Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural

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1 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural RIGIDEZ EFECTIVA DE MUROS ESTRUCTURALES DE CONCRETO REFORZADO Yizath Chaar 1, Mario Rodríguez 2 y José I. Restrepo 3 RESUMEN Existen diversos procedimientos para cuantificar la rigidez de lateral efectiva de muros estructurales de concreto reforzado, con fines de diseño estructural de edificios en zonas sísmicas; sin embargo, en general son empíricos y no llevan a una predicción aceptable de esta rigidez. En esta investigación se emplean un modelo analítico, calibrado con resultados de ensayes de muros estructurales ante cargas cíclicas reversibles en laboratorio, que permite conocer con aproximación aceptable la rigidez lateral de muros estructurales, cuando se compara con las medidas en la base de datos estudiada. En este trabajo se describe el procedimiento seguido para definir esta rigidez, así como una comparativa de los resultados de emplear este procedimiento con resultados de mediciones de rigideces en la base de datos. ABSTRACT This document describes several procedures proposed in the literature for the definition of lateral stiffness in reinforced concrete walls. Results using these procedures show the need of improving current procedures for this definition. This research uses an analytical model for the definition of this stiffness, calibrated with measured values obtained from a database of RC walls tested in laboratory under cyclic lateral loading. This paper describes the proposed procedure for defining lateral stiffness of RC walls, and shows that computed results when compared with experimental results from the database, leads to an acceptable correlation with measured stiffness values in this database. 1 INTRODUCCIÓN Aun cuando existen diversos procedimientos para cuantificar la rigidez de lateral de muros estructurales de concreto reforzado, con fines de diseño estructural de edificios en zonas sísmicas, estos procedimientos en general son empíricos y no llevan a una predicción aceptable de esta rigidez. Esto conduce a resultados del análisis estático y dinámico de la estructura que podrían no ser confiables o del lado de la inseguridad. En esta investigación se emplea un modelo analítico, calibrado con resultados de ensayes de muros estructurales ante cargas cíclicas reversibles en laboratorio, que permite conocer con aproximación aceptable la rigidez lateral de muros estructurales de la base de datos estudiada. Este modelo analítico ha sido empleado por Restrepo et al. (2015) para el cómputo de la rigidez lateral en columnas de concreto reforzado, y con algunas modificaciones se emplea en esta investigación para el caso de muros estructurales de concreto reforzado. Este trabajo describe el procedimiento seguido para definir esta rigidez, así como una comparativa de los resultados de emplear este procedimiento con la base de datos mencionada. 2 PROCEDIMIENTOS EXISTENTES PARA LA PREDICCIÓN DE LA RIGIDEZ LATERAL EN MUROS DE CONCRETO REFORZADO La revisión de la literatura muestra que se han propuesto varios procedimientos para la predicción de la rigidez lateral de muros estructurales de concreto reforzado. Para evaluar estos procedimientos, éstos se han dividido 1 Estudiante, Posgrado de Ingeniería, UNAM, Ciudad Universitaria, Ciudad de México, yichaca@gmail.com 2 Profesor, Instituto de Ingeniería, UNAM, Ciudad Universitaria, Ciudad de México, Teléfono: (55) Ext 8533, mrod@unam.mx 3 Profesor, Universidad de California, San Diego, California, Estados Unidos, jrestrepo@soe.ucsd.edu 1

2 XXCongreso Nacional de Ingeniería Estructural Mérida, Yucatán 2016 en dos grupos, el primero correspondiente a los casos de diseño, y el segundo correspondiente a los que se emplearían para estructuras existentes, en estas últimas se conoce la geometría del muro, así como su armado. EXPRESIONES PARA DISEÑO: ACI El ACI especifica cuatro opciones para el cómputo de la rigidez lateral de muros estructurales de concreto reforzado: a) Para el cómputo de la rigidez efectiva de un muro, E c I eff, el ACI específica para E c I eff /E c I g en secciones agrietadas el valor 0.35, y para secciones no agrietadas el valor 0.70, donde E c es el módulo de elasticidad del concreto, I eff es el momento de inercia efectivo de la sección, e I g es momento de inercia de la sección bruta. b) El ACI especifica usar la expresión: 0.35 E ci eff E c I g = ( A st A g ) (1 M u P u h 0.5 P u P o ) (2.1) donde A st es el área del refuerzo longitudinal, A g el área de la sección, h es el peralte del muro, M u y P u son el momento y fuerza axial mayorados en la sección, respectivamente, y P o la resistencia del muro a carga axial sin excentricidad. c) De manera alternativa el ACI permite emplear el 50 por ciento de la rigidez basado en las propiedades de la sección no agrietada, y d) El ACI también permite emplear un análisis detallado para encontrar la rigidez efectiva. EXPRESIONES PARA EL CÓMPUTO DE RIGIDECES EFECTIVAS EN MUROS PARA LA REVISIÓN DE ESTRUCTURAS EXISTENTES. Paulay y Priestley (1992) Estos autores propusieron: f y en MPa E c I eff E c I g = ( 100 f y + P f c A g ) (2.2) Ibrahim y Adebar (2004) Estos autores propusieron: I eff = I cr + [3 ( M a 1 ) 2 ( M b 1 ) ] (I M n M g I cr ) (2.3) n donde I cr es el momento de inercia correspondiente al inicio del agrietamiento, M n es el momento resistente a flexión nominal de la sección. M 1 es el momento a flexión dado por: M 1 = βf r S g + P ( S g A g l w ) (2.4) donde β vale 0 y 1.5 para el límite inferior y superior, respectivamente, f r es el esfuerzo de agrietamiento del concreto y se obtiene como f r = 0.3 f c (MPa). S g es el módulo de la sección sin agrietar, l w es la longitud del muro y los parámetros a y b son parámetros que dependen de la relación I cr / I g. Estos autores proponen que la relación E c I eff /E c I g tenga límites inferior y superior dados por las ecs. 2.5 y 2.6, respectivamente. La ec 2.6 fue propuesta originalmente por Paulay (1986). E c I eff E c I g = ( P f c A g ) 0.7 (2.5) E c I eff E c I g = (0.6 + P f c A g ) 1 (2.6) 2

3 (E c I eff )/(E c I g ) Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural Priestley et al. (2007) Estos autores propusieron la siguiente expresión: E c I eff M n 1 = E c I g (φ Dy ε y l w ) E c (t w l w 12) donde t w es el espesor del muro, ε y es la deformación de fluencia del acero de refuerzo a flexión, y φ Dy es la curvatura adimensional de fluencia dada por la ec. 2.8: Li y Xiang (2011) Estos autores propusieron la siguiente expresión: donde h w es la altura del muro. (2.7) φ Dy = φ yl w ε y = 2.0 (2.8) E c I eff = 0.19 ( P ) ( h w h 2 w E c I g f y f c A g l w l2 ) (2.9) w ACI (a) P/(A g f' c ) Figura 2.1 Resultados de la predicción de rigideces de muros estructurales de acuerdo con procedimientos de varios autores La figura 2.1 muestra resultados del cómputo de la rigidez efectiva, como fracción de la rigidez de la sección bruta, para la sección de muro que se indica en esta figura, empleando las diferentes propuestas aquí comentadas. Estos resultados indican que las diferencias entre los valores encontrados con los diferentes procedimientos, incluyendo la del ACI , tienen una variación importante. Esto indica la importancia de contar para el diseño con un procedimiento que lleve a un cómputo de la rigidez lateral de un muro que se ajuste razonablemente a los resultados experimentales con los que se cuenta. 3

4 XXCongreso Nacional de Ingeniería Estructural Mérida, Yucatán BASE DE DATOS Los muros de concreto reforzado considerados en este estudio fueron en mayor parte obtenidos de la base de datos del NEES (Network for Earthquake Engineering Simulation), cuya plataforma virtual recopila los resultados de gran número de ensayes de muros. Esta base de datos cuenta con información detallada de las características de cada espécimen y del ensaye, como lo son la geometría, materiales, carga axial y ciclos histeréticos, entre otras. En este estudio también se tuvo en cuenta datos adicionales obtenidos de la literatura. Para seleccionar los muros de la base de datos de este estudio se aplicaron los siguientes criterios: El valor mínimo de resistencia medida a la compresión del concreto, f c, es 21 MPa. Valor que corresponde al mínimo para estructuras sismorresistentes de acuerdo con el ACI No se consideró un límite superior. Los muros deben tener barras de acero de refuerzo, y no mallas electrosoldadas, debido a su poca ductilidad. La relación de aspecto de muros, a w /l w, debe ser mayor o igual que 2, donde a v es el claro de cortante. Esto para asegurar que el comportamiento de estos muros es dominado por flexión. Muros de sección transversal rectangular, de los cuales hay más información en la literatura. El espesor mínimo de los muros es 84 mm, para que el estudio refleje muros típicos construidos en zonas sísmicas, con distribuciones del refuerzo longitudinal en dos capas, como se realiza normalmente en la práctica profesional Los muros debe cumplir con la cuantía de refuerzo mínima para muros especificada en el Capítulo 18 del ACI , tanto para el refuerzo horizontal como para el longitudinal, la cual es Los muros no deben tener traslapes de refuerzo longitudinal en la zona cercana a la base. Con esto se pretende evitar incertidumbres relacionadas con la concentración de refuerzo en la sección crítica. Teniendo en cuenta los criterios anteriores se seleccionaron 25 muros para este estudio, cuyas propiedades principales se describen detalladamente en Chaar (2016). EFECTO P-Δ Con la base de datos depurada se identificaron dos casos de aplicación de la carga axial, P, los cuales se deben considerar para definir la carga lateral máxima resistida por los muros, V max. En el primer caso, el efecto P-Δ no existe, ya que la línea de acción de P pasa por la intersección del eje centroidal del muro y la base de éste. En el segundo caso se debe considerar el efecto P-Δ, debido a que la línea de acción de P sigue la dirección vertical. Esta corrección se hace para el cómputo del momento máximo medido en la base del muro, M max, a partir de M max =V max h w. El valor de V max, carga lateral máxima aplicada en el ensaye, se emplea en la ec 3.1. V max = V max + P h w (3.1) 4 DEFINICION DE RIGIDEZ LATERAL EFECTIVA EN MUROS DE CONCRETO REFORZADO La figura 4.1 muestra la curva carga lateral-desplazamiento de un muro de concreto reforzado obtenida de ensayes experimentales, con claro de cortante h w, sometida a la carga lateral V, la cual se define como la fuerza lateral efectiva medida desde el estado inicial sin carga lateral, al valor V max, el cual se define como la fuerza lateral máxima medida. La rigidez lateral efectiva, K eff, se define como: K eff = 3 h w 3 E c I g ζ (4.1) χ Cuando se desprecia el efecto P-Δ, el término ζ que es el factor de modificación de rigideces se define como: ζ = I eff I g (4.2) 4

5 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural Figura 4.1 Definición de rigidez efectiva de un muro de concreto reforzado empleando resultados experimentales Además, en la ec 4.1, χ >1 es el cociente de la suma de la deformación a flexión y cortante entre la deformación debida sólo a flexión en la longitud de claro de cortante a v, el cual en este caso es igual a h w (Restrepo et al., 2015). En la figura 4.1 se identifican los valores de cargas laterales en el muro, V lp, rv max, y 2/3V max, y para cada uno de estos valores se define su rigidez efectiva respectiva. La carga lateral V lp es la fuerza que produce que se alcance el límite de proporcionalidad en la base del muro, y en la mayor parte de los casos, excepto cargas axiales muy altas, es igual al valor correspondiente al momento de agrietamiento. Para cargas laterales con valores entre la condición sin carga y la carga V lp, el momento de inercia efectivo correspondiente es igual a I t, donde I t es el momento de inercia de la sección transformada. El valor de la rigidez lateral efectiva para cargas laterales en este intervalo es (3 3 h w )(E c I t χ) P h w. El valor 2/3V max es un valor de la carga en la curva para la cual en esta investigación se supone que se conoce su rigidez efectiva, (3 3 h w )(E c I g χ)ζ, donde ζ es el factor de modificación de rigidez correspondiente al valor de la referida carga, y se define como la relación entre el momento de inercia efectivo en esta carga, I e2/3, y I g. La carga lateral rv max tiene valores en el intervalo V lp a 2/3V max, y su rigidez efectiva es (3 3 h w )(E c I g χ)ζ. En la figura 4.1 también se identifica el valor de la carga lateral V n, que produce en la base del muro el momento nominal M n. Este momento se define como el calculado en la sección de la base del muro cuando la deformación de la fibra extrema en compresión alcanza el valor Como se aprecia en la figura 4.1, para la carga lateral rv max, las rigideces (3 3 h w )(E c I t χ) P h w y (3 3 h w )(E c I g χ)ζ, estarían sobrestimando y subestimando, respectivamente el valor de la rigidez (3 3 h w )(E c I g χ)ζ, lo que muestra que la rigidez efectiva depende del valor de la carga lateral para la cual se calcula esta rigidez. Esto sugiere que para cualquier fracción de V max, por ejemplo entre V lp y 2/3V max, si se deseara conocer su rigidez efectiva, (3 3 h w )(E c I g χ)ζ, conociendo los valores de las rigideces (3 3 h w )(E c I t χ) P h w y (3 3 h w )(E c I g χ)ζ, es necesario tener una expresión para (3 3 h w )(E c I g χ)ζ en función de estos últimos valores. Un procedimiento para obtener esta rigidez ha sido propuesto por Restrepo et al. (2015). En lo que sigue se describe el procedimiento seguido para definir la rigidez efectiva correspondiente a la fuerza 2/3V max, E c I g ζ. 5

6 XXCongreso Nacional de Ingeniería Estructural Mérida, Yucatán MODELO EMPLEADO PARA OBTENER EL DESPLAZAMIENTO LATERAL DE FLUENCIA DE MUROS DE CONCRETO REFORZADOS SOMETIDOS A ACCIONES DEL TIPO SÍSMICAS La figura 5.1 muestra un muro de altura h w, sometido a carga axial P y carga lateral V del tipo cíclica reversible. También muestra el diagrama de momento, en el que se identifica el momento en la base, ηm max, donde η para esta investigación se considera igual a 2/3 (Restrepo et al., 2015). El desplazamiento en el muro es el resultado de la contribución de cinco regiones del muro, como se muestra a continuación. Figura 5.1 Muro sometido a cargas laterales cíclicas reversibles y regiones en que se divide REGIÓN 1 Esta región define la zona del muro sin agrietar cuando está sometida a cargas laterales, su longitud es h cr, ver figura 5.1. Se acepta la hipótesis de que esta región tiene el comportamiento de un elemento a flexocompresión elástico, homogéneo e isotrópico, y que está sometida a momentos flexionantes menores que el momento de agrietamiento M cr. La contribución de la región 1 al desplazamiento lateral del muro queda dada por la ec. 5.1: 2 h cr Δ 1 = φ cr 3 χ (5.1) 1 donde el parámetro φ cr es la curvatura de la sección en el inicio del agrietamiento, y h cr está definido como, ver figura 5.1: M cr h cr = h 2 3 M w (5.2) max El parámetro χ 1 >1 es el cociente de la suma de la deformación a flexión y cortante entre la deformación debida sólo a flexión en la longitud de claro de cortante h cr. REGIÓN 2 Esta región es la transición entre la región 1 y la región con campo de esfuerzos en compresión con ángulo variable, región 3. En la región 2 se desarrolla un campo de esfuerzos en compresión inclinados con un ángulo constante respecto a la vertical. La región 2 tiene longitud L 2, ver figura 5.1, y existe sólo cuando y cr >y f, donde y cr define la ubicación de la sección del muro donde actúa el momento M cr, y y f es la longitud de la región 3, medidas desde la distancia h sv. La contribución de la región 2 al desplazamiento lateral del muro se basa en tres hipótesis principales: a) El ángulo del campo de esfuerzos en compresión respecto a la horizontal se considera constante e igual a θ f, ver figura 5.2. b) Se supone que las deformaciones en tracción en la barra equivalente del muro, debidas a la fuerza de tracción T e, tiene una variación no lineal a lo largo de la longitud de la región. Esta fuerza representa la 6

7 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural resultante de las fuerzas de tracción que equilibran al momento actuante en la sección en estudio del muro. c) Cada puntal en compresión de la región 2 inicia en el eje neutro de cada sección, definido por una curva no lineal, c(y), ver figura 5.2a. Para definir esta curva se toma en cuenta las condiciones de borde para y= 0 y y= y cr (Restrepo et al., 2015), donde para c(y) se considera los valores c f y c cr, respectivamente, y para las derivadas dc(y)/dy en y=0 y y=y cr se consideran que son iguales a 0 y tan(θ 1 ), respectivamente, figura 5.2. Figura 5.2 Detalles de la región 2 Para evaluar la contribución de la región 2 al desplazamiento lateral de la muro, Δ 2, se integra su diferencial, dδ 2 =L 2 (y)dθ f, ver figura 5.2b, donde el diferencial de rotación del puntal en compresión en la coordenada y, dθ f, se calcula considerando la figura 5.2b, y el alargamiento de la barra equivalente, ε(y)dy (Restrepo et al., 2015). y cr 2 = L 2 (y) ε(y) l 2x (y) dy (5.3) y f La ec. 5.3 se puede resolver con el método de integración de tres puntos de Gauss-Lobato, con el cual se obtienen resultados muy aproximados a la integral exacta. REGIÓN 3 La región 3 tiene una longitud igual a y f, figura 5.3. Esta región tiene un campo de esfuerzos en compresión de ángulo variable, en forma de abanico, ver figura 5.3a, con un valor cercano a cero en el extremo inferior de la región y un valor máximo en su extremo superior. Este valor máximo define el puntal en compresión con mayor pendiente en esta región, la que forma un ángulo igual a θf respecto a la horizontal, figura 5.3a. Para la evaluación del ángulo θf y de la longitud y f, es necesario conocer el valor de la fuerza cortante, V l, que deberá resistir los estribos de esta región. Sin embargo, cuando en el desarrollo de este modelo se considera la 7

8 XXCongreso Nacional de Ingeniería Estructural Mérida, Yucatán 2016 contribución en tracción del concreto (tension stiffening), la fuerza cortante V l sería menor que en el caso que esta contribución no se considere, y a su vez sería función de θf. Lo anterior sugiere la necesidad de emplear un procedimiento iterativo para el cómputo de θf (Restrepo et al., 2015). Figura 5.3 Detalles de la región 3 La contribución de la región 3 al desplazamiento lateral del muro, Δ 3, se encuentra empleando la integral del producto del diferencial de giro de la cuerda en tracción (barra equivalente), dθr (ver figura 5.3b), por la longitud de muro que gira, con lo que se obtiene la ec La solución de esta integral se puede obtener con el procedimiento de Gauss-Lobato, o empleando una solución aproximada (Restrepo et al., 2015) con la hipótesis de que el alargamiento de la cuerda, Δ l, se concentra en el punto B, con ordenada y=y f /2 figura 5.3a. 5.4 REGIÓN 4 y f ε(y) 3 = [h w h sv (c x c )[senθ(y)]] dy (5.4) l 3 (y)cos[θ(y)] 0 Se postula la hipótesis de que las deformaciones en esta región se deben sólo a flexión y que su longitud es igual a h sv, figura 5.1. Debido a la pequeña longitud de esta región se supone que la curvatura es constante. La contribución al desplazamiento lateral del muro debido a esta región, Δ 4, se evalúa para el momento actuante en la base del muro, 2/3M max, al cual le corresponde la curvatura φ M, ver figura 5.4, donde ε s es la deformación de la barra equivalente en esta región, y la fuerza en tracción de esta barra se ubica a una distancia jd (ver figura 5.4) del punto C (figura 5.3a) donde actúa la resultante de las fuerzas de compresión en la sección (Restrepo et al., 2015). Figura 5.4 Distribución de deformaciones en una sección de la región 4 8

9 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural El valor de Δ 4, se obtiene de multiplicar la rotación del muro debida a esta región, θ 4 = φ M h sv, por la longitud de giro, con lo que se obtiene: donde Δ 4 = θ 4 (h w h sv 2 ) (5.5) h sv = min(ξx c, h w h cr ) (5.6) El parámetro ξ en la ec. 5.6 se obtuvo en el proceso de optimización empleado (Chaar, 2016). REGIÓN 5 Esta región toma en cuenta la rotación de cuerpo rígido del muro que resulta de la penetración de deformaciones en las barras de refuerzo longitudinales en la cimentación (Hines et al., 2004), estas deformaciones son de tracción o compresión. Figura 5.5 Contribución de la región 5 al desplazamiento. La rotación de esta región, θ 5 (ver figura 5.5), se propone calcular con la siguiente expresión (Restrepo et al., 2015): donde φ M se ilustra en la figura 5.4, y f y θ 5 = λφ M d b (5.7) f c λ = Γ(a bρ l ) (5.8) Los parámetros Γ, a y b en la ec. 5.8 se obtuvieron variando sus valores con el fin de obtener la mejor correlación entre la predicción del desplazamiento lateral del muro con el modelo analítico y los resultados experimentales de los muros de la base de datos empleada. La contribución de la región 5 al desplazamiento, Δ 5, es: Δ 5 = θ 5 h w (5.9) A diferencia de los propuesto por Restrepo et al. (2015) para columnas de concreto reforzado, el valor de 5 dado por la ec. 5.9 no depende de la relación de carga axial. Una razón para ello es que la mayor parte de los especímenes estudiados tuvieron cargas axiales con relaciones menores que P/(A g f c )=0.15. Se observó durante el proceso de optimización que el parámetro más influyente en el valor de 5 era la cuantía de refuerzo longitudinal. DESPLAZAMIENTO DE FLUENCIA DE UN MURO DE CONCRETO REFORZADO El desplazamiento lateral de fluencia de un muro, Δyc, correspondiente a la carga 2/3V max, se define como: Δ yc = Δ 1 + Δ 2 + Δ 3 + Δ 4 + Δ 5 (5.10) 9

10 XXCongreso Nacional de Ingeniería Estructural Mérida, Yucatán PROCEDIMIENTO DE OPTIMIZACIÓN PARA DEFINIR LA RIGIDEZ LATERAL Y DESPLAZAMIENTO DE FLUENCIA, Y RESULTADOS OBTENIDOS Se empleó un procedimiento de optimización para minimizar las diferencias entre el desplazamiento de fluencia calculado, Δ yc, y el desplazamiento de fluencia experimental, Δ ym. La rigidez lateral calculada, K c, se definió como: K c = 2 3 V max (6.1) Δ yc La rigidez lateral obtenida con resultados experimentales de la base de datos, K m, se obtuvo empleando las expresiones del Capítulo 4 con los valores respectivos correspondientes a los especímenes estudiados. El proceso de optimización efectuado consistió en buscar el valor de 1 para el promedio de la relación K c / K m variando los parámetros ξ, f st / f yt, Γ, a y b. El parámetro ξ está relacionado con la longitud de la región 4, ec. 5.6; f st / f yt es la relación entre el esfuerzo en el acero transversal y su esfuerzo fluencia, y Γ, a y b son parámetros relacionados con la zona 5. Se buscó que los valores finales de estos parámetros cumplan con el requisito objetivo K c /K m =1, y que además lleven al menor coeficiente de variación para esa relación de rigideces. En el proceso de optimización empleado, los parámetros f st /f yt, ξ, y b variaron en los intervalos de 0.5 a 1, 0 a 1 y 20 a 35 respectivamente, además se consideró η= 2/3 y a=1. La tabla 6.1 muestra los resultados finales del referido proceso, así como el promedio y coeficiente de variación (C.V.) tanto para K c / K m, como para la relación de desplazamientos de fluencia calculado y medido, Δ cm / Δ ym. Tabla 6.1 Valores óptimos de los parámetros fst/fyt, ξ, a, b, η y Γ Parámetros Δcm / Δym Kc / Km fst/fyt ξ b η Γ Prom. C.V. [%] Prom. C.V. [%] / La figura 6.1 muestra los valores de la relación de rigideces calculadas empleando los parámetros de la tabla 6.1, y los valores de rigideces medidas para la base datos. También está graficada la línea de tendencia de estos puntos, la cual permite revisar cómo se cumple en el proceso de optimización, el valor objetivo de 1 para esta relación K c / K m P/(A g f' c ) Figura 6.1 Valores de la relación de rigideces calculadas y medidas, Kc / Km La figura 6.2 muestra resultados de la relación de predicción de rigideces calculadas contra medidas. De acuerdo con los resultados que se muestran figura 6.2, el procedimiento de predicción de rigideces que se propone en este trabajo es el que mejor correlaciona con los resultados experimentales (Chaar, 2016). Los procedimientos del ACI (a), (b) y (c) producen dispersiones mayores que la de la propuesta.. 10

11 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural 2 Paulay y Priestley Priestley et al. Propuesta Ibrahim y Adebar (Lím. Inf.) Li y Xiang (E c I g ζ') c / (E c I g ζ') m N de espécimen (a) Propuestas de diferentes autores ACI (b) ACI (c) Propuesta 2 (E c I g ζ') c / (E c I g ζ') m N de espécimen (b) ACI Figura 6.2 Comparativa de resultados según varios procedimientos para la relación (EcIgζ')c / (EcIgζ')m para la base de datos 11

12 ζ' ζ' XXCongreso Nacional de Ingeniería Estructural Mérida, Yucatán 2016 La figura 6.3 muestra los resultados del factor de modificación de rigideces, ζ', para los mismos casos estudiados en la figura 6.2. Paulay y Priestley Priestley et al. Propuesta Ibrahim y Adebar (Lím. Inf.) Li y Xiang N de espécimen (a) Propuestas de diferentes autores ACI (b) ACI (c) Propuesta N de espécimen (b) ACI Figura 6.3 Comparativa del factor de modificación de rigideces ζ según diversos procedimientos para la base de datos 12

13 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural 7 CONCLUSIONES En esta investigación se estudió el problema de la rigidez lateral efectiva en muros estructurales de concreto reforzado, empleando modelos analíticos calibrados con resultados experimentales obtenido de una base de datos de ensayes de muros estructurales de concreto reforzado ante cargas laterales cíclicas reversibles. Como resultado de esta investigación se obtuvieron las siguientes conclusiones: 1. Se mostró que el desplazamiento lateral de un muro de concreto reforzado sometido a acciones del tipo sísmicas, y por tanto su rigidez lateral, es el resultado de la contribución de cinco regiones del muro. En cuatro de estas cinco regiones esta contribución es el resultado de deformaciones por flexión, donde se considera la resistencia a tracción del concreto, o de deformaciones debidas a la interacción de flexión, cortante, y adherencia en las barras de refuerzo longitudinal. En la quinta región del muro ocurren deslizamiento de estas barras cuando penetran en la cimentación, debido a la pérdida de adherencia, tanto en las barra en tracción, como en las en compresión, incluso antes del inicio de la plastificación de la sección crítica del muro. La contribución de esta quinta región se tomó en cuenta calibrando el modelo analítico propuesto para esta región, de manera que el desplazamiento total del muro tenga la mejor correlación con resultados experimentales. 2. Para el cómputo de la rigidez lateral de un muro se emplea la relación de rigidez efectiva (E c I g ζ')/(e c I g ), donde ζ' es el factor de modificación de rigideces. Los resultados encontrados con el modelo propuesto en esta investigación para el cómputo de esta rigidez efectiva, mostraron una buena correlación con los resultados experimentales considerados, mejor que la observada con la aplicación de diversos procedimientos existentes en la literatura, incluyendo el ACI Además, con el procedimiento propuesto, la media y C.V. de la relación de rigidez lateral efectiva calculada y medida, fueron iguales a 1.0 y 17.6%, respectivamente. 3. Los resultados encontrados con el modelo propuesto en esta investigación para cómputo del factor de modificación de rigideces, ζ', para la base de datos considerada, mostraron estar aproximadamente en el intervalo de 0.3 a 0.6. Esto indica que el valor 0.5 especificado para el análisis y diseño sísmico de estructuras en normativas como el ACI o para la Ciudad de México, llevaría en algunos casos a subestimar los valores de desplazamientos laterales en un edificio con muros estructurales de concreto reforzado, con lo cual los desplazamientos calculados serían menores que los que experimentaría el edificio para el sismo de diseño. Esto sugiere la revisión de los procedimientos de estas normativas para el cómputo de la rigidez lateral efectiva de muros estructurales de concreto reforzado. El procedimiento propuesto en esta investigación podría ser una herramienta importante en esta revisión. 8 AGRADECIMIENTOS Se agradece al CONACYT por el financiamiento proporcionado para esta investigación, dentro del Convenio No para el desarrollo del proyecto Capacidad de Deformación Lateral de Estructuras de Concreto Reforzado en Zonas de Alta Sismicidad de México llevado a cabo en el Instituto de Ingeniería, UNAM. 9 REFERENCIAS ACI Committee 318. (2014). Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI ) and Commentary (ACI 318R-14). Farmington Hills: American Concrete Institute. Chaar, C. Y. ( En preparación). Tesis de Maestría, Evaluación de la Rigidez Lateral Efectiva de Muros de Concreto Reforzado. Ciudad de México: Universidad Nacional Autónoma de México. 13

14 XXCongreso Nacional de Ingeniería Estructural Mérida, Yucatán 2016 Hines, E., Restrepo, J. I., y Seible., F. (2004). Force-Displacement Characterization of Well-Confined Bridge Piers. ACI Structural Journal, Ibrahim, M., y Adebar, P. (2004). Effective flexural stiffness for linear seismic analysis of concrete walls. Canadian Journal of Civil Engineering, Li, B., y Xiang, W. (2011). Effective Stiffness of Squat Structural Walls. Journal of Structural Engineering, Paulay, T. (1986). The Design of Ductile Reinforced Concrete Structural Walls for Earthquake Resistance. Earthquake Spectra, Paulay, T., y Priestley, M. (1992). Seismic Design of Reinforced Concrete and Mansory Buildings. New York: John Wiley and Sons Inc. Priestley, M., Calvi, G., y Kowalsky, M. (2007). Displacement-Based Seismic Design of Structures. Pavia: IUSS Press. Restrepo, J., Rodríguez, M., y Torres, M. (2015). Evaluación de la Rigidez Lateral Efectiva de Columnas de Concreto Reforzado. Ciudad de México: Serie Investigación y Desarrollo - SID 697, II UNAM. The National Science Foundation. (2015). Network for Earthquake Engineering Simulation (NEES). Obtenido de ACI445B Structural Wall Database: 14