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anclaje
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INSTITUTO DE MECÁNICA ESTRUCTURAL Y RIESGO SÍSMICO.
FACULTAD DE INGENIERÍA. UNC. MENDOZA.
CURSO DE HORMIGÓN ARMADO
REGLAMENTO CIRSOC 101-2005 (Cargas) REGLAMENTO CIRSOC 201-2005 (HoAo)
REGLAMENTO INPRES-CIRSOC 103-I-1982 REGLAMENTO INPRES-CIRSOC 103-II-2005
M.Sc. Ing. CARLOS R. LLOPIZ. Prof. Titular Hormigón I y Hormigón II
Director IMERIS.
ANCLAJES Y EMPALMES
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Contenido . EL MATERIAL COMBINADO HORMIGÓN ARMADO.
1. INTRODUCCIÓN. 2. LA ADHERENCIA EN ELEMENTOS DE HORMIGÓN ARMADO.
2.1. RELACIÓN TENSIÓN DE ADHERENCIA vs. DESLIZAMIENTO. 2.2. BARRAS LISAS. 2.3. BARRAS NERVURADAS.
3. INFLUENCIA DE LA POSICIÓN DE LA BARRA CON RESPECTO A LA COLOCACIÓN DEL HORMIGÓN QUE LAS RODEA. 4. EFECTO DEL CONFINAMIENTO. 5. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS DEL ACI-318 Y OTRAS NORMAS EN RELACIÓN AL DESARROLLO DE LAS ARMADURAS.
5.1. GENERALIDADES. 5.2. DESARROLLO DE BARRAS CONFORMADAS A TRACCIÓN CON EXTREMOS RECTOS. 5.3. DESARROLLO DE BARRAS LISAS A TRACCIÓN. 5.4. DESARROLLO DE BARRAS CONFORMADAS A COMPRESIÓN. 5.5. DESARROLLO DE BARRAS LISAS A COMPRESIÓN. 5.6. DESARROLLO DE BARRAS EN TRACCIÓN CON EXTREMOS CON GANCHOS NORMALES.
5.6.1. INTRODUCCIÓN. 5.6.2. LONGITUD DE DESARROLLO PARA BARRAS. NERVURADAS CON EXTREMOS CON GANCHOS.
6. EMPALMES DE ARMADURAS. 6.1. INTRODUCCIÓN. 6.2. EMPALMES DIRECTOS.
6.2.1. EMPALMES SOLDADOS. 6.3. EMPALMES INDIRECTOS.
6.3.1. TRASLAPES DE TRACCIÓN. 6.3.2. TRASLAPES DE COMPRESIÓN.
7. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS RESPECTOS A LOS EMPALMES. 8. RESULTADOS DE ENSAYOS DE BARRAS A CARGA CÍCLICA. 9. CONSIDERACIONES ESPECIALES DEL NZS:3101 PARA ANCLAJES Y EMPALMES EN ELEMENTOS SOMETIDOS A TERREMOTOS.
9.2. LONGITUD EFECTIVA DE ANCLAJE EN NUDOS. 9.3. SITUACIÓN EN NUDOS INTERIORES VIGA-COLUMNA. RELACIÓN DIÁMETRO DE BARRA CON PROFUNDIDAD DE COLUMNA. 9.4. DIÁMETRO DE BARRAS DE LOSAS COLABORANTES. 9.5. ANCLAJES EN PROLONGACIÓN DE VIGAS (BEAM STUBS). 9.6. CONDICIONES ESPECIALES PARA BARRAS DE COLUMNAS.
10. BIBLIOGRAFÍA. 11. Apéndice A: Empalmes por Soldadura.
Filename Emisión 1 Emisión 2. Anclajes y empalmes.doc Mayo 2008 Junio 2008
Páginas 35 42
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EL MATERIAL COMBINADO HORMIGÓN ARMADO. 1. INTRODUCCIÓN.
El hormigón armado es un material compuesto. La eficiente interacción de los dos componentes constituyentes requiere de una adherencia e interacción confiable entre el acero y el hormigón.
Las recomendaciones y exigencias de los códigos apuntan a asegurar que las barras de acero estén adecuadamente embebidas en un hormigón bien compactado de modo que las mismas puedan desarrollar su resistencia (al menos de fluencia) sin que se produzcan deformaciones excesivas. Es decir se deben observar requerimientos de rigidez, resistencia y de compatibilidad de deformaciones.
Fig.1(a). Falla de Anclaje de las Armaduras, en el Viaducto Cypres,
durante el terremoto de Loma Prieta, 1989, San Francisco. California.
En la teoría del hormigón
armado generalmente se asume como hipótesis de que las deformaciones específicas del hormigón, εc, y del acero εs, son iguales. Esto implica suponer que la adherencia entre el hormigón y las barras
de acero es perfecta, por lo cual no habría desplazamiento relativo entre los materiales en la superficie de interfase. Si se recuerda que la deformación límite del hormigón en tracción es del orden de 0.2x10-3, es decir de un orden menor que la deformación del acero ADN-420 para fluencia (2x10-3, que es similar al valor de deformación para máxima tensión de compresión en el hormigón) se comprenderá que es imposible postular εc=εs, en particular para estados donde el hormigón armado tenga comportamiento francamente no lineal. En zonas de alta sismicidad, las condiciones de diseño hacen que ciertas zonas críticas sean inducidas a plastificar. En ese contexto, pueden aparecer fisuras de tracción multi-direccionales por lo que las condiciones de adherencia se ven seriamente deterioradas a menos que se comprenda el fenómeno y se adopten condiciones especiales para el detalle y la construcción.
Para las situaciones normales, y las extremas cuando actúa por ejemplo el sismo severo, se debe admitir como inevitable en el hormigón armado convencional, la formación de fisuras debidas a tracción. Si bien εc no es igual a εs, la hipótesis de igualdad de deformaciones, a los efectos del diseño de las secciones, puede admitirse como válida pues está ampliamente demostrado que da buenos resultados. Sin embargo, se debe cuidar el diseño y detalle de modo que las fisuras puedan considerarse como capilares (del orden de la décima de mm). Para esto, en las condiciones de trabajo del material compuesto hormigón armado la adherencia cumple un rol fundamental, y por ello la ref. [1] indica que el aspecto más importante en el detalle de las estructuras de hormigón armado apunta a que las condiciones de adherencia sean las más efectivas. Lamentablemente esto no es muy comprendido en la práctica real, y en general se han prior izado los cálculos numéricos de las secciones
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de hormigón armado antes que el diseño y detalle de las mismas, de los elementos estructurales completos y de sus conexiones. Muchos terremotos pasados han dado cuenta de falta de adecuados detalles de anclaje, como los que se muestran en la Fig. 1(a) y (b), durante los terremotos de Loma Prieta (1989) y San Fernando (1971), ambos en California, EEUU.
Fig. 1(b). Falla de arrancamiento de las barras durante el terremoto de San Fernando, 1971. California. EEUU.
Fig. 2. Generación de fuerzas de anclaje y de adherencia por flexión.
El concepto fun-damental alrededor del cual gira la interacción entre el acero y el hormigón radica en que
se van a desarrollar tensiones de adherencia entre dos secciones en la superficie de contacto siempre y cuando exista variación entre las tensiones del acero entre ambas secciones. La Fig. 2 muestra dos casos típicos donde se desarrollan tensiones de adherencia indicadas con u, y designadas muchas veces como fuerzas de corte por unidad de área. El otro aspecto es que una barra se debe extender y estar embebida en el hormigón una distancia ld, conocida como longitud de desarrollo, para poder transferir a éste, y por ende desarrollar, la fuerza que se desee.
En la Fig. 2(a), por ejemplo, caso de tracción simple, se ve que para que se transmita el esfuerzo T, cuantificado por la tensión en el acero fs actuando sobre el área transversal de la barra, As, al bloque de hormigón es necesario que se desarrollen las tensiones u en la longitud ld. Dos aspectos se hacen notar: primero que las tensiones u no son uniformes a lo largo de ld, sino que varían de acuerdo a lo que luego se explicará, y segundo que esas tensiones u existen porque sección a sección la tensión de tracción fs en el acero varía desde un máximo en el extremo libre (donde comienza el empotramiento) a cero al final de ld, por la transferencia de esfuerzos que se hace hacia el hormigón. La distribución de tensiones fs y u es bastante compleja, pero por el momento adviértase el fenómeno físico de transferencia de esfuerzos. En la Fig. 2(b), caso de tracción por flexión, se observa que, dado que el momento flector varía a lo largo del tramo de viga analizado, los esfuerzos de tracción varían también, de T desde un extremo a T+∆T en el otro, y en consecuencia existen tanto esfuerzos de corte en el
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tramo de viga, como de corte por unidad de área en la interfase acero-hormigón, es decir tensiones u, que restituyen el equilibrio interno.
Con referencia a la Fig. 2(a), si u se considerara como uniforme a lo largo de ld, y T es el esfuerzo a transferir, entonces se puede calcular la longitud de desarrollo ld a partir de las siguientes expresiones:
(i) Fuerza de tracción a transferir:
T = Ab fs = u ∑o ld (1) (ii) longitud de desarrollo:
bs
d du
fl
4= (2)
Siendo:
u= tensión de adherencia. ∑o = área nominal de la superficie de la barra por unidad de longitud. db = diámetro nominal de la barra fs = tensión del acero. Ab = área nominal de la barra. ld = longitud de desarrollo. 2. NATURALEZA DE LA RESISTENCIA DE ADHERENCIA. 2.1. RELACIÓN TENSIÓN DE ADHERENCIA vs. DESLIZAMIEN TO.
Como para cualquier otro tipo de esfuerzo, es conveniente tratar de establecer para los esfuerzos de adherencia una relación entre la resistencia y las deformaciones.
Fig. 3. Relación resistencia vs. deslizamiento en barras lisas y barras nervuradas en hormigón armado.
En la La Fig.3 se ve la clara distinción entre la respuesta de barras nervuradas o
conformadas y la de barras redondas lisas. Se puede definir entonces la rigidez al deslizamiento o rigidez de adherencia como la relación u/∆ = τ1/∆. Convencionalmente además, se define como resistencia de adherencia aquella que se corresponde con un deslizamiento de 0.10 mm. A su vez, la parte de rigidez infinita, que corresponde a contacto perfecto, se designa como adherencia por contacto. A continuación se comentan las características de estas curvas en relación a los dos tipos de barras mencionados, lisas y nervuradas. 2.2. BARRAS LISAS.
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La adherencia en barras lisas es atribuida fundamentalmente a la adhesión química entre la pasta de mortero y la superficie de la barra. El inconveniente con el uso de las barras lisas es que aún con un nivel de tensiones axiales bajas se producirá la rotura de tal mecanismo de ligazón debida a la tendencia de deslizamiento de la barra en el hormigón que la rodea. Una vez que tal deslizamiento ocurre, la adherencia será posible si se puede desarrollar cierta fricción entre las rugosidades del agregado del hormigón y de la superficie de la barra. En consecuencia, esta reserva de adherencia en las barras lisas dependerá fuertemente de las condiciones de la superficie del acero. Los diseñadores prefieran utilizar en el hormigón armado barras que estén con cierto grado admisible de oxidación.
Cuando las barras redondas de acero liso son sometidas a los ensayos standard
de carga para determinar su comportamiento al arrancamiento, tal cual se mostró en la sección anterior, la respuesta es la que muestra la Fig.3. El incremento de la resistencia de adherencia por rozamiento es poca y el diagrama tiende a ser horizontal.
Dado que la reserva de resistencia de adherencia después de vencida la
resistencia inicial química es mínima para las barras lisas, todos los códigos están de acuerdo en que para el empalme y anclaje de barras redondas lisas en estructuras de hormigón armado deben utilizarse ganchos reglamentarios en sus extremos. 2.3. BARRAS NERVURADAS.
En las barras con algún tipo de configuración superficial, obtenida normalmente durante la operación de laminado de las barras, se aumenta notablemente la capacidad de adherencia debido a la interacción entre las nervaduras y el hormigón que las rodea. La Fig. 4 muestra, por ejemplo, las diferentes tensiones inducidas entre dos nervios de una barra conformada.
Fig. 4. Mecanismos de resistencia que aparecen entre dos nervaduras de una barra conformada.
Básicamente, la resistencia al deslizamiento está asociada con las siguientes tensiones:
(i) Tensiones de corte va debidas a la adherencia química en la superficie de contacto.
(ii) Tensiones de normales de apoyo fb, que actúan contra la cara de los nervios.
(iii) Tensiones de corte vc, que actúan sobre la superficie cilíndrica de hormigón entre las nervaduras adyacentes.
Las nervaduras son normalmente, del tipo medialuna, paralelas entre sí e
inclinadas con respecto al eje de la barra, pues se ha demostrado que frente a las del tipo anulares y nervios perpendiculares al eje de la barra, tienen un mejor comportamiento frente a la fatiga y cargas cíclicas.
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La Fig. 3 muestra el comportamiento ampliamente superior de las barras
conformadas respecto de las lisas. Note el incremento de resistencia por encima de la de adherencia por contacto que poseen aquellas, que se atribuye a la resistencia por corte antes explicada.
Uno de los aspectos más influyentes de una buena adherencia está asociado al
desarrollo de fisuras. Esto depende fuertemente de la relación resistencia de adherencia vs. deslizamiento, la que es función como se vio de las distintas configuraciones de barras y, como se verá, de las diferentes situaciones tanto en relación a los esfuerzos como a la posición de la barra dentro del hormigón.
A continuación se evalúan otros factores que hacen a la disposición y construcción de los elementos de hormigón armado. 3. INFLUENCIA DE LA POSICIÓN DE LA BARRA CON RESPEC TO A LA COLOCACIÓN DEL HORMIGÓN QUE LAS RODEA.
La relación adherencia vs. deslizamiento para las barras conformadas está afectada notablemente por el comportamiento del hormigón que se encuentra frente a las nervaduras. La calidad del hormigón en esta región depende de su posición relativa al momento de hormigonado. Las diferencias más importantes son por un lado si la barra está colocada en forma horizontal o vertical, y por otro la distancia de la barra al encofrado.
Fig.5. Formación de oquedades o poros debajo de
barras horizontales como consecuencia del asentamiento y exudación de agua (bleeding).
Debido al asentamiento del hormigón fresco, existe la tendencia de acumularse agua debajo de las barras y de las partículas más gruesas del agregado (bleeding o ganancia de agua). El
agua es luego reabsorbida por el hormigón y quedan oquedades y poros como se muestra en forma esquemática en la Fig.5. Cuando se necesita el concurso del hormigón en esas zonas y el mismo es deficiente, se producen deslizamientos.
El CIRSOC-05 estipula, sección 12.2.4, que para el caso de armaduras horizontales que estén ubicadas de tal forma que se colocan por debajo de ella más de 300 mm de hormigón fresco, debe aplicarse un factor de amplificación de 1.3. Si el elemento está vertical, o con menos de ese espesor de hormigón fresco por debajo el factor es 1.0, es decir no hay corrección por posición en esos casos. 4. EFECTO DEL CONFINAMIENTO.
Las condiciones de adherencia de las barras de acero pueden verse muy favorecidas si se tiene la posibilidad de suministrar cierto grado de confinamiento al hormigón que las rodea.
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Fig. 6. Distintos tipos de falla de anclaje de una barra simple embebida en hormigón sin y con confinamiento.
La Fig. 6 muestra los dos tipos de fallas que se
pueden identificar para una barra de acero embebida en una masa de hormigón, sin y con confinamiento transversal.
El confinamiento puede resultar por acción de armadura transversal o por la misma influencia de hormigón comprimido, de la misma pieza o de un elemento adyacente. Si no hay confinamiento, se origina un tipo de falla asociado a bloques de compresión que se intentan separar (splitting failure) por las tensiones perpendiculares de tracción que se inducen por la transferencia del esfuerzo T=Abfy hacia el hormigón. Si no hay confinamiento, al crecer los esfuerzos, las fisuras se dilatan y la barra se deslizará. Seguramente, las primeras fallas se producirán cerca del extremo libre de la barra, donde las tensiones de
adherencia son elevadas, habrá degradación del hormigón alrededor de las barras, el mismo es incapaz de recibir el esfuerzo de tracción que la barra le intenta transmitir, y se producirá, si se alcanzó fy, lo que se llama penetración de fluencia. Esto implica que la fluencia de la barra comienza a penetrar en la zona donde está anclada. Es decir no hay transferencia en esa porción desde el acero al hormigón.
Sin embargo, si la dilatación de las fisuras es impedida, los mecanismos de resistencia al deslizamiento se pueden desarrollar a pleno, y es probable que se produzca primero la falla por desintegración del hormigón frente a las nervaduras, y luego, la falla de corte. Esta se conoce en la literatura inglesa como “sleeve” o falla de superficie de corte con un diámetro ligeramente mayor que el que corresponde a la superficie externa de los nervios. 5. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS DEL CIRSOC-05 Y OT RAS NORMAS EN RELACIÓN AL DESARROLLO DE LAS ARMADURAS. 5.1. GENERALIDADES.
Los códigos de hormigón armado en general especifican requerimientos mínimos para que las barras de acero puedan desarrollar en forma efectiva las tensiones para las que fueran calculadas cuando actúan embebidas en hormigón. Para esto distinguen los siguientes casos: (i) La situación en que se encuentra el extremo de la barra que debe transferir los
esfuerzos al hormigón y viceversa, para distinguir por ejemplo si se trata de un problema de “empalme” o de “anclaje”, y
(ii) La forma que adoptan los extremos de las barras para transferir los esfuerzos hacia el hormigón y viceversa, que básicamente se clasifican en extremos rectos, extremos con ganchos normales, dispositivos mecánicos o una combinación de ellos.
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En su sección 12.1.1 especifica que en todos los casos se debe lograr la longitud de desarrollo adecuada hacia cada lado de la sección en cuestión, sea con extremo recto, gancho o medio mecánico. En forma explícita aclara que los ganchos NO se deben considerar como efectivos para desarrollar barras en compresión. La razón de esta limitación se dará más adelante.
Se dijo antes que la longitud de desarrollo es función, inversamente proporcional, de la resistencia a tracción. La misma es una función de cf ´ y el C-
201-05 limita, sección 12.1.2, este valor a 8.3 MPa, es decir a f´c de 70 MPa.
Se especifican las longitudes de desarrollo en estas secciones: (i) Desarrollo a tracción con extremos rectos, sección 12.2. (ii) Desarrollo a compresión, sección 12.3. (iii) Desarrollo de paquetes de barras, sección 12.4. (iv) Desarrollo a tracción con ganchos, sección 12.5. (v) Desarrollo con anclajes mecánicos, sección 12.6. (vi) Desarrollo de mallas de acero, secciones 12.7 y 12.8. (vii) Desarrollo de torones de pretensado en sección 12.9. (viii) Desarrollo de armado en flexión, secciones 12.10 a 12.12. (ix) Desarrollo de armaduras de alma, sección 12.13. (x) Empalmes es tratado entre las secciones 12.14 a 12.18.
En su capítulo 7 ha establecido las condiciones para los ganchos normales y los diámetros mínimos de doblado de las barras. A los efectos de facilitar la comprensión de los conceptos involucrados, en este trabajo se opta primero por analizar los requerimientos del C-201-05 de longitudes de desarrollo. Luego se explicará el mecanismo de transferencia de esfuerzos a través de los ganchos, después de lo cual se presentarán los ganchos normales según la norma. A continuación se expondrá lo que en relación a anclajes y empalmes con ganchos especifica la norma. Finalmente, se presentan los conceptos asociados a empalme de barras. 5.2. DESARROLLO DE BARRAS CONFORMADAS A TRACCIÓN CO N EXTREMOS RECTOS.
Los reglamentos ACI-318, en su capítulo 12, y NZS-3101, en el capítulo 7, tienen similares expresiones para definir la longitud de desarrollo ld de barras conformadas con extremo recto, de diámetro bd . En ambos casos se propone en primer lugar una expresión simplificada y otra como opción un poco más elaborada, que puede conducir a requerimientos menores. Sin embargo, en ningún caso la longitud de desarrollo ld debe ser menor de 300 mm para barras conformadas en tracción con extremos recto.
Fig. 7. Caso típico de arreglo de armaduras en vigas de hormigón armado
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Por ejemplo, C-201-05, sección 12.2.2, para el caso en que el espaciamiento libre de las barras a desarrollar no sea menor de 2 bd y el recubrimiento libre no menor
de bd , ver Fig.7, propone como expresiones más simples las siguientes:
50.0=dl
cf
f y
´αβλ db (3a)
para barras de diámetro menor o igual a 16 mm, y
625.0=dl
cf
f y
´αβλ db (3b)
para barras de diámetro mayor a 16 mm.
En su sección 12.2.3, opcionalmente, especifica que:
+
=
b
tr
yd
d
Kccf
fl
αβγλ´
9.0 bd (4)
y donde el factor
+
b
tr
d
Kc no debe tomarse mayor que 2.5. En estas expresiones se
debe tomar siempre a las tensiones en MPa, y las unidades ld serán las que se tomen para db . El factor Ktr es función de la armadura transversal y confinamiento.
Es importante hacer notar que en ref.[6] se marca la inconsistencia que por años ha tenido el ACI haciendo depender la longitud de desarrollo de el diámetro de la barra. Los autores manifiestan que los análisis y los experimentos demuestran que la ld no debe depender de db, y así lo toma además el NZS-3101, ref.[5], en su sección 7.3.7.2, donde para todos los diámetros de barras, adopta una ecuación idéntica a (3a). Ambos códigos están de acuerdo que f´c no debe tomarse mayor a 70 MPa, por lo que el factor
cf ´ termina limitado en 8.3 MPa, tal cual se dijo antes. En definitiva, para nuestro
medio, donde generalmente la barras están comprendidas entre diámetros de 6 mm a 25 mm, se podría utilizar siempre la expresión (3a) (opinión personal).
La sección 12.2.4 especifica el significado de los siguientes factores:
α = factor de ubicación de la armadura. El factor α puede ser 1.0 para ubicación favorable, y 1.3 en los otros casos. β = factor por revestimiento. Este factor expresa la situación desfavorable que pueden presentar las barras revestidas con materiales epóxicos, por disminuir la adherencia y fricción entre barra y hormigón. El factor toma los siguientes valores:
(i) 1.5, si las distancias entre barras revestidas es menor de 6db, o recubrimiento menor de 3db,
(ii) 1.2 para los otros casos de barras revestidas y
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(iii) β = 1.0 si la armadura no está recubierta. λ = factor por densidad de hormigón; 1.0 para hormigón normal, y 1.30 para hormigón con agregado liviano. γ = factor por tamaño de la armadura, que adopta el valor 0.80 para barras de diámetro menor o igual de 16 mm, y 1.0 para diámetros mayores de 16 mm. Este factor ya fue tenido en cuenta en las expresiones simplificadas (3).
Para los casos más comunes, barras no revestidas y hormigón normal, y
tomando fy = 420 MPa, las expresiones más simples conducen para caso de barra en posición desfavorable:
ld = (273 / cf ´ ) db y para barras en situación favorable:
ld = (210 / cf ´ ) db Así por ejemplo, cuando se utiliza un hormigón de f´c=21 MPa, las longitudes de desarrollo resultan 60 db y 46 db para los casos desfavorables y favorable respectivamente. Para f´c=25 MPa, resultan 55 y 42 db respectivamente.
Con respecto a la expresión más sofisticada (4), el ACI-318 justifica su presencia ya que permite calcular más rigurosamente las longitudes de desarrollo en sectores críticos o en investigaciones especiales. Si se adoptan ciertas combinaciones de recubrimiento y espaciamiento de armaduras, se pueden llegar a reducciones importantes.
Tanto el C-201-05, sección 12.2.5, como el NZS:3101, consideran el caso en que se tenga más armadura de la requerida en un elemento sometido a flexión. En ese caso, la longitud de desarrollo se puede reducir en la misma proporción que el cociente entre la sección requerida y la proporcionada. Esto NO es válido si las barras a desarrollar pueden alcanzar la tensión de fluencia, como es el caso de armaduras que son parte del sistema sismo resistente. 5.3. DESARROLLO DE BARRAS LISAS A TRACCIÓN.
Por los fundamentos antes dados, las barras lisas en tracción sólo pueden desarrollar en forma confiable su resistencia a través de ganchos. La longitud de desarrollo en ese caso, según el NZS:3101, sección 7.3.8, debe ser el doble del valor ldh que se obtiene en su sección 7.3.14.2 y que corresponde al desarrollo de barras en tracción para barras conformadas y con gancho normal. 5.4. DESARROLLO DE BARRAS CONFORMADAS A COMPRESIÓN .
Los mecanismos de transferencia de esfuerzos de barras en tracción al hormigón son diferentes si la barra está en compresión. En primer lugar, hay una menor tendencia de que ocurran las fallas por separación (splitting) que se dan en barras desarrolladas en tracción, porque el hormigón que la rodea está en compresión. En segundo lugar, una parte de la compresión de la barra puede ser transmitida al hormigón directamente por presión de punta. El peligro en este tipo de mecanismo reside en que la presión de punta pueda hacer saltar las zonas del hormigón
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movilizadas para soportar las fuertes presiones de compresión, muy concentradas. El desarrollo de este mecanismo es posible si después del extremo de la barra existe suficiente masa de hormigón, o algún otro dispositivo que distribuya los esfuerzos en compresión.
La Fig. 8 muestra a la izquierda los dos mecanismos de transferencia a través
de tensiones de punta y de adherencia. Cuando las barras son de diámetro importante, y el recubrimiento de hormigón escaso, se pueden dar fallas como la que se esquematiza en el centro de la figura. Para evitar este problema, se debería disponer de estribos como se indican. Como se ve, sea por tracción o por compresión es conveniente disponer de armaduras transversales en las zonas de transición de transferencia de esfuerzos.
Fig. 8. Efecto de presión de punta S en barras comprimidas; el peligro de fractura se reduce
disponiendo de armadura transversal como se indica. La Fig. 9 muestra también la posibilidad de que la presión de punta tienda a
producir una rotura con superficie cónica cuando las barras terminan muy próximas a la superficie libre de hormigón.
Fig. 9. Precaución a tomar cuando se interrumpen barras cercanas a las superficies libres de hormigón.
En ese caso se debe disponer de un gancho a 90 grados en la dirección opuesta a la ubicación de la barra de compresión.
La Fig. 10 muestra que los ganchos no son adecuados para anclar barras comprimidas. En definitiva, las normas no
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consideran reducción de longitud de desarrollo en compresión por la existencia de ganchos.
Fig. 10. Los ganchos no son apropiados para anclar barras comprimidas, en especial en
columnas. En definitiva, las normas reconocen la situación más favorable para desarrollar
esfuerzos de compresión, por lo que las longitudes de desarrollo resultan menores que las de tracción. El C-201-05 sección 12.3.2 especifica que para barras conformadas en compresión la longitud de desarrollo no debe ser menor de 200 mm, ni de la que resulte de:
b
c
yd d
f
fl
´24.0= (5a)
byd dfl 04.0= (5b)
aunque esta longitud puede ser reducida por los siguientes factores:
(i) (Asr/AsP) cuando hay armadura proporcionada en exceso, AsP, de la requerida Asr, pero que no esté sometida a fuerzas sísmicas, y
(ii) 0.75 cuando hay armadura de confinamiento de diámetro 6mm con separación no mayor de 100mm, o se cumple con lo que especifica la sección 7.10.5 de la misma norma.
Si se expresa a la longitud de desarrollo como:
b'
c
yd d
f
f λx α l β=
note que, comparando con la ecuación (3) de ld para tracción, el factor x es igual a 0.5, mientras que para compresión el factor es 0.25. 5.5. DESARROLLO DE BARRAS LISAS A COMPRESIÓN.
La norma NZS:3101, en la sección 7.3.10 especifica que las longitudes de desarrollo de las barras lisas en compresión deben duplicarse con respecto a las que corresponden a las barras nervuradas.
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5.6. DESARROLLO DE BARRAS EN TRACCIÓN CON EXTREMOS CON GANCHOS NORMALES.
Cuando la longitud recta disponible para anclaje o empalme de barras no es suficiente, se pude disponer de un extremo con gancho que reduce en forma considerable la longitud de desarrollo, designada como ldh en este caso (h por hook). Tal cual se explicitó antes, para compresión no se puede utilizar el gancho como reductor de longitud de desarrollo. La Fig. 11 muestra los ganchos reglamentarios de acuerdo al ACI-318 y CIRSOC-05, mientras que la Fig. 12 hace lo propio con los que propone el NZS:3101.
Fig. 12. Ganchos según el NZS
Fig. 11. Ganchos normales según el ACI-318.
Fig. 13. Forma típica de ejecutar ensayos
de arrancamiento de barras con ganchos. Distribución de tensiones en el acero.
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Para observar la efectividad de los ganchos, en los ensayos de arrancamiento como el que se esquematiza en la Fig. 13, se elimina el contacto de la barra con el hormigón en la porción recta antes del gancho.
Lo que se obtiene de los ensayos es la relación carga vs. deslizamiento, el cual
se mide en el punto donde la barra entra al hormigón. De la figura se observa que la distribución de deformaciones, y por lo tanto de tensiones, en el acero a lo largo del gancho revela que la barra transfiere la fuerza de tracción rápidamente hacia el hormigón y que la porción recta que sigue al gancho es generalmente inefectiva.
Es de destacar que el mayor beneficio del gancho está en las tensiones que se puedan desarrollar en el lado interno del mismo, del lado cargado. Por lo tanto las condiciones del hormigón que rodea esa zona son las que controlan el comportamiento del anclaje. Si existiera porosidad o espacios sin llenar, se pueden producir deslizamientos de la barra que degradan el anclaje. La Fig. 14 muestra la respuesta para ganchos a 180o y diferentes posiciones del mismo respecto a la dirección de colado del hormigón. Se muestra la relación fs/f´cu vs. el deslizamiento, donde fs es la tensión de tracción del acero aplicada a la barra frente al gancho, y f´cu es la resistencia cúbica del hormigón que rodea al gancho. Se deja al lector las conclusiones.
Fig. 14. Relación Carga vs. Deslizamiento para anclaje de barras nervuradas con ganchos.
La Fig. 15 muestra comportamiento frente al arrancamiento para distintos tipos de doblado extremo, incluido extremos rectos. Se ve que los ganchos, para una misma longitud de anclaje, no necesariamente proveen mejores condiciones que un extremo recto. Si se reconoce que del lado interno del doblado se introducen fuertes concentraciones de tensiones, por lo que se pueden inducir
grandes deformaciones en el hormigón, es viable comprender que para la misma longitud de embebido, el extremo recto vertical da los mejores resultados. En la figura, las longitudes de contacto son iguales en todos los casos a 10 db.
Cuando una barra se dobla alrededor de otra transversal, como es el caso de
anclaje de estribos, se pueden desarrollar tensiones de tracción del orden de 10 a 30 % mayores para el mismo valor de deslizamiento. Sin embargo, este beneficio solamente puede ser obtenido si existe contacto directo entre el gancho y la barra que sirve de apoyo. En las condiciones normales de construcción, dicho contacto no se puede garantizar, en particular si los estribos son de diámetro importante. Además, en esa zona de contacto es muy probable que la calidad del hormigón no sea muy buena (discontinuidad, porosidad, etc.). Esos dos factores pueden inducir deslizamientos a tensiones relativamente bajas.
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Fig. 16. Grados de doblado y dirección de hormigonado. 5.6.2. LONGITUD DE DESARROLLO PARA BARRAS NERVURADAS CON EXTREMOS CON GANCHOS.
El ACI-318, sección 12.5.1,
al igual que el NZS:3101 sección 7.3.14.2, establece que la longitud de desarrollo ldh, que se indica en la Fig. 11, para barras con resalte y extremo en gancho, no debe ser menor de 150 mm, ni menor de 8db y tampoco menor del valor en mm que resulta de esta expresión:
b
c
ydh d
f
fl
'24.0 321 βλααα= (6a)
(i) α1= factor de recubri-
miento. Vale 0.70 para el caso de barras de diámetro menor de 36 mm que tengan un recubri-miento lateral (es decir normal al plano del gancho) no menor de 60 mm y para los ganchos a 90o, con recubrimiento en la extensión de la barra más allá del gancho de 50 mm. NZS, sección C7.5.2.8 establece que si las barras de la viga son ancladas dentro de las barras de la columna que pasan por el nudo, ese factor de 0.70 es apropiado.
(ii) α2 = factor de confinamiento. Vale 0.80 para barras de diámetro menor de 36 mm en donde los ganchos estén confinados vertical u horizontalmente por estribos separados a no más de 3db lo largo de ldh.
(iii) α3 = relación entre Arequerida/Aexistente (Asr/AsP) cuando hay armadura proporcionada en exceso, AsP, de la requerida Asr, pero que no esté sometida a fuerzas sísmicas.
(iv) β factor por revestimiento. Este factor expresa la situación desfavorable que pueden presentar las barras revestidas con materiales epóxicos, por
17
disminuir la adherencia y fricción entre barra y hormigón. El factor toma el valor de 1.2 para los otros casos de barras revestidas con epoxi.
(v) λ = factor por densidad de hormigón. Vale 1.0 para hormigón normal, y 1.30 para hormigón con agregado liviano.
Note que ldh se mide desde la sección crítica hasta el extremo exterior o borde
del gancho. Además, se ve que no se hace diferencia entre barras horizontales que puedan estar en la parte superior o inferior del encofrado. El ACI en sus comentarios aclara que para el caso de ganchos esta distinción (que castigaba con el factor 1.30 para barras superiores) es difícil de visualizar o justificar para el caso de barras con ganchos. El estudio de fallas de barras con gancho ha demostrado que la causa principal de la falla está dada por la pérdida o separación del recubrimiento del hormigón en el plano del gancho en donde de todas maneras existen defectos en el detalle de nudo. La separación se inicia desde la parte interior del gancho donde las tensiones en el hormigón son muy elevadas. Por ello la importancia de los recubrimientos laterales y del confinamiento.
Note que para los casos comunes de fy= 420 MPa, y α1= α2 = α3= β= λ =1.0, la
expresión se reduce a:
b
c
ydh d
f
fl
'24.0= (6b)
Es decir, muy parecida a la de una barra nervurada en compresión con extremo recto. 6. EMPALMES DE ARMADURAS. 6.1. INTRODUCCIÓN.
Las longitudes de las barras de acero tienen dimensiones limitadas. Las barras en nuestro medio tienen una longitud máxima de 12 metros. Barras de diámetro menor o igual a 12 mm se pueden conseguir en rollos. De todas maneras, por razones también de orden constructivo, las barras se colocan en obra con dimensiones limitadas. En consecuencia, es necesario empalmar las barras de acero para que tengan continuidad en el hormigón. En general, los empalmes pueden clasificarse en directos e indirectos. Los directos son aquellos en los que la transferencia de esfuerzos se hace de barra a barra directamente sin la intervención del hormigón. Este es el caso de empalmes por soldadura y por elementos mecánicos, como manguitos roscados o a presión. En el empalme indirecto, las barras de acero transmiten los esfuerzos a través del hormigón que las rodea. Este es el caso de los empalmes por solape, donde además a veces es necesario de la intervención de barras de acero transversales. 6.2 EMPALMES DIRECTOS. 6.2.1. Empalmes soldados.
Los empalmes por soldadura deben ser sometidos a un control de calidad muy exigente, el que debería incluir muestras preparadas en el mismo sitio de la obra, para asegurar las características de resistencia y deformación.
El C-201-05, sección 3.6.1.5 especifica condiciones de soldadura. De todas maneras, al consultar la norma IRAM se deduce que sólo el acero ADN-420S podría ser soldable. Se remite al lector al apéndice A de este trabajo para mayor información sobre el tema. El ACI-318 en su sección 12.4.3.2 especifica que las uniones soldadas
18
se deben regir por la norma del “Structural Welding Code-Reinforcing Steel”, ANSI/AWS, American Welding Society D1.4. La norma establece que se requiere considerar la soldabilidad del acero y los procedimientos adecuados para efectuar la soldadura. Los planos y especificaciones de construcción deben ser explícitos en estos casos. La soldabilidad del acero está basada en su composición química o equivalente de Carbono (CE). A su vez, el código de procedimientos de soldadura establece un precalentamiento y temperaturas de interpaso que son función del contenido de carbono y del diámetro de las barras. En la sección 12.14.3.3. el ACI establece que un empalme soldado debe desarrollar por lo menos un 125 % de la tensión real de fluencia de la barra especificada mediante ensayos. El motivo es alejar la falla de la zona de empalme, que por soldadura podría verse fragilizada.
La ref. [6] indica que los empalmes no deben ejecutarse en zonas de rótulas plásticas, ni dentro de una distancia a partir de las mismas igual a la profundidad o diámetro de la columna, para permitir el cambio de tracción por efecto de corte. Esta restricción, dice la referencia citada, debería aplicarse a cualquier tipo de empalme, sea directo o indirecto. En Japón el tipo de unión por soldadura a tope adquirió gran auge. Sin embargo, durante el terremoto de Kobe (Kyogo-Ken-Nambú, del 17 Enero de 1995), fueron muchas las fallas por soldadura que se produjeron. La Fig. 17 muestra la falla de flexión de una de las columnas del Hanshin Expressway durante dicho evento. La falla se inició en las soldaduras a tope, que estaban ejecutadas en la misma sección de hormigón y en la zona de máximo momento, cercana a la base de la columna. Al menos 50 de esas columnas de ese viaducto fallaron provocando el colapso total que se observa en la Fig. 18.
Fig. 17. Fallas de Soldadura a tope en las barras longitudinales de las columnas de hormigón armado de una de las columnas de la Hanshin Express Way, Kobe, Japón, durante el terremoto del 17 de Enero de 1995.
Fig. 18. Falla de Flexión por encima de las bases de las
columnas durante Kobe, 1995.
19
En Japón es común para barras de diámetro mayor de 22 mm el uso de las uniones con soldadura a tope pero se requiere de licencia especial para ejecutar este tipo de unión. En este caso, se utiliza un procedimiento en el que los extremos de las barras son calentados (a gas) a una temperatura adecuada, se presionan uno contra otro y se logra la fusión mientras que se forma un bulbo en la sección de contacto. Para barras de diámetro mayor de 32 mm es común el uso de conectores mecánicos, debido a la dificultad de lograr en el sitio la condición necesaria de calentamiento indispensable para la fusión de los extremos en barras de esos diámetros. Para barras menores de 16 mm es común el uso de empalmes indirectos (por traslape). Es evidente que se trata de evitar las grandes longitudes de empalme por solape (que se verán más adelante) necesarias para barras de gran diámetro. 6.2.2. Empalmes con conectores mecánicos.
Al igual que para uniones soldadas, cuando se usan conectores mecánicos, el C-201-05, sección 12.14.3.4 especifica que las conexiones deben desarrollar en tracción y compresión por lo menos un 125 % de la tensión de fluencia real de las barras a empalmar. Más adelante se mencionarán las prescripciones adicionales que establece la norma NZS en relación a los conectores mecánicos, en particular la forma de ensayos para aceptación de la conexión. En el caso de miembros sometidos a cargas sísmicas, el requisito es que las conexiones deben poder desarrollar la resistencia a rotura de las barras. 6.3 EMPALMES INDIRECTOS.
En el caso de un empalme por solape o traslape, la transferencia de esfuerzos
de una barra a otra se hace a través del hormigón que rodea ambas barras. En cualquier parte de la longitud de empalme la fuerza se transmite de una barra al hormigón por adherencia y también por este mecanismo simultáneamente se transmite del hormigón hacia la otra barra. Dentro del hormigón se generan tensiones muy elevadas y fuerzas que tienden a la falla por separación (splitting failure). En consecuencia, la integridad de un empalme por solape depende de que se pueda desarrollar la adherencia entre barra y hormigón sin que éste se desintegre o se induzcan excesivas deformaciones. 6.3.1. Traslapes de tracción. En Los empalmes traslapados sometidos a tracción existe una fuerte tendencia a la falla de hendimiento o separación. Si bien el mecanismo de transferencia es bastante complejo, se pueden obtener algunas conclusiones por inspección de la forma de falla del mecanismo.
La Fig.19 muestra distintas situaciones de empalmes de barras en columnas. Como se ve, tanto para columnas circulares como para rectangulares, una falla del empalme implicaría un movimiento relativo longitudinal entre las barras empalmadas, lo que se debería dar si es posible la formación de una serie de superficies de fractura perpendiculares a las caras de la columna. Además se debería generar una superficie de falla paralela a la superficie de la columna que induzcan a la dilatación de las fisuras radiales (perpendiculares al radio) o circunferenciales, que permiten a las barras deslizarse con respecto al núcleo de la columna. La Fig.21 muestra fallas de empalmes por traslape en columnas, donde las barras longitudinales de las columnas son de diámetro grande.
20
Fig. 19. Distintos tipos de fallas por empalmes por
solape en columnas.
Fig. 20 Fisuras entre las barras que muestran las diagonales comprimidas.
Fig. 21. Fallas en columnas con empalmes en las regiones extremas.
La Fig.20 muestra las fisuras entre las barras y las diagonales comprimidas, por ensayos realizados por Y. Goto en Japón (tomada de ref. [7]).
El efecto de “wedging” o contacto entre las superficies de las barras a empalmar hace que se tienda a formar una fisura a lo largo de una línea que pasa a través de los centros de las barras traslapadas. Este efecto se esquematiza en la Fig. 22, donde son empalmadas cuatro barras de una viga. Es claro que solamente las ramas externas del estribo son las que ofrecen resistencia contra la separación de los bloques de hormigón que se intentan separar por debajo de las armaduras. El estribo es el que toma las fuerzas de tracción del modelo de reticulado, fuerzas ∆Zq en Fig.23, que completa el mecanismo de resistencia.
Fig. 22 Posible formación de fisuras en empalmes por traslape.
21
Fig. 23 Transmisión de esfuerzos en un empalme por traslape: el esfuerzo Z se transmite por
compresión oblicua, por lo que se origina una tracción transversal.
Fig. 24 Vista de la formación de fisuras a lo largo del elemento
estructural. El extremo libre de las
barras empalmadas, por ser focos de discontinuidad, actúan como iniciadores de fisuras a través de las zonas de tracción. Ver la Fig. 20. La fisura transversal dispara a su turno fisuras de separación.
Esto produce el incremento de la distancia A-B de la Fig.22, lo cual se puede monitorear en ensayos a través de una adecuada instrumentación, a medida que las cargas se incrementan. El inicio de la fisuración se puede detectar a partir de un incremento repentino de las dimensiones de la sección transversal en coincidencia con la ubicación de los traslapes.
Fig. 25. Distribución cualitativa de las
deformaciones transversales en un empalme por superposición de barras.
Mediciones experimentales han demostrado que las expansiones transversales son mayores en coincidencias con los extremos libres de las barras. Esto se grafica en la Fig.25. Por ello es
que cuando se terminan varias barras que están fuertemente tensionadas en la misma sección, los efectos de deformación son acumulativos, a menos que las separaciones laterales de los empalmes sea generosa.
Se recomienda es que se alternen los extremos libres a través de media longitud
de empalme, o por más de 1.30 veces dicha longitud, tal cual se muestra en la Fig. 26. Las ventajas y desventajas de cada caso se deducen por inspección de las figuras. Más adelante se verá las prescripciones de las normas, que tienen que ver con la ubicación de los empalmes, las longitudes de empalme y el número de barras a empalmar.
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Fig.26. Expansión transversal y fisuras en empalmes por superposición desfasados o alternados. (a) expansión transversal por superposición de traslape; (b) la expansión trasversal no se acumula; (c) superposición de expansión transversal no es crítica.
Dentro del rol que le cabe a la armadura transversal, en la resistencia al corte, evitar pandeo de barras y proveer confina-miento de hormigón armado, está también la que corresponde a suministrar resistencia de adherencia. La falla de un empalme en tracción es muy violenta y completa si no se ha suministrado armadura transversal en la zona de
unión de las barras. Con un mínimo de contenido de armadura de estribos, por ejemplo, 0.15%, se incrementa notablemente la resistencia del empalme, se restringe el crecimiento de la fisuración y se puede asegurar el comportamiento dúctil de la pieza. 6.3.2. Traslapes de compresión.
Debido a las condiciones de adherencia más favorables para barras en compresión que en tracción, los códigos permiten menores longitudes de solape en empalmes comprimidos.
La mayor diferencia entre empalmes en tracción y en compresión radica en que
en este último caso las barras pueden transferir parte de la fuerza por presión de punta. Algunos ensayos han demostrado que las presiones de punta han alcanzado hasta 5 (cinco) veces la resistencia cilíndrica del hormigón en los extremos de barras traslapadas en compresión. Otros ensayos de empalmes de barras en compresión han demostrado que:
(i) La presión de punta fue la responsable de la mayoría de las fallas en los empalmes, independientemente de la longitud de empalme ensayada. Los
23
ensayos se efectuaron para longitudes de empalme entre 9 a 38 veces el diámetro de las barras. Una falla típica de presión de punta se observa en la Fig. 27.
(ii) La capacidad de los empalmes fue mejorada cuando se dispuso de armadura de confinamiento, la cual limitó la expansión lateral del hormigón. En tales casos se llegó a medir presiones de punta de hasta 120 MPa.
(iii) Un incremento del espesor del recubrimiento de hormigón en la zona del empalme en compresión no resultó significativo.
(iv) Cuando se usaron barras longitudinales de diámetro pequeño, menores de 14 mm, en el solape, la presión de punta no influencia en forma apreciable la respuesta, y en ese caso el uso de armadura transversal, como se utiliza fuera de la zona de empalme, suele ser suficiente.
El efecto explosivo (falla muy frágil) que puede producir una presión de punta
excesiva, requiere de armadura transversal con poca separación, la cual debe prolongarse más allá de los extremos de las barras. La Fig.28, de ref.[7], ilustra el concepto e indica una expresión razonable para el cálculo y disposición de la armadura transversal.
Fig. 28. Cómo la armadura transversal debe extenderse Más allá de los extremos de las barras. Fig. 27. Falla de empalme por solape en compresión. 7.4. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS RESPECTOS A LOS EMPALMES.
El código C-201-05, sección 12.14 aclara que los lugares de empalmes deben quedar bien definidos en los planos. En sus comentarios recomienda que se ubiquen lejos de los puntos de máximo esfuerzo de tracción. El uso de factores 1.3ld y 1.0ld que se verá más adelante tiende a motivar al diseñador en este aspecto.
En su sección 12.14.2.1 aclara que para barras de diámetro 36 mm o mayores
no se pueden usar traslapes, excepto en casos específicos que luego aclara, por ejemplo, para barras de columnas unidas a bases, ver Sección 15.8.2.3 y comentarios.
Para los paquetes de barras aclara que se debe tomar la longitud de desarrollo para barra individual aumentada por los coeficientes de 1.20 y 1.33 para paquetes de 3
24
y 4 barras respectivamente. Los traslapes de las barras individuales de un paquete no deben sobreponerse y no se deben empalmar paquetes enteros por solape.
En la sección 12.14.2.3 aclara que en elementos sometidos a flexión, las barras
traslapadas que no están en contacto no deben estar separadas por más de 150 mm ni de 1/5 de la longitud de traslape. La razón es que si las barras a traslapar están muy separadas se crea una sección en el hormigón no armada. 7.4.1. Empalmes por traslape en tracción.
El C-201-05, sección 12.15 establece que la longitud requerida para traslapes en tracción es la que se requiere para el desarrollo de las barras, es decir ld, afectada por un coeficiente que depende de la “clase” de empalme, tipo A o B. Referirse a ecuaciones (3) y (4) para extremos rectos en tracción, ecuación (6) para extremos con ganchos en tracción. En ningún caso la longitud del empalme debe ser menor de 300 mm. Se debe calcular esa longitud utilizando los coeficientes respectivos que ya fueron analizados, sin aplicar el que corresponde a exceso de armadura (ACI, sección 12.2.5). La barra lisa no puede traslaparse con extremo recto.
La norma castiga con un factor de 1.3, y designa como traslape clase B cuando el área de acero en toda la longitud del empalme suministrada no es mayor que el doble de la requerida por análisis, o bien cuando se empalma más de la mitad del esfuerzo a transferir dentro de la longitud de empalme. Tal cual se expresó antes, se trata de motivar (o forzar) a que el diseñador ubique los empalmes fuera de las regiones de máximo esfuerzo, ya que allí el área de acero colocada fácilmente puede exceder el doble de los requerimientos, y además para que realice los traslapes en forma escalonada. Para los otros casos el traslape lo designa como tipo A, y en ese caso la longitud de desarrollo es igual a la de empalme, es decir el coeficiente es 1.0.
La siguiente tabla muestra una síntesis de lo anterior:
Porcentaje máximo de As traslapado en la longitud requerida para dicho traslape [%] requeridoA
adoproporcionA
s
s
50 100 Igual o mayor que 2 Clase A Clase B
Menor que 2 Clase B Clase B Se ve entonces que cuando las tensiones de las barras debido a cargas
mayoradas es mayor que 0.5fy en tracción, los traslapes deben tomarse siempre como de clase B.
Es importante hacer notar además lo que la norma NZS establece en su sección 7.3.17.6 donde expresa que en el caso de anclaje de los ganchos de estribos éstos no deben estar en el recubrimiento de hormigón, sino que se deben anclar a través y dentro del núcleo de hormigón y el gancho puede ser horizontal, vertical o inclinado, en función de la conveniencia para la construcción. 7.4.2. Empalmes por traslape en compresión.
El típico caso de empalme de barras de refuerzo en compresión se encuentra en las columnas donde las barras llegan generalmente un poco más arriba del nivel superior de la losa de cada piso (debe permitir el empalme respectivo), o a veces pasar
25
un piso sin empalme y traslapar en el siguiente (cortes normales entre 6 a 8 m). Rara vez es posible, por razones constructivas utilizar la barra completa de 12 m de largo, aunque esto sería ideal por razones económicas y también para evitar los problemas derivados de los empalmes.
El ACI en sección 12.16.1 establece que la longitud del empalme en barras a
compresión no debe ser menor de:
(i) 0.07fydb cuando fy ≤ 420 MPa, (casi 30 db para ADN420) o bien (ii) (0.13fy – 24)db para fy > 420 MPa (iii) 300 mm.
Si la resistencia del hormigón f´c es menor de 20MPa, la longitud de traslape se debe incrementar en un 1/3.
Cuando se traslapan barras de diferente diámetro, la longitud de empalme debe
ser la mayor entre la longitud de desarrollo de la barra mayor y la de empalme de la barra menor.
Cuando los empalmes a compresión están protegidos a lo largo de toda la longitud de traslape con armadura transversal tal que sea igual o mayor que 0.0015h.s, donde h es la altura del elemento y s la separación de estribos, se permite disminuir la longitud de traslape al afectarla por 0.83. Si el empalme está confinado con zunchos en espiral, entonces el factor puede ser 0.75. De todas maneras el empalme nunca debe ser menor de 300 mm. 8. RESULTADOS DE ENSAYOS DE BARRAS A CARGA CÍCLICA.
En la Figs. 28, 29 y 30 se muestran respectivamente las idealizaciones, configuración de fisuras y los esquemas de los ensayos que tenían como objetivo evaluar los comportamientos de barras embebidas en hormigón sometidas cargas cíclicas, con extremos rectos y con ganchos a 180o y 90o. Una de las principales conclusiones fue la siguiente: “para barras con ganchos sometidas a esfuerzos cíclicos con reversión de cargas, la resistencia de adherencia y la absorción de energía es suministrada inicialmente por el extremo embebido recto antes del gancho. Debido a que el empleo del gancho reduce esa longitud previa al gancho (note que para f´c= 21Mpa la longitud de desarrollo para extremo recto resulta ld ≅ 45db, mientras que si es con gancho a 90o, para carga cíclica daría ldh ≅ 17db, de las cuales la longitud pre-gancho sería del orden de 13db, luego un desarrollo de cuarto de circunferencia aproximado de 4db, seguido de extremo final recto de 12db, lo que da una longitud total de embebido aproximada a 30 db; es decir el pre-gancho de 13db más los 4db que dan 17db representan cerca de (17/45) 1/3 de la ld de la barra recta), se puede producir un efecto adverso en la absorción de energía . Una vez que el efecto de deslizamiento llega al extremo recto pre-gancho no existe capacidad de absorción de energía a menos que los movimientos por cargas de presión sobre el hormigón que rodea al gancho sean restringidos. Aún cuando se colocaron armaduras transversales (estribos) en cantidad más del doble de la requerida para prevenir una falla de corte, estos fueron insuficientes para limitar en forma adecuada los movimientos de los ganchos a 180o, una vez que el deslizamiento entró en la zona del gancho”.
26
Fig. 29 Esquema 3-D de nudo y representación de la porción de espécimen del ensayo que se muestra en Fig. 8.57(c).
En otra de las ref. N. Hawkings aclara que, tal
cual se muestra en la Fig.32(a) para barra recta y (b) para extremo con gancho a 180o, la respuesta de esta última es mucho más pobre que cuando el extremo es recto, puesto que una vez que el deslizamiento entra al gancho el movimiento de éste tiende a romper la conexión. Para el ensayo que se muestra en la Fig.31, se compara el extremo recto con el de gancho a 90o. Las curvas de respuesta se muestran en la Fig.33 (a) y (b). En este caso la conexión con gancho tiene mejores características cuando es sometido a tracción que a compresión, pero aún así no es tan buena como la respuesta con extremo recto. Una ventaja adicional que
se observó del gancho a 90o, de acuerdo a Hawkings, con respecto al gancho a 180o es que para cargas de tracción a desplazamientos mayores del que corresponde al pico de capacidad, hay cierta ganancia en resistencia con el incremento de desplazamiento.
Fig. 30 Configuración de fisuras bajos cargas
monotónica y bajo carga cíclica.
Fig. 31 Representación de
los ensayos de Hawkings et al.
Ref. [11] y [12]
27
Fig. 32. Comparación de respuestas en términos de tensión vs. deslizamiento de
barras embebidas con extremo recto y con gancho a
180o bajo carga cíclica.
a) barra terminada en forma recta
b) barra terminada con gancho a 180o.
Haciendo referencia
a los ensayos de Hawkings et al, se aclara que el hormigón tenía una resistencia cilíndrica a compresión promedio (hubo varios ensayos) cercana a f´c = 32 MPa, y el acero una tensión de fluencia cercana a fy= 320 MPa. Si se aplicaran los criterios del ACI, las longitudes de desarrollo deberían haber sido para extremo recto:
bbb
c
d dddf
fl y 37
32
32065.0
´65.0 ===
y para extremos con gancho a 90o:
bbb
c
dh dddf
fl y 5.10
32
320185.0
´185.0 ===
28
Fig. 33. Comparación de respuestas en términos de tensión vs. deslizamiento de barras embebidas con extremo recto y con gancho a 90o bajo carga cíclica. a) barra terminada en forma recta b) barra terminada con gancho a 180o.
Según se ve en la Fig. 31 en los ensayos se ha utilizado ldh ≅ 569 mm (22.4”), lo cual para una barra # 10 que equivale a diámetro 32 mm, resulta ldh ≅ 18db. Para la barra recta, ld
≅ 610 mm ≅ 19 db.
Se concluye entonces que los resultados de los análisis sobre los ensayos sobre las barras a cargas cíclicas demostraron que la presencia de los ganchos causó un marcado deterioro de las condiciones de anclaje. Tal vez esa fue la razón por la que se incrementó la longitud de desarrollo en un 40 % para carga cíclica con respecto a carga estática, si la barra tiene extremos con gancho .
Uno de los problemas prácticos que se presentan a menudo en las obras, y que
no formó parte de esta investigación, es que muchas veces los ganchos son causales de congestión de armaduras. Esto provoca que el hormigón que debe rodear a dichos
29
ganchos no tenga la suficiente densidad, presencia de poros y habrá falta de uniformidad de la mezcla de hormigón, etc. por lo que dicho material dista mucho de las condiciones que debe cumplir para la correcta transferencia de los esfuerzos. Si, por ejemplo, los empalmes en las columnas no se alternan, y además se usan ganchos, la situación se agrava, dejando a la columna en una cierta longitud con una debilidad que seguramente el diseñador ni se imaginó. Esto muchas veces es subestimado, tanto por quienes ejecutan la construcción como por quienes deben servir como órganos de contralor. En nuestro medio, por ejemplo, se fija la atención en si la barra tiene gancho terminal, y no en el detalle completo de armado, por ejemplo, en la correcta longitud de empalme o anclaje, que no haya congestión de armaduras, etc. Un ejemplo de esta situación se muestra en la Fig.34.
Fig. 34. Ejemplo de innecesario uso de ganchos a 180o en un obra en el centro de Mendoza Ciudad, y
potencial problema de congestión de armaduras longitudinales.
9. CONSIDERACIONES ESPECIALES DEL INPRES-CIRSOC 103-II-05 PARA ANCLAJES Y EMPALMES EN CONSTRUCCIONES SISMO RESISTENTES. 9.1. LONGITUD EFECTIVA DE ANCLAJE EN NUDOS.
En la sección 2.2.9 se especifica que cuando las barras longitudinales son ancladas en
los núcleos de nudos viga-columna interiores o exteriores o prolongaciones de vigas (beam stubs), el anclaje para la tracción se debe considerar que comienza a 1/2 de la altura hc de la columna u 8db, la menor de ellas, medida desde la cara en la cual la viga entra a la columna.
Fig. 35. Anclaje de las barras de las vigas
cuando la sección crítica de la rótula plástica se forma en la cara de las
columnas.
30
Si se demuestra que la rótula no se va a formar a partir de la cara de la columna sino a una distancia mayor de hb o 500 mm, la longitud de desarrollo se puede considerar que comienza en la cara de la columna. Estas disposiciones se ilustran en la Fig. 36. La razón a estas exigencias es porque debido a la penetración de fluencia desde la cara de la columna hacia su núcleo, la longitud disponible para el desarrollo de la resistencia de las barras de la viga se reduce gradualmente durante la respuesta cíclica debida a las acciones inducidas por los terremotos.
Fig. 36. Anclaje de las barras de las vigas cuando la sección crítica de la rótula plástica está a una distancia de la cara de las columna de al menos la profundidad de la viga o de 500mm, la que sea menor.
A los efectos de asegurar que la capacidad de la viga se mantiene sin degradación apreciable después de varias excursiones dentro del rango no lineal, se desplaza la sección de inicio efectivo de anclaje según se muestra.
En la sección 2.2.9.5 especifica que pese a lo adecuada que puede ser la
longitud de desarrollo de una barra dentro de un núcleo de columna o prolongación de viga, ninguna barra se debe terminar sin un gancho estándar vertical a 90o tan cerca como sea posible de la cara más alejada del núcleo de la columna o extremo de la prolongación de viga, y no más cerca de 3/4 de la altura de la columna medida de la cara de entrada. Tal cual se indica en las Figs. 35 y 36, los extremos de las barras superiores se deben doblar hacia abajo, y los de las inferiores hacia arriba. La razón es que se desea que las tensiones de apoyo inducidas por los ganchos sean dirigidas hacia el centro del núcleo, para asegurar que se desarrolle un mecanismo de diagonal de compresión y tensor adecuado dentro del nudo. Ver, por ejemplo, la Fig. 39. 9.2. SITUACIÓN EN NUDOS INTERIORES VIGA-COLUMNA. RE LACIÓN DIÁMETRO DE BARRA CON PROFUNDIDAD DE COLUMNA.
En la sección 2.2.9.6 establece la relación entre el diámetro de la barra longitudinal que pasa a través de un nudo interior y la dimensión del nudo en la dirección de la barra.
El problema que aparece en uniones viga-columnas interiores, tales como la que
se muestra en la Fig.40, es que en las barras pasantes se pueden desarrollar tensiones de adherencia extremadamente altas cuando el pórtico se vea sometido a deformaciones inelásticas importantes durante sismos severos. Las barras de las vigas se pueden ver forzadas a fluir en tracción en una de las caras de la columna y ser sometidas a fuertes tensiones de compresión en la cara opuesta.
31
Fig.37. Terminación de las barras de la viga en un
nudo interior.
Fig. 38. Anclaje de las barras de la viga en una prolongación de la misma.
Fig. 39. Anclaje en nudo exterior superior.
Note el desarrollo de la biela de compresión.
La Fig.40 muestra en forma esquemática la situación en un nudo interior. Además, la penetración de fluencia a lo largo de la barra de la viga desde cualquiera de las caras de la columna puede reducir en forma considerable la longitud de anclaje efectiva de la barra. En consecuencia, el límite impuesto entre el diámetro de la barra db y la profundidad de la columna, hc, intenta asegurar que la
barra de la viga no se deslizará en forma prematura a través del núcleo del nudo durante las incursiones cíclicas con reversión de desplazamientos. Sin embargo, cuando las potenciales rótulas plásticas se diseñan de forma tal que la fluencia de las vigas no puede ocurrir a una distancia medida desde la cara de la columna menor que el valor de la mitad de la profundidad de la viga, como se muestra en la Fig. 36, se obtienen mejores condiciones de transferencia de esfuerzos por adherencia, por lo que en consecuencia se pueden utilizar en estos casos barras de mayor diámetro.
32
La Fig. 40 muestra en forma esquemática las acciones internas que transmiten los elementos estructurales a un nudo de un pórtico uni-direccional, es decir trabajando sólo en el plano. En la mayoría de los casos, los nudos reciben elementos de ambas direcciones en planta. Esto es favorable en relación a confinamiento del nudo.
Fig. 40. Esquema de acciones en un nudo interior de un pórtico de
varios niveles. En definitiva, la norma
NZS 3101 establece una expresión con un número limitado de parámetros, tal que la relación entre el diámetro máximo de la barra longitudinal de la viga y la profundidad de la columna debe ser tal que:
yo
cf
c
b
f
f
h
d
αα
´3.3≤ (7)
cuando las barras de las vigas pasan en nudos que acoplan en dos direcciones, pórticos bi-direccionales (two way frames), αf= 0.85, mientras que si el pórtico es unidireccional, el factor se toma unitario. Además, cuando las rótulas plásticas en la vigas se forman en la caras de las columna, αo= 1.25. Si en cambio, tal cual se explicitó antes (sección 7.5.2.2 de la norma) la articulación plástica se puede ubicar lejos de la cara de la columna, se puede suponer que las secciones de la viga en la cara de la columna permanece elástica, con lo cual es posible adoptar αo=1.0. El valor límite que se puede adoptar para f´c en la expresión anterior es de 70 MPa.
La norma IC-103-II-05 simplemente indica, 2.2.9.6 que el diámetro de las barras longitudinales pasantes a través de nudos interiores deberá ser como máximo igual a hc/25 para el caso de vigas, y en 2.3.12.4 similar para el caso de barras de columnas que deben cumplir que su diámetro sea hb/25.
Las limitaciones que se imponen por la aplicación de la ecuación (7) de la norma NZS, y la opcional que puede consultarse en la norma, fueron derivadas en la hipótesis de que las vigas se han rotulado por flexión en ambas caras de la columna, generando fluencia por tracción en una cara de la columna y fluencia por compresión en la otra. En el caso de que tales condiciones no existan, tales como el caso de que la barra permanezca en tracción en todo el recorrido por el nudo, existirán menores tensiones de adherencia, por lo que se puede incrementar el diámetro de las barras. Además, por
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redistribución de esfuerzos, cualquier pérdida de anclaje causado por el deterioro de las condiciones de adherencia dentro del nudo generaría una variación de rigidez y un reacomodamiento de esfuerzos hacia el otro extremo de la viga sin deterioro apreciable del comportamiento estructural global. La relajación que se pueda introducir evitaría además la congestión causada por la necesidad de utilizar diámetros pequeños de barras pero en mayor número.
El diseñador debe reconocer que cada decisión que tome debe tender al
comportamiento satisfactorio global, y no solamente del problema que en particular le toca resolver. Por ejemplo, si bien el diámetro menor de las barras suministra mayor superficie efectiva de contacto, el mayor número de barras puede llevar a congestión y deterioro de la calidad del hormigón que rodea las barras 9.3. DIÁMETRO DE BARRAS DE LOSAS COLABORANTES.
Ciertas barras de las losas pueden considerarse como efectivas en resistir la tracción participando con el nervio de la viga. Sin embargo, para evitar el pandeo de esas barras, y además como la transmisión de esfuerzos hacia el núcleo de las columnas puede resultar difícil a través de barras de gran diámetro, se limita el mismo a 1/5 del espesor de la losa, y además se debe contemplar suficiente cantidad de armadura transversal en la losa para garantizar la transferencia de esfuerzos. 9.4. ANCLAJES EN PROLONGACIÓN DE VIGAS (BEAM STUBS) .
Cuando las barras de las vigas en nudos exteriores se terminan en prolongación de vigas, como se muestra en la Fig.38, se debe suministrar armadura dentro de dicha prolongación a los efectos de que la barra en compresión también pueda desarrollar su resistencia sin falla. Por ejemplo, podría tender a desprenderse el hormigón por el empuje del extremo en gancho de la barra en compresión, como muestra la Fig.41, deteriorando el comportamiento del nudo.
Esto también podría producirse si se utilizan placas de anclaje en los extremos de las barras, que aunque se comporten bien en tracción, tenderán a desplazar en compresión el hormigón por detrás del gancho o de la placa si el mismo no está anclado. Por ello, las barras en pendiente y barras secundarias que se muestran en la Fig. 36 son una forma de mejorar el anclaje cuando la barra se vea sometida a compresión.
Fig. 41. Deterioro de las condiciones de adherencia en un
nudo exterior.
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9.5. CONDICIONES ESPECIALES PARA BARRAS DE COLUMNAS . En la sección 2.3.12.2, IC-103-II-05, y similar al caso de anclaje de barras de
vigas, se especifica que cuando las barras longitudinales de columnas son ancladas en los núcleos de nudos viga-columna interiores o exteriores o prolongaciones de columnas (column stubs), o miembros de fundación, o donde se espera rótula plástica en el extremo de la columna, el anclaje para la tracción se debe considerar que comienza a 1/2 de la altura de la viga u 8db, la menor de ellas, medida desde la cara en la cual la columna entra a la viga o elemento de fundación. Si se demuestra que la rótula no se va a formar a partir de la cara de la viga, la longitud de desarrollo se puede considerar que comienza en la cara de la viga.
Fig.42. Forma en que se deben doblar las barras de las columnas en sus extremos. En la sección 2.3.12.3 se especifica que pese a lo adecuada que puede ser la
longitud de desarrollo de una barra dentro de un núcleo de columna o prolongación de viga, ninguna barra se debe terminar sin un gancho estándar vertical a 90o tan cerca como sea posible de la cara más alejada de la cara de la viga, y no más cerca de 3/4 de la altura de la viga medida de la cara de entrada. A menos que la columna sea solo diseñada para resistir cargas axiales, las direcciones de los extremos horizontales de las barras se deben doblar hacia la cara opuesta. La razón es que se desea que las tensiones de apoyo inducida por los ganchos sean dirigidas hacia el centro del núcleo, para asegurar que se desarrolle un mecanismo de diagonal de compresión y tensor adecuado dentro del nudo. Ver, por ejemplo, la Fig. 39.
En algunos casos de nudo exterior viga-columna donde la columna termina en la
parte superior de la viga, sea nudo tipo “rodilla” (knee joint), o tipo “T”, una parte significativa del momento negativo a transferir desde el extremo de la viga a la columna se obtiene a partir de acción de empalme por traslape entre la rama horizontal del gancho extremo de barra de la columna y la porción de barra superior correspondiente de la viga. En ese caso, y tal cual muestra la Fig.39, el diseñador debe considerar la posibilidad de incrementar la longitud de ese tramo horizontal post-gancho más allá del mínimo de 12 db para el gancho estándar.
En la sección 7.5.3.3, el NZS establece que cuando las columnas son diseñadas
para desarrollar rótulas plásticas en los extremos, la relación entre el diámetro de las barras de las columnas que pasan a través de las vigas de altura hb debe ser tal que:
y
c
b
b
f
f
h
d ´
2.3≤ (8)
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10. BIBLIOGRAFÍA.
1. “Reinforced Concrete Structures”. R. Park y T. Paulay. J. Wiley & Sons, Inc. 1975.
2. “Estructuras de Hormigón Armado”, de Fritz Leonhardt, Tomo I. El Ateneo. 1973.
3. Reglamento CIRSOC 201 y Anexos. Tomos 1 y 2. 1982.
4. Building Code Requirements for Reinforced Concrete. ACI-318. 1995.
5. New Zealand Standard, NZS, 3101:1995, Parte 1 (Código) y Parte 2
(Comentarios).
6. “Seismic Design and Retrofit of Bridges”. M.N.J. Priestley, F. Seible y G.M. Calvi. Wiley & Sons, Inc. 1996.
7. “Estructuras de Hormigón Armado”, de Fritz Leonhardt, Tomo III. El Ateneo.
1977.
8. “Seismic Design of Reindorced Concrete and Masonry Buildings”, Tomas Paulay & M.J.N. Priestley, John Wiley & Sons, Inc. 1992.
9. “Diseño de Estructuras de Concreto”. A. Nilson & G. Winter. Mc. Graw Hill. 1997.
10. “Consideraciones sobre anclajes y empalmes de barras de acero en estructuras
de hormigón armado”. C. R. Llopiz. 1-EIPAC-92. Mendoza. Tomo IV. 1992.
11. “Anchorage of Reinforcing Bars for Seismic Forces”. M. Faysal Hassan & Neil M. Hawkings. SP-53. ACI. Detroit. 1977.
12. “Prediction of Seismic Loading Anchorage Characteristic of Reinforcing Bars”.
M. Faysal Hassan & Neil M. Hawkings. SP-53. ACI. Detroit. 1977.
13. Reglamento CIRSOC 201 y Anexos. Tomos 1 y 2. 2005.
14. Reglamento INPRES-CIRSOC 103. Tomo 2. 2005.
15. Reglamento CIRSOC 101 y Anexos. Tomos 1 y 2. 2005.
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APÉNDICE A: EMPALMES POR SOLDADURA. A continuación se hará una síntesis de lo que las normas C-201-05, IC-103-II-05
e IRAM establecen para las uniones soldadas de barras de acero para uso en hormigón armado.
C-201-05, capítulo 3 “Materiales”:
a) sección 3.6.1.1 dice que en hormigón armado sólo se pueden utilizar barras de acero conformadas. Las lisas sólo para estribos, zunchos o espirales.
b) 3.6.1.5, ara obras a construir las uniones soldadas sólo se pueden llevar a cabo cumpliendo las normas IRAM-IAS U 500-502-98, que se refiere a barras lisas, y la U 500-207-98 que es la que corresponde al acero ADN 420 S que es la de barras conformadas que por sus propiedades mecánicas y características de soldabilidad pueden unirse por soldadura.
c) 3.6.1.6, en ampliaciones, reparaciones o modificaciones de obras existentes se debe verificar de qué tipo de acero se trata (contenido de carbono, conformación, tipo de tratamiento mecánico, etc.) para ver si es posible la soldadura. Pero aclara que si no son de los aceros soldables, o sea que respondan a las IRAM ya mencionadas, sólo se puede utilizar “métodos de soldadura especiales, por convenio previo, según artículo 5.4.1 (consultar) de la norma IRAM-IAS 500-528-98”, que es la de barras de acero conformadas de dureza natural (acero ADN 420), y aprobados por el director de obra.
d) 3.6.1.5 (b), los materiales y métodos para soldar s/IRAM-IAS U 500-97-98 (a la que luego nos referiremos)
e) 3.6.1.5 (c), los soldadores deben ser calificados s/IRAM-IAS U 500-96-89.
En definitiva, las soldaduras se permiten según el C-201-05, pero restringidas al acero soldable ADN 420 S.
C-201-05, capítulo 12 “Empalmes”.
(a) sección 12.14.3.3 dice que todo lo referente a soldadura se debe hacer de a cuerdo a IRAM-IAS U 500-97.
(b) sección 12.14.3.4 dice que los empalmes soldados deben desarrollar al menos un 125 % de la tensión de fluencia especificada de la barra.
(c) si esto no se cumple, sólo se pueden empalmar barras de hasta 16 mm pero con una serie de condiciones adicionales, ver sección 12.15.4.
IC-103-II-05, capítulo 2 “Pórticos-Empalmes”:
(a) sección 2.2.10.2 dice que los empalmes soldados, sea a tope o por yuxtaposición, deben desarrollar en tracción la resistencia de “rotura” de la barra. Establece en el mismo artículo que deben ensayarse con 8 ciclos completos de carga a una tensión máxima de 0.95fy, y para la carga máxima, en tracción y compresión, deben mostrar una deformación que no debe ser mayor a la del 10 % medida en una barra gemela no empalmada. Si no cumple hay otro requerimiento. El comentario de la norma aclara que en los criterios se ha tenido en cuenta calidad de mano de obra normal y dificultades de inspección.
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IRAM-IAS U 500-207: Barras de acero conformadas de dureza natural, ADN, soldables, S, para armadura en estructuras de hormi gón.
(a) sección 1.2 dice que la norma se refiere exclusivamente a las barras designadas
ADN 420 S. (b) sección 1.3, nota: los aceros sin características de soldabilidad pueden ser
soldados pero con métodos especiales y por convenio previo. Habla luego de la composición química y de límites del carbono equivalente (CE). Aclara además que, sección 6.4, en la designación e identificación se debe distinguir claramente la diferencia entre acero ADN 420 y ADN 420 S.
IRAM-IAS U 500-97: Barras de acero para armadura en estructuras de
hormigón. Soldadura.
Fig. A.1 Soldadura a Tope.
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Esta es la norma que establece los requisitos en cuanto a materiales y métodos. E aplicable SÓLO a las barras soldables (no a la ADN 420).
(a) 5.2.3 barras a soldar a temperatura no menor a 0oC. (b) 5.2.5 soldadura siempre en tramos rectos de armaduras, (c) 5.2.6 superficie a soldar limpias, sin escamas, ni óxidos, ni grasas o humedad. (d) 5.5 Tipos de empalmes para soldadura resistente: 5.5.1.1 a Tope: (1) para barras de acero con diámetro igual o mayor de 20 mm (2) preparar superficies y observar lo que estipula la Fig. A1, que corresponde a las figs. 1 a 4 de la norma citada. (3) observar diámetro de electrodos y orden de pasadas, ver sección 5.5.1.1.5. 5.5.1.2 por Yuxtaposición simple: (1) para barras de diámetro igual o mayor a 6 mm. (2) debe cumplir con lo mostrado en Fig. A.2, que son las Figs. 5 y 6 de la norma. (3) los cordones pueden ser continuos, como en Fig. 5. (4) o para favorecer la disipación de calor, ser discontinuos como en Fig. 6 y 7.
5.5.1.3 por Y
ux
Fig. A.2 Soldadura por yuxtaposición simple.
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5.5.1.3 por Yuxtaposición doble:
(1) para barras de diámetro igual o mayor a 6 mm. (2) como muestra la Fig. A.3, Figs. 7 y 8 de norma, soldar de un solo lado de lado de las barras. Paso de cordones desplazados 5mm. (3) cuando se usan dos barras, deben ser del mismo tipo de acero que la de barras a empalmar, y la suma de las áreas ser como mínimo la misma de las barras a unir.
Fig. A.3 Soldadura por yuxtaposición doble.
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5.5.1.4 Empalme en Cruz:
(1) para barras de diámetro igual o mayor a 6 mm. (2) Fig. A.4, Figs. 9 de norma, se usa por ejemplo para barras transversales soldadas para anclaje. (3) se recomienda que la relación de diámetro menor a mayor sea mayor de 0.57 (por ejemplo, 10 mm con 16 mm puede ser).
Fig. A.4 Soldadura en Cruz. Sección 6.
Se refiere a la “Calificación del Procedimiento de Soldadura”, que incluye los procedimientos, tipos, secuencia y número de pasadas, precalentamiento o no, electrodo, alambre, gas, cantidad de probetas a ensayar, etc. La Tabla siguiente da la cantidad de probetas para ensayos de calificación.
Sección 6.2.1. Preparación de Probetas para ensayos. (1) Para ensayo de empalme a tope, según se mostró en Fig. A.1. La probeta debe tener un largo tal que asegure una longitud libre entre las mordazas de unos 20 db. (2) Ver Fig. A.5 para preparar probeta. Se hacen cordones ≥5db y separados ≥20db, con largo entre mordazas ≥30db. (3) para yuxtaposición simple, con diámetros grandes, problemas de alineamiento. Se adopta variante 2, de Fig. 7 de norma, donde se doblan los extremos para facilitar amarre, con ángulo de 3o (pendiente 1:20). (4) para yuxtaposición doble, preparar según Fig. 8 de norma.
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(5) la rotura debe producirse fuera de la zona de soldadura.
Fig. A.5 Probetas para ensayos.
Fig. A.6 Probetas para ensayos de doblados.
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Sección 6.2.3. Doblado.
(1) Ensayos de acuerdo a Fig. A6, que son las Figs. 11 a 14 de norma. (2) La probeta no debe presentar fisuras observables a simple vista cuando es
doblada a 90o con los diámetros de mandriles que da la tabla siguiente (No 4). (3) Para empalmes en cruz el ensayo se realiza sobre la barra de mayor diámetro. (4) En el caso de barras conformadas de ADN, éstas se disponen de modo que los
nervios longitudinales queden en posición horizontal.
Sección 6.2.5 Evaluación de resultados. Si alguna probeta no da resultados satisfactorios, se repite el número de ensayos que da la tabla No 3 para el ensayo en cuestión. Si de esta repetición no hay resultados satisfactorios se rechaza el procedimiento y se prepara otro, con variantes, hasta lograr el resultado buscado.
