Cabezales de pilares de hormigón

Introducción 

Este artículo aborda el análisis de regiones de discontinuidad. El modelado de cabezales de pilares, que contienen discontinuidades tanto estáticas como geométricas, se estudiará con la ayuda de un estudio experimental realizado por Geevar y Menon (2018). Su estudio consistió en experimentos sobre cabezales de pilares con cuatro cargas concentradas. Los especímenes fueron armados siguiendo las reglas estándar utilizadas en la práctica de diseño. Se ensayaron ocho especímenes para investigar la influencia de varios parámetros, como el tamaño de las placas de apoyo, la disposición de la armadura, la geometría y la excentricidad de las cargas aplicadas. Dado que la excentricidad de la carga no tuvo una influencia significativa en el comportamiento de los especímenes en los experimentos, solo los especímenes con geometría constante y sin excentricidad de carga (S1, S2, S3, S4 y S5) fueron analizados con el CSFM.

Definición de modos de fallo

Con el fin de comparar los modos de fallo observados en los experimentos con los predichos por el CSFM, los modos de fallo se clasifican de la siguiente manera: flexión (F), cortante (S) y anclaje (A). Cabe señalar que ninguno de los experimentos cubiertos en este capítulo exhibió un fallo de anclaje. La Tabla 6.1 define diferentes subtipos de fallo dependiendo de si los fallos de flexión y cortante son provocados por el fallo del hormigón o de la armadura. Si bien la plastificación de la armadura no representa un fallo del material, esta se incluye como un subtipo de fallo en combinación con el aplastamiento del hormigón debido a la importancia de distinguir los fallos por aplastamiento del hormigón sin plastificación de la armadura (muy frágiles) de aquellos que ocurren después de la plastificación de la armadura (que pueden exhibir cierta capacidad de deformación). 

Configuración experimental

La Fig. 6.22a muestra la geometría de los especímenes. Las dimensiones y la armadura fueron diseñadas a una escala de aproximadamente 1:3,5 en comparación con los cabezales de pilares típicos utilizados en la construcción de puentes. Para garantizar la estabilidad durante los ensayos, la configuración de prueba se invirtió con respecto a la configuración normal de una losa de cimentación sobre pilotes. Los especímenes se apoyaban sobre cuatro soportes verticales (compuestos por células de carga, placas de acero y finas almohadillas de neopreno) y se sometían a una fuerza vertical en la parte superior (véase la Fig. 6.22b). La carga vertical se aplicó con excentricidad cero a los especímenes S1, S2, S3, S4 y S5. El tamaño de la placa de carga (l_b) varió en los ensayos, como se indica en la Tabla 6.14. La disposición de la armadura de los especímenes se muestra en la Fig. 6.22c y el número y cantidad de barras de armadura se detalla en la Tabla 6.14. La disposición estaba compuesta por armadura principal (A_s1), que fue complementada por armadura adicional (A_s2) en los ensayos S3, S4 y S5. Esta armadura estaba completamente anclada fuera de la zona de cargas aplicadas. La armadura también comprendía armadura horizontal distribuida (A_h con espaciado s_h) y armadura vertical distribuida (A_v). Se observó que la armadura vertical distribuida trabajaba principalmente a compresión y no era efectiva. Por lo tanto, esta armadura no fue modelada en el CSFM, como se discutirá en los capítulos siguientes. 

Propiedades de los materiales

Las propiedades de los materiales utilizadas en los análisis numéricos del CSFM se enumeran en la Tabla 6.15. La resistencia f_t y la deformación última ε_u de la armadura, así como la deformación del hormigón ɛ_c0, no se proporcionaron en el informe de ensayo; por lo tanto, se asumieron valores plausibles para estos parámetros.

Modelado con el CSFM

La geometría, la armadura, los apoyos y las condiciones de carga fueron modelados en el CSFM de acuerdo con la configuración experimental. La Fig. 6.18 muestra el modelado del cabezal de pilar S1. Se asume que las placas de neopreno muy delgadas (10 mm) no permiten una deformación horizontal significativa y, por lo tanto, se utiliza un apoyo fijo en las direcciones horizontal y vertical. Las placas de apoyo de carga no están dispuestas sobre todo el espesor de los cabezales de pilares (véase la Fig. 6.22a). Por lo tanto, el espesor en los análisis del CSFM se estableció igual a la suma del espesor de las placas de apoyo de carga (es decir, el doble de l_b). Al considerar esto, se desprecia implícitamente cualquier efecto positivo de confinamiento triaxial debido a la distribución simultánea de la carga en el plano y fuera del plano. Como ya se indicó, la armadura vertical distribuida (A_v) no fue modelada ya que trabaja principalmente a compresión y no tiene una influencia significativa en el comportamiento del espécimen. El Modelo de Cordón a Tracción se utilizó en todos los casos para capturar los efectos de rigidización a tracción (sin armadura modelada como estribos).

Para cada ensayo, se realizaron cuatro cálculos numéricos utilizando los siguientes parámetros: 

• El tamaño de malla, que fue de 10 (el valor predeterminado para este ejemplo particular) y 20 elementos finitos a lo largo de la sección A-A, tal como se define en la Fig. 6.22c. 
• La consideración o no del efecto de rigidización a tracción. Por defecto, la rigidización a tracción (TS) se considera en el CSFM (el Modelo de Cordón a Tracción se utiliza para todas las barras en este caso particular).
• El límite de deformación para el aplastamiento del hormigón (ε_cu2), que se estableció en 2‰ y 3,5‰ (el valor predeterminado utilizado en otros análisis de este capítulo).

Los parámetros utilizados en cada cálculo numérico se resumen en la Tabla 6.16. El modelo M0 corresponde a la configuración predeterminada del CSFM.

Comparación con los resultados experimentales

Este artículo proporciona comparaciones entre las cargas últimas y los modos de fallo proporcionados por el CSFM y los resultados experimentales estudiados. 

Modos de fallo y cargas últimas

La Tabla 6.17 resume las cargas últimas medidas en los ensayos (P_u,exp) y predichas por el CSFM (P_u,calc), así como los respectivos modos de fallo. La carga última P_u corresponde a la media de las cuatro fuerzas de reacción (es decir, un cuarto de la carga total aplicada). La Tabla 6.17 también proporciona la media y el coeficiente de variación (CoV) de las relaciones entre las cargas últimas medidas y calculadas para cada modelo numérico. Las relaciones superiores a uno denotan predicciones conservadoras, mientras que las inferiores a uno indican estimaciones no seguras de la carga última. 

En todos los análisis numéricos, el fallo fue provocado por el aplastamiento del hormigón (véase la Tabla 6.17). En los experimentos, el fallo también se debió al aplastamiento del hormigón, pero estuvo precedido por una ligera plastificación de la armadura principal (A_s1), que no limita la carga última. Si bien la plastificación de la armadura no es capturada por el CSFM, esto no tiene un impacto significativo en la calidad de los resultados. El modelo predeterminado M0 conduce a predicciones de resistencia ligeramente no seguras (un 4% de media). Cabe señalar que las predicciones son claramente no seguras para el espécimen S5 independientemente de los parámetros numéricos considerados. Estos resultados insatisfactorios del CSFM podrían explicarse parcialmente por el hecho de que el resultado de resistencia del experimento fue anormalmente bajo. A pesar de que S5 es similar a S4 pero contiene una cantidad de armadura transversal un 50% mayor y placas de carga un 20% más grandes, su resistencia es significativamente inferior a la de S4. Esto podría ser un resultado experimental anormal o simplemente una consecuencia de la gran dispersión, que es de esperar en fallos a compresión de una biela. 

Las disparidades entre los diferentes análisis del CSFM pueden analizarse fácilmente mediante la relación entre la carga última experimental y la calculada (P_u,exp/P_u,calc). La variación en el tamaño de malla y la consideración o no de la rigidización a tracción no influyen significativamente en las cargas últimas (variaciones inferiores al 5%; véase la Fig. 6.24a-b). Si bien la consideración de la rigidización a tracción podría influir en los resultados en fallos por aplastamiento del hormigón con armadura transversal (ya que reduce las deformaciones de la armadura y, en consecuencia, aumenta la resistencia efectiva a compresión), este no es el caso aquí ya que las deformaciones transversales permanecen muy pequeñas y la resistencia a compresión apenas se ve afectada por el factor de ablandamiento a compresión. Sin embargo, los resultados son sensibles a la deformación última de compresión considerada en el hormigón (ε_cu2). Considerando una deformación última de 2‰ (modelo M3) en lugar del 3,5‰ del modelo predeterminado, se obtienen reducciones de hasta el 10% de las cargas últimas predichas (véase la Fig. 6.24c). 

La Fig. 6.25a muestra los resultados del campo de tensiones continuo (tensiones principales de compresión (σ_c) y tensiones en el acero (σ_sr) en las fisuras) para el espécimen S1; el modo de fallo predicho y su ubicación están marcados. Estos resultados fueron calculados utilizando los parámetros numéricos predeterminados M0. Los patrones de fisuración observados en el estado último se muestran en la Fig. 6.25b. Las ubicaciones predichas donde se espera que el hormigón sea aplastado concuerdan con las observaciones experimentales. 

Conclusiones

Se puede encontrar una buena correspondencia entre los resultados del CSFM y las observaciones experimentales para el caso de las regiones de discontinuidad analizadas en este artículo. Se pueden establecer las siguientes conclusiones:

• Los análisis del CSFM utilizando parámetros numéricos predeterminados proporcionan estimaciones adecuadas de las cargas últimas y los modos de fallo. Sin embargo, los resultados muestran que los fallos locales a compresión en una biela no pueden predecirse con la misma precisión que los fallos en los que la resistencia está limitada por la plastificación de la armadura. Este fue un resultado esperable, que se compensa en los códigos de diseño mediante el mayor coeficiente de seguridad para el hormigón a compresión que para la armadura.
• La variación en el tamaño de malla y la consideración o no de la rigidización a tracción no influyen significativamente en las cargas últimas en este caso.