hormigón es de f= 20 MPa para los edificios PR y AM, y f =25 MPa para los edificios CM, AH y AA. El espesor de muro de los cuatro edificios ubicados en Concepción es de 15 a 20 cm y para el edificio EM de 17 a 25 cm.
La razón de carga axial (RCA) y la razón de aspecto de cada muro se obtuvieron de modelos de elementos finitos de los edificios y el promedio para los muros de cada edificio se resumen en la tabla 1. Estos modelos fueron construidos en ETABS [12] y se usaron las disposiciones de la norma Chilena [13]. La razón de carga axial para cargas gravitacionales se estimó considerando un 100% de la carga muerta y un 25% de la carga viga. La razón de carga axial promedio para los muros de los cinco edificios se estimó en 0.17. Sin embargo, esta razón aumenta considerablemente si se consideran las cargas sísmicas [4]. Por otro lado, la razón de aspecto promedio de los muros es de / = 2.02. Este alto valor implica que el comportamiento flexural de estos muros es relevante.
Tabla 1 – Características promedio de muros críticos en edificios dañados de HA Edificio RCA (D+0.25L) / (%) (%) (%) CM 0.16 2.96 0.57 0.61 0.32 AH 0.17 1.36 0.22 2.49 0.68 PR 0.13 2.35 0.45 0.50 0.50 AA 0.11 2.23 0.40 0.48 0.32 EM 0.29 1.19 0.51 1.34 0.45 Promedio 0.17 2.02 0.43 1.08 0.45
La cuantía promedio de los muros críticos de cada uno de los cinco edificios para la armadura vertical de borde ( ), armadura vertical distribuida ( ) y armadura horizontal ( ), se muestran en la Tabla 1. La cuantía de armadura vertical de borde se calcula como la razón entre el área de la armadura de borde y el área total del muro. La cuantía de armadura vertical de borde promedio para los cinco edificios es 0.43% y la cuantía promedio del edificios AH es de solo 0.22%. La cuantía de armadura vertical distribuida promedio de los cinco edificios es 1.08%, pero la cuantía del edificio AH es 2.49%, 2.2 veces más que el promedio de los cinco edificios. En consecuencia, el edificio AH compensó la carencia de armadura vertical de borde con armadura vertical distribuida. Por último, la cuantía de armadura horizontal promedio de los cinco edificios es 0.45%, 1.8 veces mayor que la cuantía mínima de 0.25% requerida por el código ACI [14].
El muro prototipo para realizar la campaña experimental se definió con un espesor de 200 mm, una razón de aspecto de 2.5 y una razón de carga axial de 0.15. La razón de aspecto se seleccionó mayor que la razón promedio de 2.02 para garantizar un modo de falla flexural. Para la armadura se seleccionó una cuantía de 0.45%, 0.74% y 0.44% para la armadura vertical de borde, armadura vertical distribuida y armadura horizontal, respectivamente. La cuantía de armadura vertical distribuida ( ) del muro prototipo se definió menor que la cuantía promedio de 1.08% (Tabla 1) porque la cuantía para los edificios AH y EM eran excesivamente grandes.
3 Campaña Experimental
Los nueve muros de HA fueron construidos y ensayados en el laboratorio de Ingeniería Estructural de la Pontificia Universidad Católica de Chile. Debido a las limitaciones del laboratorio, se seleccionó una escala 1:2 para ejecutar los ensayos. La matriz de ensayos se muestra en la Tabla 2 y la geometría de los muros se muestra se muestra en la Fig. 1 (excepto para el muro W4 y W5). El muro W1 representa el muro prototipo escalado. Este muro tiene 700 mm de largo, 1600 mm de altura y 100 mm de espesor (Fig. 1). Los muros se diseñaron con una viga superior e inferior de HA para poder conectarlos al marco de carga. La carga horizontal se aplicó al centro de la viga superior (a 1750 mm de la base excepto para el muro W5) y la razón de aspecto resultante fue de /=2.5 para todos los muros excepto el muro W5.
Los muros W1, W2 y W3 se diseñaron idénticos pero se ensayaron con distinta carga axial para estudiar su efecto en el comportamiento sísmico de muros esbeltos sin armadura especial de confinamiento. Los muros W1, W2 y W3 se ensayaron con una razón de carga axial de 0.15, 0.25 y 0.35, respectivamente (Tabla 1). El muro W4 se diseñó con un espesor de 75 mm para estudiar el comportamiento de un muro de espesor reducido. El muro W5 se diseñó idéntico al muro W1 pero con una altura de 1180 mm, lo que resulta en una razón de aspecto /=1.9. Los muros W6 a W9 se diseñaron con la misma geometría que el muro W1, pero con modificaciones en la armadura. El
muro W6 se diseñó con la misma cantidad de acero vertical que el muro W1, pero la armadura vertical se distribuyó uniformemente a lo largo del muro. El muro W7 se diseñó con la armadura horizontal doblada en 135° en vez de 90°. El muro W8 se diseñó con estribos cerrados de borde y el muro W9 se diseñó con trabas transversales. Estas trabas se colocaron en todas las intersecciones de una barra vertical con una barra horizontal.
Tabla 2 – Matriz de ensayos Muro Propósito del ensayo
(mm) ℎ (mm) / RCA (%) (%) (%) W1 Muro de referencia 100 1600 2.5 0.15 0.45 0.74 0.44 W2 Carga axial media 100 1600 2.5 0.25 0.45 0.74 0.44 W3 Carga axial elevada 100 1600 2.5 0.35 0.45 0.74 0.44
W4 Espesor 75 1600 2.5 0.15 0.49 0.99 0.46
W5 Razón de aspecto (/ ) 100 1180 1.9 0.15 0.45 0.74 0.44 W6 Armadura vertical uniforme 100 1600 2.5 0.15 0.45 1.34 0.44 W7 Detalle armadura horizontal 100 1600 2.5 0.15 0.45 0.74 0.44 W8 Armadura adicional de confinamiento 100 1600 2.5 0.15 0.45 0.74 0.44 W9 Trabas adicionales de confinamiento 100 1600 2.5 0.15 0.45 0.74 0.44
Fig. 1– Dimensiones de los muros W1, W2, W3, W6, W7, W8 y W9 (dimensiones en cm). El muro W4 tiene un espesor de 7.5 cm y el muro W5 es más corto.
Todos los muros, excepto el muro W4 y el W7, se armaron con 4ø10 de armadura vertical de borde ( =0.45%) y 3ø8 en doble malla, como armadura vertical distribuida ( = 0.72%), Fig. 2. El muro W4, con un espesor de 75 mm, se detalló con 2ø8 en el borde y 5ø8 en doble malla de armadura vertical distribuida, de modo de mantener constante las cuantías de armadura. El muro W6 fue diseñado sin
140 42,5 160 30 10 40 30 A A 40 20 20 40 25 232,5 140 10 SECTION A-A 232,5 SECTION B-B Opening for posterior anchorage B B Opening for posterior anchorage 70 20 20 10
armadura de borde concentrada, pero con una doble malla vertical uniforme ø8 espaciada a 75 mm, aproximadamente.
La armadura horizontal de los muros consistió en una doble malla ø5 espaciada a 90 mm ( = 0.44%), excepto el muro W4. Este muro, de espesor reducido, se detalló con una doble malla horizontal ø4.2 espaciada a 80 mm ( = 0.46%). Para la armadura horizontal de los muros se utilizó acero AT560-500 debido a la disponibilidad de diámetros pequeños. El uso de esta armadura permitió obtener una razón /=9 (excepto para el muro W4 con /=8), donde es el espaciamiento de la armadura horizontal y es el diámetro de la armadura vertical. Esta razón de / se encuentra entre el rango de 8 y 11 observada en muros dañados durante el terremoto de 2010 [3] y está razón es crítica para el pandeo de las barras verticales. La armadura horizontal de todos los muros, excepto el muro W7, se detalló considerando la práctica constructiva a la fecha del terremoto. En esta práctica, la armadura horizontal en los bordes de muro se dobla en 90° y no se ancla en el núcleo de hormigón. Por lo tanto, la armadura horizontal es inefectiva después de la pérdida de recubrimiento [3]. El muro W7 se detalló con la armadura horizontal doblada en 135° (Fig. 2d) para cuantificar el efecto de este detallamiento en el comportamiento sísmico de un muro esbelto. Finalmente, el muro W8 y el W9 se diseñaron con la misma malla horizontal que el muro W1, pero el muro W8 se detalló con estribos de borde adicionales espaciados a 90 mm, y el muro W9 se detalló con trabas transversales adicionales en la intersección de cada barra horizontal con las barras verticales (excepto en la intersección con las barras verticales de las esquinas).
El hormigón de los nueve muros se especificó con una resistencia característica de 20 MPa y con un tamaño máximo de árdio de 11 mm. Se utilizó acero A630-420H para las barras φ8 y φ10, y acero AT560-500H para la armadura horizontal φ4.2 y φ5. Este último acero se utilizó para la armadura horizontal a pesar de que la norma Chilena [15] impide su uso, porque el comportamiento de los muros está controlado por flexión y no por corte.
Las propiedades del hormigón y de las barras de acero se midieron experimentalmente. La resistencia a la compresión del hormigón fue de = 27.4 MPa y se midió un día antes del ensayo del primer muro a una edad de 160 días. Esta resistencia se asumió constante durante la campaña experimental de los 9 muros. El módulo de elasticidad secante del hormigón, medido a 0.4, fue de
=32,700
MPa. Este módulo es 33% mayor que valor propuesto por el ACI318-08 ( = 4700= 24,600
MPa). Las propiedades de las barras de acero se resumen en la Tabla 3.
La configuración del ensayo se muestra en la Fig. 3. Los muros se empotraron en la base y se rotularon en el extremo superior. El actuador horizontal de 500 kN se rotuló en ambos extremos y se apernó a la viga superior de HA de los muros con cuatro barras de acero y usando una plancha de acero en cada extremo del muro. El actuador vertical de 700 kN se apernó al marco de acero y se conectó al muro usando una rótula para permitir el giro del muro y unos rodillos para permitir el desplazamiento horizontal del muro. Como la carga vertical no se desplaza lateralmente con el muro, no hay efecto P-delta en los muros. Para eliminar la reacción vertical que ejerce el actuador horizontal sobre los muros, se colgó un contrapeso (no mostrado en la Fig. 3) de 5 kN utilizando poleas. El desplazamiento fuera del plano del muro se restringió con rodillos con conectados a una viga IN de acero que se colocó a cada lado de la viga superior de HA.
Tabla 3 – Propiedades promedio del acero de refuerzo
Parámetro φ4.2 φ5 φ8 φ10
Acero AT560-500H AT560-500H A630-420H A630-420H Tensión de fluencia (MPa) 523.9 608.9 445.6 469.2
Tensión última (MPa) 575.7 667.7 598.9 675.7
Módulo de elasticidad (GPa) - - 225.8 224.7
Deformación de fluencia (mm/mm) - - 0.0020 0.0021 Deformación de endurecimiento - - 0.0139 0.0138
Deformación última 0.0051 0.057 0.151 0.166
Módulo de endurecimiento (MPa) - - 4130 5430
Fig. 3– Configuración del ensayo
Cada muro se instrumentó con 2 celdas de carga, 14 transductores de desplazamiento y 16 strain gages que fueron colocados en las barras de acero, Fig. 4. Las celdas de carga se instalaron en el actuador vertical y en el horizontal, y los transductores de desplazamiento se usaron para medir el desplazamiento del muro, el desplazamiento de la base y para obtener curvaturas. Adicionalmente, la deformación en el plano de cada muro se midió usando la técnica de correlación de imágenes. Se pintó el muro con manchas negras y se utilizó una cámara de fotos para fotografiar estas manchas durante la ejecución del ensayo. Usando las herramientas de procesamiento de imágenes de Matlab [16] se pudo determinar el campo de desplazamientos de cada muro.
Los muros fueron sometidos a una fuerza vertical constante según la razón de carga axial de la Tabla 2. Posteriormente, fueron sometidos a ciclos de desplazamiento horizontal de amplitud creciente y con dos ciclos para cada amplitud. La velocidad de carga fue de 10 mm/min. Los factores de ductilidad objetivos ∆/∆ para los ciclos de carga de los muros fueron 0.5, 1, 1.5, 2, 3, 4, 5, 6 y 8. Para el muro corto (W5), los desplazamientos del actuador fueron reducidos en 24% para mantener la misma deriva que la de los demás muros.
Fig. 4– Instrumentación de los muros
4 Resultados
El comportamiento y el modo de falla de los nueve muros estuvieron controlados por flexo-compresión, debido a la alta razón de aspecto de los muros. La secuencia de falla del muro W1 se muestra en la Fig. 5. Las primeras grietas que se observaron fueron grietas diagonales distribuidas en la altura de los muros (Fig. 5a). Posteriormente, se observaron grietas horizontales en la base de los muros (Fig. 5b). El inicio de la fluencia se identificó con los strain gages y se originó por la fluencia de las barras verticales de borde en la zona comprimida. La Fig. 5c muestra grietas verticales en el borde del muro W1 correspondientes al inicio de pérdida de recubrimiento. La Fig. 5d muestra la pérdida de recubrimiento y el pandeo de las barras verticales de borde para el muro W1.
El ensayo de cada muro terminó cuando el este no fue capaz de resistir la carga vertical. En ese momento, una falla frágil de compresión se observó en todo el largo del muro junto a un pandeo global fuera del plano (Fig. 5e y 5f). Es importante notar que el pandeo fuera del plano se produjo después de la falla por compresión de los muros.
La falla de flexo-compresión de los muros dañados durante el terremoto del Maule se reprodujo experimentalmente en esta campaña experimental. Los muros ensayados sufrieron falla de compresión del hormigón, pandeo de la armadura vertical, abertura de la armadura horizontal y un pandeo global fuera del plano. La comparación de la falla de los muros W1, W2 y W3 con la de un muro real de un edificio se muestra en la Fig. 6. Sin embargo, en esta figura se observa que la longitud de pandeo de la armadura vertical en el muro real fue mayor a la de los muros ensayados. Esta diferencia se podría atribuir a que no se escaló el alambre de acero que se utilizó para amarrar las barras o a un efecto de escala.
!" !" # # $%& $'& $'( $%(
a) Grietas diagonales b) grietas horizontales c) Inicio pérdida de recubriemiento
d) Pérdida de recubrimiento y pandeo de barra vertical
e) Falla de compresión f) Pandeo fuera del plano
Fig. 5– Comportamiento observado en el muro de referencia W1
(a) W1 (b) W2 (c) W3 (d) Terremoto del Maule
Fig. 6– Reproducción del modo de falla del terremoto del Maule
La relación fuerza-deformación de los nueve muros se muestran en la Fig. 7 y los resultados se resumen en la Tabla 4. La deriva ( ) mostrada en la figura y la tabla se obtuvo del cociente entre el desplazamiento horizontal del muro (∆) y la altura entre la base del muro y la aplicación de la carga vertical (=1330 mm para el muro corto W5 y =1750 mm para los demás muros). La Tabla 4 muestra para cada muro la fuerza lateral de fluencia ( ), la fuerza lateral máxima ( !"#), la deriva de fluencia ( ) y la deriva última ( $). La deriva última corresponde a la deriva en el la cual se produjo la falla por
compresión de los muros. La resistencia y deriva de fluencia de los muros presentó gran dispersión. Esta dispersión se debe a que la fluencia se identificó mediante el uso de un número limitado de strain gages.
La resistencia lateral máxima del muro de referencia W1, sometido una razón de carga axial de 0.15, fue de 144 kN. Esta resistencia se midió para una deriva de 1.8%. La deriva última del muro W1 fue de 2.75%. Esta deriva es mayor que la deriva de techo estimada para los edificios Chilenos durante el terremoto del Maule [3]. Por lo tanto, se requiere más investigación pare relacionar los daños observados en estos ensayos con las deformaciones de techo estimadas en los edificios.
El efecto de la carga axial para el comportamiento sísmico de los muros se obtiene al comparar los resultados de los muros W1, W2 y W3. El muro W2, con una razón de carga axial de 0.25, tuvo un modo de falla similar al muro W1 y la resistencia máxima fue de 166 kN. La deriva última del muro W2 (1.79%) fue 34% menor que la del muro W1 y la falla ocurrió tres ciclos después de la pérdida de recubrimiento. El muro W3, con una razón de carga axial de 0.35, tuvo un comportamiento extremadamente frágil porque la pérdida de recubrimiento ocurrió al mismo instante que la falla. La capacidad de deformación del muro W3 ( $=1.52%) fue 45% menor que la del muro W1.
Tabla 4 – Resumen de los resultados experimentales Muro (kN) !"# (kN) (%) $ (%) W1 97 144 0.55 2.75 W2 73 166 0.3 1.79 W3 84 186 0.3 1.52 W4 60 113 0.44 1.63 W5 103 191 0.31 1.75 W6 60 138 0.30 2.14 W7 76 149 0.36 2.36 W8 81 156 0.42 2.72 W9 74 145 0.34 2.68
El muro W4, con un espesor de 75 mm (25% menos que el muro de referencia W1), tuvo una resistencia máxima de 113 kN. Esta resistencia es 22% menor a la resistencia del muro W1 y era esperada porque la resistencia a flexión y la resistencia al corte varían linealmente con el espesor. Sin embargo, la deriva última del muro W4 (1.63%) fue 41% menor a del muro W1 y la disipación de energía (área bajo la curva en la relación fuerza deformación) del muro W4 fue menor a la del muro W1 (Fig. 7). En segundo lugar, el recubrimiento representa una mayor proporción de la sección transversal para el muro W4 que para el muro W1. Por lo tanto, después de la pérdida de recubrimiento las tensiones de compresión en el núcleo de hormigón son mayores para el muro W4 que para los otros muros, lo que podría implicar una mayor concentración del daño. En efecto, la altura de falla del muro W4 fue 18% menor que la del muro W1. Adicionalmente, en los ensayos se evidenció que el muro delgado W4 fue más susceptible al pandeo fuera del plano después de la falla por compresión. Para limitar la falla por inestabilidad por pandeo global, la norma Chilena [15] limitó la razón entre la altura de piso y el espesor del muro a $/= 16. Considerando una altura típica de
piso de 2.50 m, muros de espesor menor a 156 mm requieren verificación de inestabilidad. En base a las observaciones de este estudio, una razón más conservadora de /= 12.5 se considera más
apropiada para verificar la inestabilidad de muros de espesor menor a 200 mm.
La falla del muro corto W5 fue similar a la del muro W1 y estuvo controlada por la interacción en flexo-compresión. La disminución de la razón de aspecto de 2.5 en el muro W1 a 1.9 en el muro W5 redujo el desplazamiento último en 36% y redujo la energía disipada. La resistencia lateral del muro W5 aumentó un 12% debido a la menor altura del muro W5, pero la resistencia flexural fue similar a la del muro W1. En el muro W5, se midió una deformación por corte equivalente a un 30% de la deformación lateral del muro. Esta contribución de la deformación por corte fue la mayor contribución en la campaña experimental y se debe a la menor razón de aspecto del muro W5.
El muro W6 con armadura distribuida mostró una falla en flexo-compresión similar a la de los otros muros. La deriva última del muro W6 (2.14%) fue 22% menor a la del muro W1 (2.75%). Esta menor
capacidad de deformación se explica por la mayor tendencia al pandeo de las barras verticales en el muro W6. La reducción del diámetro de la armadura de borde en el muro W6 implicó un aumento de la razón / de 9 en el muro W1 a 11.25 en el muro W6. Adicionalmente, la resistencia lateral del muro W6 fue 4% menor que la resistencia del muro W1. Esta menor resistencia se debe a la relocalización de las barras desde los bordes al centro en el muro W6. En base a estos resultados, se recomienda detallar muros con armadura de borde concentrada en los extremos para aumentar la resistencia y la capacidad de deformación. Adicionalmente, el pandeo de barras puede disminuir cuando se usan barras de mayor diámetro en los bordes de los muros. Sin embargo, en el centro de un muro igual se requiere un mínimo de armadura distribuida para reducir la probabilidad de fractura de barras [17].
La armadura horizontal doblada en 135° del muro W7 no mejoró significativamente el comportamiento del muro al compararlo con el muro W1. La resistencia del muro W7 (149 kN) fue 4% mayor que la resistencia del muro W1 (144 kN), pero la deriva última del muro W7 (2.36%) fue 14% menor que la del muro W1 (2.75%). La armadura horizontal del muro W7 se abrió menos que la armadura horizontal del muro W1, sin embargo, los ganchos en 135° quedaron descubiertos debido a la falla de compresión del hormigón. Se cree que un gancho en 135° podría ser más eficiente en un muro de mayor espesor, en el cual el núcleo de hormigón se pueda confinar mejor. Un ensayo a escala real se requiere para poder estudiar este efecto.
La adición de estribos cerrados en los bordes de muro en el muro W8 aumentó la resistencia en 8% respecto al muro W1. La deriva última del muro W8 (2.72%) fue comparable a la del muro W1 (2.75%), sin embargo, el muro W8 fue capaz de resistir el desplazamiento máximo para el primer ciclo de desplazamiento con ductilidad objetivo de 8, lo que no ocurrió para el muro W1. Adicionalmente, el uso de estribos cerrados en el muro W8 redujo la degradación de resistencia en ciclos sucesivos de igual amplitud para el muro W8. En efecto, una reducción de resistencia de 2% se midió en el muro W8 y una reducción de 6% se midió en el muro W1 para los ciclos con ductilidad objetivo de 6. El aumento de la resistencia y la ductilidad en el muro W8 se atribuye principalmente la reducción del espaciamiento de la armadura horizontal en el borde de muro (/ = 4.5 en el borde del muro W8) lo que implica una reducción de la probabilidad de pandeo de las barras verticales. Adicionalmente, los estribos probablemente ayudaron a confinar el núcleo de hormigón en el muro W8. Adicionalmente, un resultado importante fue observado en la falla del muro W8. Después de la falla de compresión en este muro, se observó un pandeo fuera del plano limitado en el muro W8, en comparación con el pandeo observado en los demás muros. El pandeo limitado se atribuye a las columnas confinadas en los bordes del muro que limitaron el pandeo fuera del plano del muro W8 después de la falla. Este comportamiento es deseable en muros esbeltos para mantener la capacidad de resistir fuerzas verticales.
El uso de trabas horizontales en el muro W9 no implicó un aumento de resistencia como ocurrió en el muro W8 porque la razón / del muro W9 fue igual a la del muro W1. El desplazamiento último del muro W9 (2.68%) fue comparable a la del muro W1 (2.75%), pero el muro W9 fue capaz de resistir dos peaks para los ciclos de carga con ductilidad objetivo de 8. En este aspecto, el muro W9 fue incluso mejor que el muro W8. Sin embargo, la degradación de resistencia en ciclos sucesivos en el muro W9 (4%) fue mayor a la degradación de resistencia del muro W8 (2%). Por último el pandeo fuera del plano no fue limitado en el muro W9 como si ocurrió en el muro W8.
5 Conclusiones
Este artículo resumen la campaña experimental de nuevo muros de hormigón armado que se realizó para entender el daño observado en muros debido al terremoto del Maule de 2010. Se concluye que la falla de flexo-compresión exhibida por los muros dañados durante el terremoto se reprodujo experimentalmente en estos ensayos. Los muros ensayados sufrieron falla de compresión del hormigón, pandeo de la armadura vertical, abertura de la armadura horizontal y un pandeo fuera del plano.
La capacidad de deformación de los muros (2.75% para el muro W1) fue relativamente alta y fue mayor a la capacidad de deformación estimada en edificios Chilenos. Por lo tanto, es probable que los muros en edificios reales estén sometidos a cargas axiales mayores o a razones de aspecto menores a las de los muros ensayos. Se requiere más estudio para entender de mejor forma la capacidad de deformación de muros esbeltos.
La carga axial disminuye la capacidad de deformación y la ductilidad de los muros de hormigón. La capacidad de deformación disminuyó 45% cuando al aumentar la razón de carga axial desde 0.15 a 0.35. Se concluye que el límite de 0.35 adoptado recientemente en el decreto DS60 para cargas últimas no es adecuado para muros esbeltos sin armadura especial de confinamiento.
Adicionalmente, en este trabajo se explica el efecto en el comportamiento sísmico del espesor reducido de muro, la razón de aspecto, el uso de armadura vertical distribuida, el uso de gancho en 135° para la armadura horizontal, el uso de estribos cerrados de confinamiento en el borde y el uso de trabas horizontales.
Agradecimientos
Este estudio fue financiado por el Fondo Nacional de Ciencia y Tecnología Fondecyt a través del proyecto Fondecyt #1110377, #11121581 y Fondap #15110017. Los autores agradecen a los alumnos de Cristóbal Alarcón y Andrés Marihuén por su participación en estos ensayos. Adicionalmente, agradecemos la colaboración de Bozidar Stojadinovic, Carl Lüders, y a los ingenieros y técnicos de DICTUC y del laboratorio de Ingeniería Estructural de la Universidad Católica.
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