• Author / Uploaded
• smademont

• Categories
• Concreto reforzado
• Estrés (Mecánica)
• Acero
• Adhesión
• Hormigón

Citation preview

1

Instituto de Mecánica Estructural y Riesgo Sísmico

HORMIGÓN I Unidad 8:

ANCLAJES Y EMPALMES. Profesor: CARLOS RICARDO LLOPIZ.

2

Contenido. EL MATERIAL COMBINADO HORMIGÓN ARMADO.

8.1. INTRODUCCIÓN. 8.2. LA ADHERENCIA EN ELEMENTOS DE HORMIGÓN ARMADO. 8.2.1. ELEMENTO EN TRACCIÓN. 8.2.2. ELEMENTO EN FLEXIÓN. 8.3. NATURALEZA DE LA RESISTENCIA DE ADHERENCIA. 8.3.1. RELACIÓN TENSIÓN DE ADHERENCIA vs. DESLIZAMIENTO. 8.3.2. BARRAS LISAS. 8.3.3. BARRAS NERVURADAS. 8.4. INFLUENCIA DE LA POSICIÓN DE LA BARRA CON RESPECTO A LA COLOCACIÓN DEL HORMIGÓN QUE LAS RODEA. 8.5. INFLUENCIA DEL DIÁMETRO DE LA BARRA Y CONDICIONES DE LA SUPERFICIE. 8.6. EFECTO DEL CONFINAMIENTO. 8.7. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS DEL ACI-318 Y OTRAS NORMAS EN RELACIÓN AL DESARROLLO DE LAS ARMADURAS. 8.7.1. GENERALIDADES. 8.7.2. DESARROLLO DE BARRAS CONFORMADAS A TRACCIÓN CON EXTREMOS RECTOS. 8.7.3. DESARROLLO DE BARRAS LISAS A TRACCIÓN. 8.7.4. DESARROLLO DE BARRAS CONFORMADAS A COMPRESIÓN. 8.7.5. DESARROLLO DE BARRAS LISAS A COMPRESIÓN. 8.7.6. DESARROLLO DE PAQUETES DE BARRAS. 8.7.7. DESARROLLO DE BARRAS EN TRACCIÓN CON EXTREMOS CON GANCHOS NORMALES. 8.7.7.1. INTRODUCCIÓN. 8.7.7.2. LONGITUD DE DESARROLLO PARA BARRAS NERVURADAS CON EXTREMOS CON GANCHOS. 8.7.8. DESARROLLO DE MALLAS ELECTROSOLDADAS DE ACERO CONFORMADO SOMETIDAS A TRACCIÓN. 8.7.9. DESARROLLO DE MALLAS ELECTROSOLDADAS DE ACERO LISO SOMETIDAS A TRACCIÓN. 8.8. EMPALMES DE ARMADURAS. 8.8.1. INTRODUCCIÓN. 8.8.2. EMPALMES DIRECTOS. 8.8.2.1. EMPALMES SOLDADOS. 8.8.2.2. EMPALMES CON CONECTORES MECÁNICOS. 8.8.2.2.1. EMPALMES CON MANGUITOS ROSCADOS.

3

8.8.2.2.2. EMPALMES CON MANGUITOS A PRESIÓN PARA BARRAS NERVURADAS. 8.8.3. EMPALMES INDIRECTOS. 8.8.3.1. TRASLAPES DE TRACCIÓN. 8.8.3.2. TRASLAPES DE COMPRESIÓN. 8.8.4. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS RESPECTOS A LOS EMPALMES. 8.8.4.1. EMPALMES POR TRASLAPE EN TRACCIÓN. 8.8.4.2. EMPALMES POR TRASLAPE EN COMPRESIÓN. 8.8.4.3. DISPOSICIONES ESPECIALES PARA DISEÑO SÍSMICO. 8.9. DESARROLLO DE LA ARMADURA EN FLEXIÓN. 8.9.1. GENERALIDADES. 8.9.2. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS DEL NZS:3101 Y DEL ACI 318 8.9.2.1. INTERRUPCIÓN DE LA ARMADURA DE TRACCIÓN. LONGITUDES DE EMBEBIDO. 8.9.2.2. CONDICIONES PARA INTERRUMPIR LA ARMADURA. 8.9.2.3. ANCLAJES EN ELEMENTOS DE SECCIÓN VARIABLE. 8.9.2.4. DESARROLLO DE ARMADURA DE TRACCIÓN PARA MOMENTO POSITIVO. 8.9.2.5. DESARROLLO DE LA ARMADURA PARA MOMENTO NEGATIVO. 8.9.2.6. DESARROLLO DE LA ARMADURA DEL ALMA. 8.10. CONSIDERACIONES ESPECIALES DEL NZS:3101 PARA ANCLAJES Y EMPALMES EN ELEMENTOS SOMETIDOS A TERREMOTOS. 8.10.1. EMPALMES E INTERRUPCIÓN DE BARRAS. 8.10.2. LONGITUD EFECTIVA DE ANCLAJE EN NUDOS. 8.10.3. SITUACIÓN EN NUDOS INTERIORES VIGA-COLUMNA. RELACIÓN DIÁMETRO DE BARRA CON PROFUNDIDAD DE COLUMNA. 8.10.4. DIÁMETRO DE BARRAS DE LOSAS COLABORANTES. 8.10.5. ANCLAJES EN PROLONGACIÓN DE VIGAS (BEAM STUBS). 8.10.6. USO DE ARMADURA TRANSVERSAL PARA REDUCIR ldh. 8.10.7. CONDICIONES ESPECIALES PARA BARRAS DE COLUMNAS. 8.11. NUEVAS TENDENCIAS PARA EL ANCLAJE DE BARRAS. 8.12. BIBLIOGRAFÍA. Filename Anclajes y empalmes.doc Páginas

Emisión 0

Revisión 1

Revisión 2

Revisión 2

FEB 2002

AGO2002

SEP 2007

OCT 2009

90

100

98

85

Obs.

4

EL MATERIAL COMBINADO HORMIGÓN ARMADO. 8.1. INTRODUCCIÓN. Tal cual se expresó capítulos anteriores, 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. Básicamente, 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. 8.1(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. Tal cual se expresó en el capítulo 1, 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. Se ha dicho en varias oportunidades que para tener comportamiento dúctil en el hormigón

5

armado se deben evitar o demorar al máximo posible dos tipos de fallas por ser frágiles: las de corte por un lado, y las de adherencia y anclaje por otro. Para las situaciones normales, y las extremas cuando actúa por ejemplo el sismo severo, se debe admitir como inevitable en el hormigón armado convencional (no precomprimido), 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 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. 8.1(a) y (b), durante los terremotos de Loma Prieta (1989) y San Fernando (1971), ambos en California, EEUU.

Fig. 8.1(b). Falla de arrancamiento de las barras durante el terremoto de San Fernando, 1971. California. EEUU.

Algunos autores, Ref.[2], hacen una distinción entre dos estados para el comportamiento del hormigón armado: (i) Estado I: la zona traccionada no se encuentra fisurada, y el hormigón contribuye a resistir la tracción; y (ii) Estado II: cuando superado el valor máximo de deformación por tracción aparecen numerosas fisuras, y entonces es la armadura la que debe resistir la tracción.

Fig. 8.2. Generación de fuerzas de anclaje y de adherencia por flexión.

6

El concepto fundamental 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. 8.2 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 concepto fundamental 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. 8.2(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. 8.2(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 tramo de viga, como de corte por unidad de área en la interfase acero-hormigón, es decir tensiones u, que restituyen el equilibrio interno. Para el caso de la Fig. 8.2(a), la fuerza de corte por unidad de área de superficie de barra se puede escribir así:

u=

q

∑o

=

∆f s Ab ∆f sπdb2 d b 1 = = ∆f s ∑ o 4πdb 4 1m

(8.1)

q = cambio de fuerza en la barra por unidad de longitud.

∑o = área nominal de la superficie de la barra por unidad de longitud. db = diámetro nominal de la barra

∆fs = cambio en la tensión del acero por unidad de longitud. Ab = área nominal de la barra. 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: T = Ab fs = u ∑o ld

(8.2a)

fs db 4u

(8.2b)

ld =

Para la Fig. 8.2(b), la tensión de adherencia responde a la expresión: u = ∆T / π db ∆x

(8.3)

7

Algunos códigos, Ref. [3] sección 18.4, tabla 24, especifican valores permisibles para las tensiones u, lo cual permite calcular, en función de otras variables que luego se mencionarán, la longitud de desarrollo ld. Más adelante se hará referencia a los requisitos que estipula el código ACI-318, Ref.[4], y la norma de Nueva Zelanda, Ref. [5]. Estas son las bases de las actuales normas en nuestro país, CIRSOC 201-2005 e INPRES-CIRSOC 103-parte2-2005.

8.2. LA ADHERENCIA EN ELEMENTOS DE HORMIGÓN ARMADO. 8.2.1. ELEMENTO EN TRACCIÓN. La Fig. 8.3(a) muestra una barra prismática de hormigón armado sometida en sus extremos a un esfuerzo de tracción P. Si bien el caso que se presenta es general, vamos a suponer, a los efectos de hacer algunas evaluaciones numéricas, que la pieza tiene sección cuadrada, de 500 x 500 mm de lado, con una barra simple de 40 mm de diámetro en su eje y que la misma sobresale apenas del hormigón para poder aplicar la fuerza sólo en el acero. Suponemos que la longitud embebida de la barra es de 4000mm. Se asume además que el hormigón tiene una resistencia característica f´c=21MPa, por lo que de acuerdo al ACI-318, el material poseería un módulo de elasticidad longitudinal cercano a Ec= 21000 MPa y una resistencia a tracción del orden de f cr= 0.33 f c´ = 1.5MPa . Para el acero, supóngase que es una barra conformada, tipo ADN 420, es decir con fy= 420 MPa y Es= 210000 MPa. La relación de módulos de materiales es entonces n=10. El área total de acero es As= 1250 mm2, por lo que la cuantía es ρs= 0.005 = 0.5 %. Para permanecer en estado I se supone que la carga axial P alcanza un valor máximo de 250 KN (es decir 25 ton). La Fig. 8.3 pertenece a la ref.[2], por lo cual la nomenclatura no es la misma que corresponde al ACI ni a la utilizada en el curso. De todas maneras, las relaciones, por observación, son inmediatas.

(a)

(b)

(c)

(d)

Fig. 8.3. (a) Vista longitudinal y Sección transversal; (b) Distribución de tensiones fs en estado I; (c) Tensiones de tracción en el hormigón; (d) Tensiones de adherencia.

8

Las Fig. 8.3(b), 3(c) y 3(d) muestran respectivamente y a lo largo de la longitud de la barra, la distribución de tensiones de tracción fs (σe en la figura) en el acero, de tensiones de tracción ft (σb en la figura) en el hormigón y de adherencia u (τ1 en la figura). Corresponden las siguientes observaciones: (i)

Note la variación de las tensiones del acero desde un máximo de 200 MPa a un mínimo de 9.6 MPa (se deja al lector la demostración respectiva).

(ii)

A partir de la sección extrema comienza la transferencia de esfuerzos desde el acero al hormigón, el que toma tensiones desde cero hasta 0.96 MPa. Este valor es menor que el límite de tracción de 1.50 MPa, supuesto antes. Estado I.

(iii)

En este tramo de transición, debido a la variación de tensiones en el acero, deben aparecer tensiones de adherencia, que tienen una distribución bastante compleja, según muestra la figura.

(iv)

La fuerza que se debe transferir por adherencia no es el total T=250 KN, sino la diferencia entre Pso, fuerza que toma el acero en la sección 0 o extrema, y Ps1 que es la fuerza que permanece en el acero en la sección 1-1. Esta es la sección donde se alcanza la compatibilidad de deformaciones, es decir donde εc = εs. Esa misma fuerza a tomar en la transición de superficie de ambos materiales es entonces la que el acero “descarga en el hormigón”, y por ende también, la que el hormigón tiene que tomar en el tramo central de la barra, de valor constante, hasta la transición en el otro extremo. Ese valor vale entonces, 238 KN (de nuevo se deja al lector su derivación).

(v)

En las zonas extremas, zona de tensiones axiales variables y u distinta de cero, no es válida la aseveración de que εc = εs, y la barra presenta un deslizamiento dentro del hormigón hasta que se alcanza la total compatibilidad. En el tramo central, se supone que existe contacto perfecto, no hay deslizamiento, las tensiones axiales permanecen constantes y u= 0.

(vi)

Si se admitiera una distribución uniforme de tensiones para u (lejos de la realidad, pero que se admite a los fines prácticos), y se tomara como valor límite el de u =0.3 21 = 1.37 MPa, la longitud de desarrollo sería cercana a 1450 mm, es decir la relación ld / db del orden de 36, lo cual es típico de admitir en estos casos. Para tener como referencia, vale la pena mencionar que el texto ref.[6] da valores para la tensión de adherencia para estado último del orden de 1.2 f ´c , y los autores del texto admiten que en experimentos y bajo ciertas condiciones se han llegado a medir valores de u ≈ 2.5 f ´c .

Si ahora la carga P se aumenta en forma considerable, digamos cerca de dos veces más, es obvio que, tal cual se indica en la Fig. 8.4(a), aparecerán en el hormigón fisuras en las zonas más débiles de su estructura interna por haberse superado el límite de su capacidad de deformación de tracción, sección 1 por ejemplo. En ese caso, el hormigón debe transferir todo el esfuerzo en esa sección al acero, el cual tendrá un pico de tensión nuevamente, e igual al que corresponde a las secciones extremas. El

9

efecto de adherencia hace que el acero intente nuevamente transferir parte de los esfuerzos a ambos lados de las fisuras hacia el hormigón. Se van generando longitudes de desarrollo ld a medida que la carga aumenta, con aparición de nuevas fisuras, cuya configuración y separación depende del grado de adherencia. Las Fig. 8.4(b), (c) y (d) muestran cómo han variado para este estado II las distribuciones de tensiones en el acero y en el hormigón, como así también las zonas del interior de la barra donde se generan tensiones de adherencia, con el signo distinto (cambio de sentido) a cada lado de la fisura.

Fig. 8.4 distribución de tensiones para el estado II, hormigón fisurado.

Entre fisuras principales, que son aquellas que abarcan todo el ancho por lo que la sección de hormigón es completamente interrumpida, se generan fisuras menores o secundarias, que no se propagan hasta la superficie externa. En este último caso la sección de hormigón puede tomar cierta proporción de tracción. La Fig. 8.5 muestra un esquema de fisuras principales, secundarias y sentido de las tensiones de adherencia.

Fig. 8.5. Deformación del hormigón entre fisuras y sentido de las tensiones de adherencia.

10

8.2.2. ELEMENTO EN FLEXIÓN. La Fig. 8.6 muestra un tramo de elemento en flexión sometido a momento positivo donde en la zona inferior aparecen fisuras de tracción.

Fig. 8.6. Elemento sometido a flexión con fisuras por tracción.

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(f)

Fig. 8.7. Efecto de fisuración en elementos de hormigón armado.

11

Suponiendo que los momentos varíen desde M1 en la cara izquierda a M2 en la cara derecha de dicha porción de viga, tal cual se esquematizan en la Fig. 8.7(a), se generarán tensiones de corte en el tramo ya que hay variación de las fuerzas de tracción en el acero. Las Fig. 8.7(b) a (f) indican respectivamente la distribución de momentos flectores M, de tensiones de adherencia u, de tensiones de tracción ft en el hormigón, de tensiones de tracción en el acero fs y del módulo de rigidez a flexión EI. Tal cual muestra la Fig. 8.2(b), las fuerzas de adherencia en una porción de viga de longitud ∆x, se generan a causa de que las tensiones en el acero, y en consecuencia las fuerzas de tracción, varían de T a T+∆T. Si se supone una distribución uniforme de u en ese tramo, por equilibrio deber ser:

∆T = u ∑o ∆x

(8.4a)

y se puede admitir que la fuerza interna de tracción T debe variar en la misma forma que lo hace el momento externo M, por lo que entonces, siendo jd el brazo elástico es: ∆T =

∆M V = ∆x jd jd

(8.4b)

de donde resulta: u=

V jd ∑ o

(8.5)

Esta ecuación indica que cuando el grado de variación del momento flector (esto es el esfuerzo de corte) es alto, las tensiones de adherencia resultarán elevadas. Debe aclararse, sin embargo, que la ecuación 8.5 es muy simplificada y sobre estima el valor real de las tensiones de adherencia. Esto es porque, tal cual muestra la Fig. 8.7, la presencia de fisuras en el hormigón a intervalos discretos a lo largo del elemento hace que aparezcan tensiones adicionales de adherencia debido a la tracción que es posible que el hormigón aún pueda desarrollar entre las grietas. Es decir, hay cierta redistribución de las tensiones, por lo que la ecuación anterior es muy conservadora. Es de hacer notar que, aún cuando la fuerza de corte sea nula (por ser zona de momento constante), se van a producir tensiones de adherencia debidas a la variación de la fuerza de tracción en el acero. A tal respecto es interesante analizar la Fig. 8.8, tomada de Ref.[2]. En esta figura, note además que para el estado I no deberían aparecer tensiones de adherencia en el tramo central, entre las fuerza P, pues como no deberían aparecer fisuras, no hay razón para que las fuerzas en el acero varíen en ese tramo. Sí aparecerán, tal cual se indican, en el estado II.

12

Fig.8.8. Distribución de tensiones en viga de hormigón armado para estados I y II.

13

8.3. NATURALEZA DE LA RESISTENCIA DE ADHERENCIA. 8.3.1. RELACIÓN TENSIÓN DE ADHERENCIA vs. DESLIZAMIENTO. Como para cualquier otro tipo de esfuerzo, es conveniente tratar de establecer para los esfuerzos de adherencia una relación entre la rigidez y la resistencia. En este caso carece de sentido hablar de ductilidad. La Fig. 8.9, ref.[2], muestra distintas formas de llevar a cabo el ensayo de arrancamiento (pull-out). Consiste en traccionar una barra de acero embebida en el hormigón en una cierta longitud de anclaje, lv en la figura, midiendo el desplazamiento de la barra con respecto al hormigón en la parte de la misma que sobresale de este último.

Fig. 8.9. Probetas para el ensayo de arrancamiento y las correspondientes distribuciones de las tensiones de adherencia.

La forma y dimensiones de las probetas, ubicación y longitud del tramo empotrado, y otros factores influyen considerablemente en los resultados. Así por ejemplo, si se quiere medir la respuesta para anclaje en hormigón no confinado, la disposición mostrada en Fig. 8.9(a) no sería muy adecuada por la compresión transversal en la barra que se induce por la restricción a la deformación transversal de las placas de apoyo. Se dispondría en este caso de una adherencia adicional por resistencia al deslizamiento por la acción de presión transversal. De todas maneras este tipo de circunstancias muchas veces está presente en las estructuras de hormigón armado debido a presiones laterales de confinamiento, sea por masa de hormigón o por acción de armaduras transversales. Las probetas dispuestas según Fig. 8.9(b) y(c) eliminan el efecto anterior. La figura muestra además las complejas distribuciones de

14

adherencia sobre el tramo empotrado. A los efectos prácticos se adopta como tensión de arrancamiento la que corresponde al valor medio, es decir: u=

P ∑ o.lv

(8.6)

donde en la figura, debe tomarse a u = τ1m. Lo correcto sería tomar una tensión media tal que no modifique la fuerza efectiva de adherencia (resultante de los diagramas de tensión).

Fig. 8.10. Relación resistencia vs. deslizamiento en barras lisas y barras nervuradas en hormigón armado.

La Fig. 8.10 permite establecer la relación entre las variables estáticas y cinemáticas, y poder expresar características de resistencia y rigidez. 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. 8.3.2. BARRAS LISAS. 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. La Fig. 8.11, ref.[1], muestra diferentes configuraciones de la superficie de barras de acero redondas bajo diferentes condiciones de oxidación. La variación de las irregularidades, salientes y depresiones, es significativa, y por ende no es casual que los diseñadores prefieran utilizar en el hormigón armado barras que estén con cierto grado admisible de oxidación. Ver también Fig. 8.17.

15

Fig. 8.11. Ampliación del perfil de la superficie de barras lisas con cierto grado 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. 8.10. El incremento de la resistencia de adherencia por rozamiento es poca, el diagrama tiende a ser horizontal explicando de esta manera el fenómeno de deslizamiento que se observa en el ensayo. 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. 8.3.3. 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. 8.12 muestra, por ejemplo, las diferentes tensiones inducidas entre dos nervios de una barra conformada.

Fig. 8.12. 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.

16

(ii) (iii)

Tensiones de normales de apoyo fb, que actúan contra la cara de los nervios. Tensiones de corte vc, que actúan sobre la superficie cilíndrica de hormigón entre las nervaduras adyacentes.

La relación entre estos mecanismos de resistencia se puede consultar, por ejemplo, en la ref.[1]. Al sólo efecto de comprender cualitativamente el fenómeno, pueden observarse las Fig. 8.13, de ref.[1] y Fig. 8.14, de ref.[2]. El mecanismo de resistencia más importante es el llamado resistencia de corte, mediante el cual, para que se produzca algún deslizamiento de la barra, deben romperse por corte las ménsulas de hormigón que se forman entre las salientes de la barra. En ambas referencias se marca la importancia de la relación a/c. En la ref.[1] se deduce numéricamente la relación aproximada dada por:

vc ≈

a fb c

(8.7)

es decir la relación entre la tensión de corte y la presión sobre las nervaduras.

Fig. 8.13. Mecanismos de fallas en las nervaduras de barras conformadas. (a)cuando a/c > 0.15, (b) a/c < 0.10.

Trabajos de investigación demostraron que la relación a / c debería mantenerse cercana a 0.065. Así por ejemplo, los requerimientos de las normas ASTM son tales que 0.057< a / c