Introducción

Hasta hace poco tiempo el comportamiento elástico de los materiales (Hibbeler, 2017) era utilizado para el diseño de estructuras (Kassimali, 2015), debido al escaso conocimiento que se tenía del comportamiento de los materiales sometidos a deformaciones superiores a las elásticas. Sin embargo, avances importantes en modelos basados en la teoría de pórticos, han tratado de representar las etapas del comportamiento real de las estructuras, es así como se desarrollan los modelos plásticos no lineales que considera grandes desplazamientos y deformaciones, bajo solicitaciones estáticas y dinámicas (NEC-SE-CG, 2014; NEC-SE-DS, 2014).

Por lo antes expuesto, Ugarte et al. (2006) evaluaron el comportamiento de tubulares cuadrados a flexión con carga monotónica del cual se implementa su modelación con el programa Abaqus. Sin embargo, el estudio se centra en elementos tubulares sin refuerzo. Carapaz (2015) estudió el comportamiento de tubulares de acero sometidos a carga axial con la alternativa de rellenar internamente el tubular con concreto. González (2016) evaluó el comportamiento de uniones empernadas de tubulares cuadrados conformados en frío sin usar platinas de refuerzo y soldadura como elemento de unión. Fadden (2013) hizo el estudio de la conexión entre elementos tubulares cuadrados conformados en frío sometidos a cargas monotónicas y cíclicas, el reforzamiento consistió en colocar una plancha rigidizadora que envuelve el perímetro de la columna y descansa sobre las alas de la viga en el tope y la base utilizando soldadura de penetración completa.

Rezaifar y Younesi (2017) realizaron el estudio analítico de la conexión viga-columna con rigidizadores trapezoidales soldados a las alas de vigas tipo I, diferente al caso propuesto en el presente estudio donde se colocan platinas que envuelven el perímetro de la columna de sección cuadrada.

Una de las formas constructivas muy utilizadas en el Ecuador es unir perfiles G doblados en frío (Novacero, 2017) y conformar tubulares de acero de sección cuadrada mediante el uso de soldadura en filete o penetración completa. Sin embargo, existe incertidumbre en el comportamiento plástico de la conexión soldada viga-columna entre estos elementos (Pellicer, 2014).

Por lo antes expuesto, en esta investigación, se evaluó el comportamiento de dicha conexión mediante ensayos experimentales, para así apreciar la distorsión de la sección trasversal de la viga y columna de la conexión soldada (sin y con refuerzo) (Romero, 2010).

Los ensayos experimentales permitieron analizar el comportamiento elástico y plástico de los elementos de la unión soldada, lo cual es fundamental para evitar posibles mecanismos de fallas que pudieran ocurrir en la edificación (NEC-SE-AC, 2014), sobre todo, si el nudo no cumple con el criterio viga débil-columna fuerte (ANSI/AISC, 2010).

Materiales y Métodos

Determinación de la carga de colapso en los pórticos ensayados

La carga de colapso de los pórticos ensayados fue determinada con la teoría de análisis plástico (Seguí, 2013). Para esto se propone un mecanismo de colapso (Figura 1).

Los cálculos se realizaron empleando la Ecuación 1 (Seguí, 2013).

Donde:

; es trabajo externo; es trabajo interno.

De aqui es igual a la carga de colapso “P”. Los cálculos se realizaron empleando la Ecuación 2.

Donde:

Mn es momento nominal plástico; Se es módulo de sección elástico (AISI, 1996); Fy es esfuerzo de fluencia (Cervera, 2015); L es longitud del elemento, establecida en 45 cm; 1,25 factor de forma para pasar del momento elástico al momento plástico.

Sustituyendo en la Ecuación 2, las propiedades mecánicas 1,25 Se, Fy, y L, como se muestra en la Tabla 1, la carga "P" en cada caso resultó:

Se: módulo de sección elástico, Fy: esfuerzo de fluencia, L: longitud del elemento, P: carga aplicada.

Análisis y diseño del marco soporte indeformable

La geometría del marco rígido de ensamblaje a los pórticos ensayados se muestra en la Figura 2.

El análisis del marco fue desarrollado con el programa SAP 2000 (2017), mientras el diseño por flexión y revisión por corte fue realizado con la teoría de esfuerzo permisible (McCormac, 2012). Los cálculos se realizaron empleando las Ecuaciones 3 y 4 utilizando una carga en condición de servicio de 78.453 N es decir aproximadamente 1,2 veces más a la carga de colapso 67.646 N del pórtico más rígido ensayado, con esto el corte y momento máximo resultó: 16.381,5 Kgf y 4.386,5 Kgf.m (Figura 3).

Donde:

Fb es esfuerzo permisible a flexión; Fy es esfuerzo de fluencia del acero; fb es esfuerzo actuante a flexión; M es momento actuante; Sx es módulo de sección elástico.

Donde:

Fv es esfuerzo permisible a corte; V es corte actuante; Aw es espesor del alma del perfil; d es altura del alma; Fy es esfuerzo de fluencia del acero.

Sustituyendo el momento máximo condición de servicio 43.8650 kgf.cm, en la Ecuación 3, el módulo de sección elástico Sx resultó:

Con este resultado fue seleccionado un perfil HEB160 (Novacero, 2017). Sin embargo, para evitar la falla por corte fue seleccionado un perfil HEB220 que al sustituir en la Ecuación 4, el valor del área del alma del perfil 17,86 cm. y fluencia 2.531 kg/cm. (ASTM, 2014), el esfuerzo cortante actuante resultó:

Cálculo de las platinas de refuerzo

Para determinar las dimensiones de la platina de refuerzo fue considerada la conexión viga-columna de sección trasversal cuadrada conformada por perfiles G 80x80x3 mm y el fundamento teórico de que el momento resistente de la columna debe ser 1,10 veces mayor que el de la viga (NEC-SE-AC, 2014). Para esto fue elaborada una hoja de Excel cuyos datos se muestran en la Tabla 2 y resultados en la Tabla 3.

Wx: módulo de sección, Mn: momento nominal plástico, e: espesor de platina de refuerzo.

De los resultados se observa que el momento nominal de la sección con refuerzo (platina de espesor 2 mm) es 85.984 Kgf.cm es decir 10,58 % mayor al de la sección sin refuerzo el cual es 77.571 Kgf.cm.

De aquí se obtuvo un espesor de platina de 2 mm. Sin embargo, fue seleccionada una platina comercial (Novacero, 2017), del espesor del tubo más rígido, es decir 3 mm y ancho 25 mm.

Ensayos realizados

Las propiedades mecánicas de los perfiles G que fueron soldados para conformar la sección cuadrada de la conexión viga columna de los pórticos ensayados se muestra en la Tabla 4.

La geometría de los pórticos sin y con refuerzo ensayados se muestra en las Figuras 4 y 5.

El conjunto marco soporte y pórticos fue colocado en la base de la máquina universal. Cada ensayo consistió en imponer carga progresiva en la junta superior del pórtico (Figura 6a). Posteriormente, se midió en forma sistemática el desplazamiento de la junta inferior utilizando cinta métrica (Figura 6b). Luego, para evaluar la distorsión de la sección trasversal en los elementos de la conexión inferior fue necesario medir con vernier, como se muestra en la (Figura 6c) parámetros como: ensanchamiento de la sección trasversal de la columna y viga llamados (C.) y (V.), respectivamente.

Resultados y Discusión

En las Tablas 5 al 10 se muestran los resultados de los ensayos, los cuales se usaron de referencia para realización de las gráficas que se muestran en las Figuras 9 al 11; carga aplicada versus desplazamiento vertical, carga aplicada versus ensanchamiento de la sección trasversal de la columna (C.) y carga aplicada versus ensanchamiento de la sección trasversal de la viga (V.). La Figura 12 representa el comportamiento experimental de la conexión.

En las Tablas 5 al 7 se puede apreciar que la carga de colapso experimental en los pórticos 1, 2 y 3 (conexión sin refuerzo) disminuye en 12,82 % (media aritmética) con respecto a la teórica, esto se debe a una falla por carga excesiva que distorsiona la sección trasversal de la columna (pandeo local), formándose la rótula plástica en dicho elemento.

En las Tablas 8 al 10 se puede apreciar que la carga de colapso experimental de los pórticos 4, 5 y 6 (columna de la conexión inferior reforzada con platinas) se incrementa en 14,96 % (media aritmética), mientras que el desplazamiento con relación a los pórticos 1, 2 y 3 disminuye en 47,36 % (media aritmética). Esto se debe al aumento de la rigidez lateral del pórtico por la adición del refuerzo.

En la Figura 7a se puede apreciar que la carga de colapso del pórtico 4 se incrementa con respecto al pórtico 1 en 20,6 %, mientras que el desplazamiento disminuye 52,5 %. Con relación a la Figura 9b se observa que la carga de colapso del pórtico 5 aumenta 9,52 % con respecto al pórtico 2, y el desplazamiento disminuye 43,63 %. En la Figura 9c se puede apreciar que la carga de colapso del pórtico 6 aumenta y en porcentaje representa 14,75 % con respecto al pórtico 3 y el desplazamiento disminuye 45,95 %.

El aumento de la carga de colapso o disminución del desplazamiento vertical se debe al incremento de rigidez lateral del pórtico por la adición del refuerzo “platina” en el perímetro de la columna de la unión soldada.

En la Figura 8 se aprecia el ensanchamiento (C.) de las columnas en los pórticos 1-4, 2-5 y 3-6. Dicho ensanchamiento en el pórtico 4 (Figura 8a) disminuye 98,46 % con respecto al pórtico 1. En el caso de los pórticos 5 y 2 (Figura 8b) el porcentaje de disminución representa 92,98 %, mientras que con relación a los pórticos 3 y 6 (Figura 8.) la disminución es de 70,20 %

En la Figura 9 se aprecia el ensanchamiento de la viga (V.) de los pórticos 1-4, 2-5 y 3-6. El ensanchamiento de la viga del pórtico 4 (Figura 9a) aumenta con respecto al pórtico 1 en 36 %. En el caso de los pórticos 5 y 2 (Figura 9b) el incremento es de 2,33 % y para los pórticos 6 y 3 (Figura 9c) el porcentaje se amplía a 109,38 %.

En las Figuras 10a, 10b y 10c se muestra la falla (pandeo local) (Romero, 2019) que ocurre en la columna; se destaca la distorsión de la sección trasversal del elemento dando formación a la rótula plástica en dicho elemento de la conexión soldada. También se puede apreciar que las platinas de refuerzo instaladas en el perímetro de la sección transversal de la columna evitan la falla (pandeo local) en la columna, formándose la rótula plástica en la viga de la unión soldada (Figuras 10d, 10e y 10f), cumpliéndose con la condición de que se plastifiquen primero las vigas antes que las columnas y se desarrolle el mecanismo de disipación de energía en las vigas.

Conclusiones

Las platinas instaladas en el perímetro de la sección trasversal de la columna de la conexión inferior de los pórticos 4, 5 y 6 evita la falla (pandeo local) y garantiza la formación de la rótula plástica en la viga de la unión soldada cumpliendo así el criterio viga débil - columna fuerte.

La utilidad del presente estudio es que viviendas y centros comerciales construidos o por construir con perfiles tubulares cuadrados podrían mejorar su desempeño con la colocación de platinas de reforzamiento alrededor de la columna a fin de que se obligue a que se plastifiquen las vigas antes que las columnas, se implemente el mecanismo de disipación de energía en las vigas y se evite la formación de un mecanismo de colapso.

Se ha presentado una alternativa de reforzamiento distinta a la consultada en la literatura la cual ha producido buenos resultados en términos de ganancia en resistencia, disminución de desplazamientos, evitar el pandeo local de columnas y el garantizar la formación de rótulas plásticas en vigas como medio disipador de energía.

A futuro se recomienda realizar el estudio de la conexión viga - columna bajo cargas cíclicas y observar cómo es el comportamiento del lazo de histéresis y su mecanismo de disipación de energía al utilizar el mecanismo de reforzamiento presentado en el presente trabajo.

Referencias Bibliográficas

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