Comportamiento al corte de una sola pieza

Jul 24, 2023

Scientific Reports volumen 12, número de artículo: 13308 (2022) Citar este artículo

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Detalles de métricas

Un anclaje de soporte de puente transmite diversas cargas de una superestructura a una subestructura. La mayoría de los anclajes generalmente se diseñan sin considerar características como el pedestal de concreto, el lecho de lechada y el casquillo del anclaje. Este estudio investigó el comportamiento de corte de los anclajes de acuerdo con la distancia al borde, la profundidad de empotramiento, la resistencia a la compresión del concreto y la altura del pedestal de concreto para simular las características prácticas de los anclajes de soporte del puente. La capacidad de corte real del anclaje difiere de las resistencias a corte calculadas por ACI 318 y EN 1992-4; especialmente, en estos códigos se subestima la importancia de la profundidad de empotramiento. Un aumento en la altura del pedestal de concreto tiene un efecto negativo sobre la capacidad de corte debido a la concentración de tensiones. La lechada se fractura antes de que se produzcan daños locales en el hormigón, lo que da lugar a un momento secundario. Como resultado, se observa el efecto del brazo nivelador. Se propone una ecuación que puede predecir el grado relativo de agrietamiento del concreto analizando el desplazamiento de la lechada y el concreto. Se produce una gran deformación en los estribos cercanos al anclaje, y el comportamiento de la deformación está más influenciado por la profundidad de empotramiento que por la distancia al borde. La comparación de las cargas de falla obtenidas y evaluadas analíticamente mediante cálculos según EN 1992-4, el modelo Schmid y el modelo Sharma se realizó para considerar el efecto del refuerzo suplementario. Finalmente, la ecuación de diseño de la resistencia a la rotura del concreto se modifica para predecir la resistencia al corte más precisa de un anclaje que soporta un puente.

Se han estudiado ampliamente los anclajes generales sometidos a cargas de tracción y corte, que finalmente se reflejan en el código de diseño1,2,3. Con base en las bases de datos desarrolladas por estudios previos, los anclajes se introdujeron en ACI 349 (Apéndice B)4. Sin embargo, el ACI 349 presenta una ecuación que correlaciona directamente el comportamiento de falla de un sistema de anclaje con su comportamiento elástico y plástico. Esto da como resultado una sobreestimación del comportamiento de fractura del sistema de anclaje en lugar del comportamiento real. Fuchs y cols. propusieron un método de diseño de capacidad de hormigón (CCD) considerando las propiedades de fractura del hormigón5. La fórmula teórica que depende de la mecánica de fractura elástica lineal se informó en base a los resultados experimentales. El método CCD proporciona una base teórica para las actuales ACI 318 y EN 1992-4, que contienen normas de diseño relacionadas con anclajes de hormigón.

El comportamiento de anclajes de alta resistencia con grandes diámetros se ha estudiado ampliamente para garantizar aún más la estabilidad para su aplicación principalmente en centrales nucleares6,7. Además se han realizado diversos estudios sobre anclajes postinstalados que se utilizan para reconstrucción y rehabilitación, así como sobre anclajes colados in situ instalados antes del endurecimiento del hormigón8,9. El comportamiento al corte de grupos de anclajes que tienen diferentes configuraciones también se ha estudiado en profundidad considerando varios estudios experimentales10,11,12,13,14. Recientemente, se han realizado muchos estudios sobre anclajes que utilizan barras de refuerzo de polímero reforzado con fibra (FRP) con el desarrollo de la tecnología FRP15. Además, también se están realizando diversos estudios como el comportamiento de los sistemas de anclaje de hormigón reforzado con fibras de acero (SFRC) para mejorar la resistencia a la tracción del hormigón y predecir la resistencia de los anclajes mediante el funcionamiento de la máquina16,17,18. El comportamiento de corte y tracción de grupos individuales y de anclaje en SFRC se evalúa dando recomendaciones de diseño apropiadas19.

Un anclaje de soporte de puente es un sistema importante para transferir diversas cargas, como cargas de vehículos y viento, de una superestructura a una subestructura. El soporte debe estar completamente conectado para que la tensión de tracción, la tensión de corte y la tensión de flexión puedan transferirse al hormigón de la subestructura a través del sistema de anclaje del soporte del puente20. El anclaje de soporte del puente exhibe características tales como un pedestal de concreto instalado en la subestructura, lecho de lechada sobre el pedestal de concreto y casquillo de anclaje incrustado en el concreto, como se muestra en la Fig. 121. El lecho de lechada nivela cualquier pendiente de la superficie del estribo. También protege la sección de pernos de fijación entre el hormigón y la parte inferior de la placa base22. El pedestal de hormigón es una pequeña parte en comparación con el pilar; sin embargo, juega un papel importante como miembro estructural, que transmite las cargas de forma segura a través de la capacidad portante del hormigón. Aunque se han realizado muchos estudios sobre el pedestal de hormigón, aún no se han abordado claramente las fallas localizadas en el pedestal del puente23. En los anclajes de soporte de puentes se utilizan principalmente casquillos de acero redondos sin espiral. Un casquillo de anclaje tiene las características de un componente fácil de reemplazar después de que los pernos de anclaje se hayan dañado. La mayoría de los estudios anteriores se han centrado en anclajes, que se embeben directamente en hormigón sin casquillos de anclaje; sin embargo, aún no se ha evaluado el comportamiento al corte de los anclajes que utilizan casquillos de anclaje.

Dibujo esquemático del anclaje del soporte del puente y modos de falla: (a) falla del perno de anclaje, (b) desprendimiento del concreto, (c) desprendimiento del concreto.

Aunque los anclajes de soporte para puentes exhiben características muy diferentes de los anclajes generales moldeados in situ, un anclaje de soporte para puentes se diseña basándose en el código de diseño de un anclaje general sin considerar ninguna de las características mencionadas anteriormente. Por lo tanto, se encuentran muchos problemas de estabilidad estructural en los anclajes de soporte de puentes, como falla por rotura del pedestal de concreto, daño al lecho de lechada y falla de los pernos de anclaje, que se muestran en la Fig. 224. Recientemente, muchos anclajes de soporte de puentes resultaron dañados por el Pohang. terremoto en Corea del Sur, que tiene una aceleración máxima del suelo (PGA) más baja que la PGA de diseño de los puentes25. En muchos incidentes anteriores, la superestructura de un puente colapsó debido a terremotos, como: el terremoto de San Fernado (1971), el terremoto de Loma Prieta (1989), el terremoto de Northridge (1994) y el terremoto de Kobe (1995)26,27 . A raíz de estos acontecimientos, la filosofía del diseño sísmico de un puente ha cambiado desde el único foco de la resistencia a la consideración de la ductilidad, así como se ha comenzado a resaltar la importancia del apoyo28,29. Por lo tanto, se han introducido sistemas de aislamiento sísmico, como cojinetes de aislamiento y amortiguadores, lo que ha mejorado la resistencia a la fuerza sísmica; sin embargo, no hay ninguna reevaluación del diseño de los anclajes de apoyo.

Tipos de daños en los anclajes de soporte de puentes: (a) daño al lecho de lechada, (b) falla del perno de anclaje, (c) falla por rotura del pedestal de concreto.

En consecuencia, este estudio tiene como objetivo investigar el comportamiento de los anclajes de soporte de puentes bajo cargas de corte. Los anclajes de soporte del puente considerando las características descritas fueron probados bajo una carga cuasiestática. Los siguientes son los objetivos específicos de este estudio: (1) comparar la solidez experimental y prevista del código actual; (2) evaluar los efectos de la distancia al borde, la profundidad de empotramiento, la resistencia a la compresión del concreto y la altura de soporte sobre la capacidad de corte; (3) analizar los efectos del lecho de lechada y el refuerzo de los estribos; y (4) modificar la ecuación de resistencia del anclaje de soporte del puente.

En este programa de pruebas, se fabricaron y probaron un total de veintiuna muestras de anclajes para soporte de puentes con diecisiete variables bajo carga de corte monótona. Se establecieron cuatro variables duplicadas para validar la variable principal en la capacidad de arranque del concreto. La designación de las muestras refleja la distancia al borde, la profundidad de empotramiento del casquillo del anclaje, la altura del pedestal de concreto y la resistencia a la compresión del concreto por la mezcla. Los detalles de cada variable de prueba se dan a continuación y se enumeran en la Tabla 1 y la Fig. 3:

Altura del pedestal de concreto y del lecho de lechada: La altura del pedestal de concreto juega un papel importante en la determinación de la capacidad de carga de los pedestales de concreto. En este estudio se establecieron como variables alturas de 70 y 150 mm para el pedestal de concreto, que generalmente son las alturas del pedestal dependiendo del espacio debajo de la superestructura del puente30. Para una mejor estabilidad, se recomienda que la altura del lecho de lechada no supere los 50 mm más allá de la parte superior del pedestal de hormigón; por lo tanto, la altura del lecho de lechada se fijó en 50 mm31.

Distancia al borde: La distancia mínima al borde para un anclaje empotrado sin torsión se estipula para satisfacer el requisito de cobertura especificado para refuerzo en ACI 318. La distancia al borde del anclaje es un factor importante para soportar el sistema de soporte del puente, que resiste la carga horizontal. Para inducir la falla por rotura del concreto, la distancia al borde se estableció en 6d, 5d, 4.5d, 3.2d y 2.7d, donde d es el diámetro del casquillo del anclaje.

Profundidad de empotramiento del casquillo de anclaje: Se recomienda asegurarse de que el casquillo de anclaje alcance al menos la superficie superior del refuerzo en la subestructura. Sin embargo, en muchos casos, la profundidad de empotramiento es demasiado corta para evitar interferencias con el refuerzo denso. Las variables de empotramiento se establecieron para determinar su efecto sobre la capacidad de corte y confirmar la distribución de la tensión de apoyo a lo largo del casquillo del anclaje, que se indica mediante el término de potencia en el código. Aquí, las variables de profundidad de empotramiento se establecieron desde la profundidad que alcanza la superficie superior del refuerzo en la subestructura hasta la superficie del pilar.

Resistencia a la compresión del pedestal de hormigón y del lecho de lechada: la subestructura del pilar y el pedestal de hormigón generalmente se vierten juntos con la misma mezcla. En los estribos de puentes se utiliza principalmente una resistencia a la compresión de 30 MPa, seguida del hormigón de alta resistencia de aproximadamente 60 MPa. Las propiedades de la mezcla se enumeran en la Tabla 2. En el caso del lecho de lechada, se utiliza un producto ya preparado para proteger contra la vulnerabilidad de las conexiones y facilitar el nuevo lecho en la renovación de los pedestales. En este estudio, la lechada sin contracción se fabricó utilizando una lechada cementosa hidráulica de alta resistencia (resistencia objetivo de 60 MPa) (producida por la República de Corea) a una aw/b de 0,16.

Designación de probetas.

En un anclaje de puente general, el refuerzo debe incrustarse tanto en el pedestal de concreto como en la subestructura para obtener un efecto de confinamiento adicional, que asegure la capacidad de carga del concreto y soporte la capacidad de corte del acero del anclaje. En este estudio, se utilizaron barras No. 5 con un límite elástico nominal de acero Grado 60 con un espaciado horizontal de 100 mm y un espaciado vertical de 120 mm. El refuerzo se dobló 90° desde la parte superior del pedestal de hormigón y se incrustó en la subestructura para satisfacer la longitud de desarrollo requerida. Según el ensayo de tracción de la barra, el límite elástico y la deformación fueron 446,13 MPa y 2110 × 10–6 mm/mm, respectivamente.

Además, se utilizó un perno de anclaje estructural hexagonal con un diámetro de 30 mm, de acuerdo con ASTM A490M Grado 10.9 (\({f}_{y}\) = 940 MPa, \({f}_{ut}\ ) = 1040 MPa), que se utiliza comúnmente en soportes de puentes32. Para los casquillos de anclaje, se utilizó el límite elástico nominal de acero Grado 55 con un diámetro (d) de 70 mm, que fue diseñado para acoplarse con pernos de anclaje con una línea de tornillo de 30 mm de diámetro y 50 mm de longitud. Todas las muestras tenían la misma geometría, dimensiones de sección transversal de 450 mm × 500 mm en la sección de lecho de lechada, 780 mm × 1080 mm en la sección del pedestal de concreto y 1400 mm × 1300 mm en la sección de subestructura, como se muestra en la Fig. 4. El proceso de fabricación de las probetas se realizó por pasos, como se muestra en la Fig. 5. Después de 3 días de curado a temperatura ambiente, se cortó la cubierta del pedestal de concreto 50 mm hasta la superficie de refuerzo, y se colocó una capa de alta resistencia. Se colocó lechada que no se contrae en el espacio cortado para fabricar el lecho de lechada.

Detalles geométricos de probetas.

Proceso de fabricación de anclajes para cojinetes de puentes.

El rendimiento de corte monótono del anclaje de soporte del puente se evaluó mediante la configuración que se muestra en la Fig. 6. Durante la fabricación de la muestra, se crearon cinco orificios de antemano para fijar la muestra al suelo. Primero, se fijó la parte inferior de la muestra mediante una barra de acero de alta resistencia y tuercas. Luego, la probeta se fijó lentamente con fijadores hidráulicos en la parte superior con una capacidad de 49 kN. Se utilizaron soportes fijos adicionales a ambos lados de la dirección de carga para evitar un empuje hacia la dirección de carga. La placa de carga, que era una placa de acero de 30 mm de espesor, se consideró como la placa inferior del soporte real para sujetar firmemente el perno de anclaje. Se utilizó un actuador de 980 kN para aplicar una carga de corte monótona al anclaje a través de la placa de carga, a una velocidad de control de desplazamiento de 1,2 mm/min. El cuerpo del actuador se reforzó sobre un suelo resistente mediante el uso de un soporte para evitar la rotación de la placa de carga y el movimiento hacia abajo del cabezal del actuador. Se instaló un transformador diferencial lineal variable (LVDT) para medir el desplazamiento del anclaje. Como resultado del análisis del desplazamiento del LVDT instalado en la parte posterior de la muestra de prueba, no se observó ningún deslizamiento entre la muestra de prueba y el piso.

Configuración de prueba para carga de corte monótona.

La Tabla 3 enumera las capacidades de corte medidas y las resistencias previstas mediante las ecuaciones presentadas en los códigos ACI 318 y EN 1992-4. El código de diseño actual no refleja directamente las características del lecho de lechada de los anclajes que soportan puentes, ya que solo trata con anclajes de concreto en general. Por lo tanto, en este estudio, la resistencia prevista se calculó de manera conservadora para compararla con la resistencia medida considerando que la resistencia de la lechada colocada dentro del pedestal de concreto es igual a la resistencia del concreto. La Tabla 3 muestra que EN 1992-4 tiene un enfoque más conservador para los cálculos de resistencia en comparación con ACI 318 en todas las muestras de prueba, mostrando una diferencia en la resistencia que oscila entre 11,7 y 35,2 % con respecto a la resistencia a la rotura del hormigón. Los tres tipos principales de modos de falla observados para los anclajes se representan en la Tabla 3. Las cargas de falla de las variables duplicadas mostraron resultados similares excepto para el anclaje LN-5d-15.

La Figura 7 muestra la curva de desplazamiento de carga de la serie de distancia al borde, que muestra una relación positiva entre un aumento en la capacidad de corte y la distancia al borde. Para la serie de anclajes con una profundidad de empotramiento de 150 mm (Fig. 7a), solo el espécimen LN-6d-15 falló por fractura del eje del anclaje (Fig. A.1), mientras que los especímenes con una distancia al borde inferior a 6d fallaron. por desprendimiento de concreto (Figs. A.3, A.7, A.11 y A.13). En la figura, SF indica la falla del acero del perno de anclaje. En este estudio, el perno de anclaje no estaba directamente incrustado en el concreto, por lo que la carga se transmitió a la estructura a través del casquillo del anclaje. La fractura del anclaje comenzó a partir de una grieta por flexión del perno después de alcanzar una carga máxima y luego el anclaje no mostró un comportamiento dúctil después de la carga máxima. La carga de falla superó con creces la capacidad de corte del anclaje especificada por el código porque fue causada principalmente por la fractura del eje del anclaje, como se muestra en la Fig. 8a33. Los anclajes de apoyo con distancias al borde inferiores a 5d mostraron un ligero comportamiento de ductilidad después de la carga máxima, a diferencia del anclaje LN-5d-15. Además, solo la capacidad de corte medida del anclaje LN-5d-15 fue menor que las resistencias previstas por ACI 318. Esto se debe a que la resistencia a la rotura y la resistencia al desprendimiento calculadas por el código ACI 318 son similares debido a la suficiente distancia al borde de 5d. Se considera que esto afecta la diferencia en la carga de falla solo para la muestra LN-5D-15 entre muestras duplicadas y conduce a un patrón de grietas diferente (Figs. A.3 y A.4). Además, el lecho de lechada de la muestra con una distancia al borde relativamente corta que el hormigón resistió inicialmente la mayor parte de la carga, por lo que primero se produjeron grietas en el lecho de lechada. Si el mortero se daña se pierde la capacidad de impedir la rotación y desplazamiento de la varilla de anclaje34.

Curva carga-desplazamiento, distancia al borde: (a) profundidad de empotramiento de 150 mm, (b) profundidad de empotramiento de 70 mm.

Forma de falla del perno de anclaje: (a) fractura típica, (b) flexión.

Los anclajes con una profundidad de empotramiento de 70 mm exhibieron diferentes comportamientos de falla, como se muestra en la Fig. 7b. La pendiente del gráfico cambió significativamente después del agrietamiento inicial y luego disminuyó rápidamente después de la carga máxima. Además, para la variable con una distancia al borde de 6d, la disminución en la profundidad de empotramiento resultó en grietas traseras en lugar de grietas frontales. El modo de falla también cambió de falla de perno a falla de palanca (Figs. A.1, A.2). De manera similar, las grietas traseras ocurrieron con más frecuencia en comparación con las grietas frontales en la distancia al borde variable de 4.5d (Figs. A.7, A.8, A.10). Este patrón de falla fue ligeramente diferente del modo de falla general por palanca, porque el encaje no se sacó impidiendo la rotación del encaje del anclaje a través del efecto de soporte de la barra de refuerzo35,36,37. De acuerdo con el aumento de la distancia al borde, la resistencia real en comparación con la resistencia al desprendimiento prevista aumentó de 0,73 a 1,09 y de 0,96 a 1,43 cuando se utilizó ACI 318 y EN 1992-4, respectivamente. La capacidad de corte disminuyó significativamente en un 56,2 % durante 6 días y en un 53,0 % durante 4,5 días debido a la disminución de la profundidad de empotramiento, ya que el modo de falla gobernante se cambió de ruptura a palanca (Figs. A.1, A.2, A.7, A. 8, A.10). Estos resultados indican la importancia de asegurar una profundidad de empotramiento suficiente, ya que el modo de falla designado se puede planificar previamente diseñando una profundidad de empotramiento adecuada para evitar la falla repentina del perno de anclaje o el desprendimiento del concreto.

La Figura 9a muestra la curva de desplazamiento de carga según la profundidad de empotramiento a una distancia al borde de 4,5d. En las figuras 9b,c, respectivamente, se muestran comparaciones de la altura del pedestal de concreto con y sin cambiar la profundidad de empotramiento. La Figura 9b compara la variable en la que la profundidad de empotramiento aumentó en la misma cantidad que el aumento de la altura del pedestal de concreto. En la Fig. 9c, las muestras HN-6d-15 y HN-4.5d-15 no fueron incrustadas en la subestructura debido a un aumento en la altura del pedestal de concreto, que tiene una altura de 150 mm.

Curva de carga-desplazamiento, profundidad de empotramiento: (a) distancia al borde de 4,5d, (b) diferente profundidad de empotramiento con dos tipos de altura de pedestal, (c) misma profundidad de empotramiento con dos tipos de altura de pedestal.

De acuerdo con la mayoría de los códigos de diseño del anclaje, como ACI 318, EN 1992-4, ETAG 001 y KCI, se evalúa que la profundidad de empotramiento tiene poca influencia en la resistencia a la rotura bajo corte con un término de potencia establecido en solo 0,2 o menos2. ,3,38,39. Sin embargo, estas ecuaciones de código se derivaron de los resultados experimentales obtenidos para concreto simple sin considerar ningún refuerzo, que estaba incrustado en el anclaje de soporte del puente real. Klingner et al. informaron una capacidad de corte mejorada de un anclaje reforzado con una doble capa de horquilla de 180°20. Nilsson et al. informaron que el refuerzo de la superficie aumentó significativamente la capacidad de carga del concreto, lo cual está relacionado con la profundidad de empotramiento en la ecuación del código de diseño40. En la serie LN-4.5d (Fig. 9a), tanto la capacidad de corte como el desplazamiento en la carga máxima aumentaron con el aumento de la profundidad de empotramiento. La capacidad de corte medida fue mayor que la resistencia prevista para las muestras con un empotramiento superior a 110 mm, donde las variables tienen una relación entre la profundidad de empotramiento y el diámetro del casquillo del anclaje superior a 2. Esto se debe a que las muestras con una profundidad de empotramiento más profunda cerca del refuerzo pueden obtener el efecto de restricción del refuerzo en comparación con especímenes con empotramiento poco profundo. Este resultado indicó que la distribución de la tensión del soporte no se transmitía bien a lo largo del eje del casquillo del anclaje, ya que la relación era inferior a 241.

La muestra de LN-4.5d-22 empotrada hasta el refuerzo de la subestructura exhibió una ductilidad considerable después de la carga máxima. La resistencia al corte del hormigón y la lechada disminuyó después de la carga máxima; sin embargo, los refuerzos próximos al anclaje (L1, R1) se deformaron más allá del límite elástico y la ductilidad del sistema de anclaje aumentó, lo que concuerda con los hallazgos de Segle42. Este resultado indica que la capacidad de corte del anclaje reforzado está relacionada no solo con los refuerzos de la superficie en el pedestal de concreto sino también con los refuerzos en la subestructura.

Para todas las muestras con una altura de pedestal de concreto de 150 mm y una profundidad de empotramiento de 150 mm, se midió que las capacidades de corte eran menores que las resistencias previstas calculadas utilizando ACI 318 y cercanas a las resistencias previstas utilizando EN 1992-4, como se muestra en la Tabla 3. Como se indica en la Fig. 9b, la muestra HN-4.5d-23 en la que el casquillo de anclaje no estaba suficientemente incrustado como refuerzo en la subestructura mostró un aumento en la capacidad de corte de acuerdo con el aumento en la profundidad de empotramiento. Las muestras LN-4.5d-22 y HN-4.5d-23 con profundidades de empotramiento similares mostraron un comportamiento dúctil de los pernos de anclaje (Fig. 8b). Las dos muestras fallaron por rotura del concreto (Figs. A.5, A.18), en lugar de falla de los pernos, ya que la tasa de deformación del refuerzo aumentó después de la carga máxima. Por lo tanto, se debe provocar la destrucción del hormigón con antelación para inducir un comportamiento dúctil de los pernos estableciendo la altura adecuada del pedestal y la profundidad de empotramiento.

Para las muestras HN-4.5d-15 y HN-6d-15 en la Fig. 9c, la pendiente del desplazamiento de la carga después de la primera grieta disminuyó rápidamente y la capacidad máxima de corte también disminuyó en comparación con los pedestales de concreto altos y bajos. Esto se debe a que la respuesta estructural de un soporte de hormigón depende no sólo de la superficie disponible para resistir la carga, sino también de su altura. Yahya informó que un aumento en la altura del pedestal puede mejorar la ductilidad del pedestal bajo una carga baja; sin embargo, la rigidez general se reduce23. Este resultado también se atribuye a que la carga no se transfirió bien a la subestructura sino que se concentró en el pedestal, como informó Korea Expressway Corporation43. Por lo tanto, para minimizar la concentración de tensiones en el pedestal y transferir bien la carga a la subestructura, es necesario aumentar la distancia al borde con el aumento de la altura para sistemas de anclaje de soporte de puente adecuados30.

Según ACI 318 y EN 1992-4, la resistencia de un anclaje es proporcional a la raíz cuadrada de la resistencia a la compresión del hormigón tanto en corte como en tensión. Esto se debe a que el anclaje utiliza la resistencia a la tracción del hormigón, que con frecuencia se supone que es proporcional a \(\sqrt{{f}_{ck}}\) en la ingeniería del hormigón44. Las curvas de desplazamiento de carga del anclaje para la resistencia a la compresión del hormigón se evaluaron como se muestra en la Fig. 10. A medida que aumentaba la resistencia a la compresión, también aumentaba la resistencia a la rotura del borde del hormigón del anclaje que soporta el puente. Se encontró que el comportamiento dúctil después del pico es similar independientemente de la resistencia porque no hubo mejora en la resistencia a la tracción como en el caso del uso de fibras45. Sólo hubo unas pocas grietas en el pedestal de concreto del espécimen LH-4.5d-15 (Fig. A.14b); sin embargo, el perno fue destruido debido a la alta resistencia a la compresión del concreto.

Curva carga-desplazamiento, resistencia a la compresión del hormigón: (a) distancia al borde, (b) altura del pedestal.

Como se muestra en la Fig. 10b, la capacidad de corte disminuyó a medida que aumentó la altura del pedestal de concreto, independientemente de la resistencia a la compresión del concreto. Esto se debe a que los casquillos de anclaje de las muestras con una altura baja de pedestal de hormigón se incrustaron en subestructuras que tenían volúmenes relativamente grandes, mientras que los casquillos de anclaje de las muestras con pedestales de hormigón más altos se incrustaron sólo en el pedestal. La Figura 11 muestra que el aumento en la fuerza cortante máxima fue casi proporcional al de la raíz cuadrada del aumento en la resistencia a la compresión, independientemente de la altura del pedestal de concreto. Este resultado es consistente con la idoneidad del código actual para que los anclajes utilicen la resistencia a la tracción del concreto. Mientras tanto, una comparación entre LN-4.5d-15 y LH-4.5d-15 mostró que la fuerza de corte máxima era proporcional a 0,92 \(\sqrt{{f}_{ck}}\) en lugar de 1,00 \(\sqrt {{f}_{ck}}\) porque LH-4.5d-15 falló por falla del acero del perno en lugar de por falla por rotura. Por lo tanto, se concluye que, independientemente de la altura del pedestal, no es necesario cambiar la raíz cuadrada en relación con la resistencia a la compresión del hormigón en el código actual al calcular la fuerza cortante máxima.

Comparación de la fuerza cortante máxima debida a dos tipos de resistencia a la compresión del hormigón.

La carga de corte más allá de la capacidad de resistencia formó superficies de falla inclinadas tanto en el lecho de lechada como en el pedestal de concreto. En algunas muestras de prueba, la inclinación de la superficie de falla principal en la lechada no coincidía con la del pedestal de concreto. Además, en el pedestal de hormigón aparecieron grietas que no se encontraban en la lechada. Este resultado se atribuye al brazo nivelador causado por la falla de la lechada antes de la falla del concreto. Eligehausen et al. informaron que el desconchado de las gruesas almohadillas de lechada frente al anclaje da como resultado la flexión del anclaje para transferir la carga de corte44. A pesar de la mayor resistencia de la lechada que la del hormigón, la lechada con una distancia al borde relativamente pequeña comienza a fallar primero. Fuchs y cols. informaron que la falla del grout antes que cualquier otro tipo de falla reduce la capacidad de transferencia de carga5. Randle explicó esta compleja interacción a través del comportamiento de carga de los pasadores de corte46. Si la lechada ya no puede resistir la carga, se forma un brazo nivelador, lo que resulta en una interacción compleja de tensiones de tensión, corte y flexión desarrolladas en el anclaje, como se muestra en la Fig. 12. Paschen y Schönhoff investigaron el efecto. de momentos de vuelco secundarios en la conexión y predijo la fuerza de corte correspondiente a la rotura del concreto de un solo anclaje, de la siguiente manera47:

donde Vb es la resistencia básica a la rotura del hormigón en corte de un solo anclaje; ψM es el factor de momento para modificar la resistencia al corte del anclaje ante una carga de corte con brazo nivelado; y ψh,V es el factor de espesor de rotura utilizado para modificar la resistencia al corte de anclajes ubicados en elementos de concreto, como sigue:

donde le es la profundidad de empotramiento del casquillo de anclaje, mm.; d es el diámetro del casquillo del anclaje, mm.; fck es la resistencia a la compresión específica del hormigón el día del ensayo, MPa.; ca1 es la distancia desde el centro del eje de un anclaje hasta el borde del hormigón en una dirección, mm.; e es la distancia entre la carga de corte y la superficie del hormigón, mm.; y h es el espesor del miembro en el que se ubica un anclaje, mm.

Anclaje de soporte de puente dañado: (a) sin brazo nivelador, (b) con brazo nivelador.

Se calculó un aumento en la resistencia al corte al considerar la capacidad de corte del lecho de lechada, que anteriormente no se había considerado, de acuerdo con la ecuación. (5) utilizando el ACI 318:

donde AVg es el área proyectada de falla de la lechada del anclaje, mm2; AVgo es el área proyectada de falla de la lechada del anclaje si no está limitada por las influencias de las esquinas, el espaciamiento o el espesor del miembro, mm2; Vg es la resistencia básica a la rotura de la lechada en corte de un solo anclaje, con una fórmula similar a Vb; ψhg,V es el factor de espesor de rotura utilizado para modificar la resistencia al corte del anclaje ubicado en los miembros de la lechada, con una fórmula similar a ψh,V; y ψedg,V es el factor de efecto del borde de ruptura utilizado para modificar la resistencia al corte del anclaje en función de la proximidad a los bordes del miembro de lechada; en esta investigación se aplica ψedg,V = 1.

Por lo tanto, el efecto de lechada del anclaje que soporta el puente en corte se puede obtener restando el efecto de brazo nivelado creado por la falla de la lechada de la resistencia al corte del anclaje incrustado en la lechada, de la siguiente manera:

donde AVc es el área proyectada de falla del concreto del anclaje, mm2; AVco es el área de falla proyectada del concreto del anclaje si no está limitada por influencias de las esquinas, espaciamiento o espesor del miembro, mm2; ψed,V es el factor de efecto del borde de ruptura utilizado para modificar la resistencia al corte del anclaje en función de la proximidad a los bordes del miembro de concreto, si ca2 \(<\) 1.5ca1, entonces ψed,V = 0.7 + 0.3ca2/(1.5 ca1), en caso contrario ψed,V = 1.

La Figura 13 muestra el efecto de la lechada calculado en la resistencia al corte según la altura de la lechada en las series de distancia al borde y profundidad de empotramiento respectivamente, las cuales se obtienen mediante la Ec. (6). Si el efecto de corte de la lechada es menor que 0, significa que la reducción de la resistencia al corte debido al brazo nivelador es mayor que la mejora en la capacidad de corte causada por el lecho de lechada. A medida que aumenta la altura de la lechada, el efecto de la lechada en corte disminuye independientemente de la distancia al borde y la profundidad del empotramiento. Este resultado es consistente con muchas pautas que limitan la altura de la lechada debido al desequilibrio de tensiones en lechos de lechada altos22,31,43,48. A medida que aumentó la distancia al borde, el efecto de la lechada en corte disminuyó significativamente en comparación con la pequeña disminución que se muestra con el aumento de la profundidad de empotramiento. Esto se debe a que la lechada que tenía una distancia constante al borde se destruyó primero, formando un brazo nivelado antes de la falla del concreto. Los resultados del cálculo fueron similares a los resultados experimentales. Mientras que la muestra LN-5d-15 mostró una carga de corte máxima menor que la resistencia calculada mediante la ecuación en ACI 318, las muestras con una distancia al borde menor que 5d exhibieron resultados opuestos porque estas muestras tienen una lechada positiva en corte a 50 mm de altura. de lechada, como se muestra en la Tabla 3 y Fig. 13. El efecto de la lechada en corte también convergió a cero a una altura de aproximadamente 50 mm de acuerdo con el aumento en la distancia al borde, y por lo tanto, se consideró apropiado establecer la altura de la lechada por debajo 50 mm para evitar el efecto negativo de colocar lecho de lechada sobre el pedestal de hormigón.

Efecto de la lechada en corte con diferente altura de la lechada: (a) distancia al borde, (b) profundidad de empotramiento.

Además, las muestras con una distancia al borde relativamente corta de menos de 4,5 d mostraron progreso en la misma superficie de falla inclinada en la lechada y el pedestal de concreto (Figs. A.11, A.12, A.13, A.15). Esto se debe a que el hormigón y la lechada comienzan a fallar simultáneamente antes de que el brazo nivelador forme el momento adicional. Muchos experimentos se han realizado sin considerar el brazo nivelador para detectar fallas en la lechada49,50,51. Mohamed et al. consideraron las propiedades de la lechada sobre la resistencia al corte en conexiones de base de columnas e informaron que la formación de puntales de lechada juega un papel importante en la resistencia última de la conexión incluso más allá de la zona del rango elástico52. Un lecho de lechada está diseñado para tener una distancia al borde más corta que la del hormigón en el anclaje de un puente. El código de diseño actual no refleja los efectos de la lechada; sin embargo, se debe considerar limitar la altura del lecho de lechada para minimizar este efecto negativo en términos de estabilidad general al corte.

La inspección y el mantenimiento de los anclajes de los puentes generalmente se realizan en caso de destrucciones visibles, como fallas del perno de anclaje, del pedestal de concreto y de grandes grietas tanto en el lecho de lechada como en el pedestal de concreto53. Sin embargo, no es fácil identificar grietas internas que no se extienden a la superficie libre bajo ciertas cargas, porque el concreto alrededor del anclaje se encuentra debajo del lecho de lechada. Es posible que estas pequeñas grietas internas en el hormigón aún no tengan un efecto significativo en el desempeño estructural; sin embargo, podrían ser vulnerables a la penetración de productos químicos, como los materiales de deshielo que descienden de la viga del puente y afectan la durabilidad del hormigón54. ACI 224R-01 recomienda un ancho de grieta máximo permitido de 0,18 mm para concreto expuesto a productos químicos descongelantes55. Mientras tanto, los ensayos no destructivos (END) de grietas de hormigón se utilizan normalmente para el mantenimiento de estas estructuras de hormigón, y numerosos métodos están cambiando con el desarrollo de dispositivos de detección56. Sin embargo, Titman enfatizó la necesidad de cuidado y experiencia a pesar de las ventajas de los métodos de END, e indicó que se pueden realizar interpretaciones inexactas en ausencia de una técnica especializada57.

Como se describió anteriormente, las grietas ocurren primero en la lechada y luego se produce una redistribución de tensiones en el anclaje, lo que resulta en grietas en el concreto. Es posible realizar una inspección inicial sencilla si el ancho de la fisura del hormigón es relativamente predecible a través de la fisura de la lechada. En otras palabras, el grado de agrietamiento del hormigón subyacente se puede deducir del grado de agrietamiento de la lechada. En este estudio, el hormigón quedó completamente fijado aplicando presión hidráulica y no se produjo ningún movimiento de la subestructura, según lo medido por LVDT. Los desplazamientos de los puntos izquierdo y derecho a 100 mm de distancia de la línea de falla prevista de la parte central delantera tanto del pedestal de concreto como del lecho de lechada se midieron usando LVDT. Como ejemplo, en la Fig. 14a se muestra la curva de desplazamiento de carga de la muestra LN-3.2d-15 para la lechada y el pedestal de concreto. Aquí, CL y CR representan los valores de los puntos izquierdo y derecho del pedestal de concreto, respectivamente, de la misma manera que GL y GR corresponden al lecho de lechada. A medida que aumentó la carga, el desplazamiento de la lechada aumentó rápidamente en comparación con el desplazamiento del hormigón. El desplazamiento máximo de la lechada también fue mayor que el del pedestal de hormigón. El desplazamiento promedio de la lechada de los puntos izquierdo y derecho se obtuvo con la misma carga cuando el desplazamiento del concreto fue de 0,18 mm. Los desplazamientos de lechada para probetas con pedestal de hormigón bajo con resistencia normal se resumieron según la distancia al borde y la profundidad de empotramiento. Como resultado del análisis de regresión, los desplazamientos de la lechada se expresaron como una función exponencial según la distancia al borde y la profundidad de empotramiento con R2 = 0,97 y 0,91, respectivamente. Por lo tanto, se puede representar como la Fig. 14b si las dos variables se combinan estableciendo el producto de las dos funciones exponenciales como el eje x para ampliar la aplicabilidad. El grado de ancho de la grieta del concreto podría predecirse relativamente a través del desplazamiento de la lechada ingresando la distancia al borde diseñada y la profundidad de empotramiento del anclaje que soporta el puente con un pedestal de concreto de resistencia normal a través de la curva.

Comportamiento de desplazamiento del lecho de lechada y pedestal de concreto: (a) curva de carga-desplazamiento de la muestra LN-3.2d-15 para lechada y concreto, (b) desplazamiento de la lechada debido a la distancia al borde y la profundidad de empotramiento.

Se han realizado pocos estudios sobre anclajes reforzados con una armadura recta habitualmente utilizada en construcción, mientras que existen algunos estudios experimentales sobre la horquilla58. Un anclaje de soporte de puente adopta el método de refuerzo de estribo, que se extiende hasta el refuerzo de la subestructura. El ACI 318 simplemente aumenta la resistencia a través de un factor de agrietamiento por rotura ψc,V para un anclaje con refuerzo basado en la resistencia a la rotura, en lugar de considerar la resistencia del refuerzo2,38. Mientras que EN 1992-4 considera el efecto del refuerzo suplementario en forma de estribos y refuerzo de borde sobre el comportamiento al corte presentando la ecuación 3. Eligehausen et al. informaron que un espacio estrecho entre estribos con una gran distancia al borde aumenta el efecto de restricción y evaluaron la resistencia del refuerzo del estribo aplicando el concepto del modelo de tirantes44. Sharma y cols. desarrollaron un modelo para anclaje de una y varias hileras con refuerzo suplementario mejorando la fórmula propuesta por Schmid59,60,61,62.

Los detalles de las ubicaciones del refuerzo del estribo y de las galgas extensométricas se muestran en la Fig. 15. Las galgas extensométricas se instalaron 25 mm detrás de la línea de superficie de rotura supuesta en los refuerzos de la superficie. Los refuerzos de anclaje efectivos propuestos por ACI 318 son estribos que se encuentran dentro de 0,5 \({c}_{a1}\) o 0,3 \({c}_{a1}\) del anclaje, mientras que los estribos se encuentran dentro de una distancia de 0,75 \({c}_{a1}\) del anclaje. \({c}_{a1}\) se consideran eficaces según la norma EN 1992-4. La muestra LN-5d-15 correspondió a cuatro estribos, mientras que las muestras con una distancia al borde inferior a 4,5 d correspondieron a solo dos estribos según ACI 318. Generalmente se observaron deformaciones más grandes en el estribo más cercano al anclaje, como se muestra en la Fig. 16. Sólo la muestra LN-4.5d-22 mostró que la deformación del estribo al lado del ancla excedía la deformación de fluencia. Se encontró que la resistencia de los estribos era más dominante según la profundidad de empotramiento que la distancia al borde. La influencia del refuerzo de la superficie puede ser mayor que la del refuerzo en la subestructura porque el cono de ruptura se origina en la parte superior de la profundidad de empotramiento. Sin embargo, si el anclaje está empotrado hasta el refuerzo en la subestructura, soporta refuerzo en el borde tanto de la superficie como de la subestructura. Por lo tanto, se puede mejorar el efecto restrictivo del tirante a través del hormigón y los refuerzos, lo que da como resultado un aumento de la resistencia al corte.

Ubicación de estribo y galga extensométrica (LN-5d-15).

Deformación máxima en el refuerzo del estribo del anclaje: (a) distancia al borde, (b) profundidad de empotramiento.

La Figura 17 representa una comparación de las cargas de falla obtenidas experimentalmente y evaluadas analíticamente mediante cálculos según EN 1992-4, el modelo Schmid y el modelo Sharma, que consideran el efecto del refuerzo suplementario en la fórmula. La resistencia obtenida de EN 1992-4 y el modelo Schmid representó cargas de falla similares porque la resistencia media calculada a la rotura del borde del concreto del anclaje fue mayor que la resistencia media calculada del refuerzo suplementario de falla del anclaje en el cuerpo de rotura del borde del concreto en la mayoría de las muestras. Las cargas de falla de EN 1992-4 y el modelo Schmid mostraron resultados conservadores en comparación con los resultados experimentales esperados para la muestra con una profundidad de empotramiento de 70 mm. Las muestras con poca profundidad de empotramiento no estaban completamente empotradas, por lo que la contribución real de la resistencia al corte por parte del refuerzo fue insignificante, como se explicó anteriormente (Fig. 16). Estos resultados representaron la dificultad para garantizar la seguridad del sistema de anclaje del soporte del puente con poca profundidad de empotramiento. Las cargas de falla del modelo Sharma representaron resultados conservadores cuando la distancia al borde disminuyó en 3,2 dy la profundidad de empotramiento aumentó en 180 mm, como se muestra en la Fig. 17a, b, respectivamente. El modelo de Sharma siguió muy bien la progresión general de la curva de los experimentos. El brazo de palanca en el anclaje del puente puede ser bastante alto en comparación con otros sistemas de anclaje. Si el anclaje está completamente empotrado, el refuerzo de soporte puede ceder y representar un valor de diseño conservador (Fig. 17b); de lo contrario, la longitud efectiva de la barra puede disminuir junto con el efecto del brazo nivelador, lo que indica resultados no conservadores. Por lo tanto, se considera que las cargas de falla de una muestra con una gran distancia al borde pueden ser más similares a los resultados experimentales si la profundidad de empotramiento está completamente asegurada.

Comparación de las cargas de falla obtenidas de las pruebas con cargas de falla calculadas según EN1992-43, Schmid59 y Sharma62: (a) efecto de la distancia al borde a una profundidad de empotramiento de 150 mm, (b) efecto de la profundidad de empotramiento a una distancia al borde de 4,5d.

Los casquillos de anclaje se utilizan para facilitar la construcción de anclajes que soportan puentes. En los códigos de diseño actuales, el diámetro del casquillo del anclaje se considera simplemente como diámetro del anclaje. Sin embargo, el comportamiento del casquillo del anclaje es bastante diferente al de los anclajes generales, que fallan como resultado de la fractura del eje del anclaje sin ninguna flexión50. En el anclaje de soporte de puente, la parte superior del perno de anclaje en la placa de carga resiste primero la carga de corte y luego la carga se transmite al concreto a través del casquillo de anclaje combinado con el perno de anclaje. Debido a que el diámetro del casquillo es relativamente mayor que el del perno de anclaje, no se puede esperar un comportamiento dúctil del casquillo de anclaje bajo la carga de corte. Por lo tanto, se produce una fractura frágil debido a la concentración de tensiones en el punto de contacto entre la parte superior del casquillo y el perno, que no está directamente incrustado en el hormigón. Se puede confirmar que los pernos se rompieron y doblaron en el punto de contacto, como se muestra en la Fig. 8. El perno de anclaje falló repentinamente después de que la carga disminuyó en diferentes cargas máximas, lo cual no fue lo esperado. Además, los casquillos de anclaje son en su mayoría de forma redonda, mientras que los anclajes generales tienen líneas deformadas en el eje. En la mayoría de las muestras, como LN-4.5d-18 y LN-3.2d-15, se produjo una falla en la unión entre el encaje del anclaje y la lechada, lo que finalmente mostró una falla por rotura. Existe una gran necesidad de mejorar la unión entre la lechada y el casquillo de anclaje, también entre el hormigón y el casquillo de anclaje. Por lo tanto, es necesario utilizar casquillos de anclaje deformados y verificarlos experimentalmente para evitar el fallo de la unión y lograr una resistencia total a la rotura, como lo indican Chicchi et al.63.

Un anclaje de soporte de puente se compone generalmente de grupos de anclajes, cuyo número se determina según el tipo de soporte, y en su mayoría comprende cuatro anclajes. El anclaje debe diseñarse en función de la resistencia del acero del anclaje, la resistencia a la rotura y la resistencia al desprendimiento. Debido a que los pernos de anclaje se determinan según el tipo de soporte, tanto el diámetro general como la resistencia ya se han generalizado. La resistencia al desprendimiento de un anclaje general incrustado en el refuerzo de la subestructura es generalmente mayor que la resistencia al desprendimiento en corte43,64. Por lo tanto, el análisis de la fórmula de diseño para la resistencia a la rotura se confirmó con base en los resultados.

Se realizó un análisis de regresión no lineal múltiple en variables de pedestal de concreto bajo para evitar considerar los efectos sobre el factor de espesor de ruptura ψh,V y el área de falla proyectada del concreto AVc entre las variables fallidas por falla de ruptura. Se demostró que la resistencia al desprendimiento del concreto es casi proporcional a la raíz cuadrada de la resistencia a la compresión, como se describió anteriormente. Por lo tanto, la resistencia a la compresión no fue considerada como una variable en el análisis de regresión. Se realizó un análisis de regresión con dos variables independientes, que son la distancia al borde y la profundidad de empotramiento. La resistencia a la rotura del anclaje del puente se puede expresar de la siguiente manera:

La ecuación de diseño derivada mostró que la potencia de \(({l}_{e}/d)\) aumentó significativamente en comparación con la indicada en el ACI 318, que adoptó \({\left({l}_{e} /d\right)}^{0.2}\). Esto corresponde a los resultados anteriores afectados por el refuerzo de la subestructura en función de la profundidad de empotramiento. La distribución de la tensión de apoyo a lo largo del eje del anclaje de transferencia de carga también estuvo muy influenciada por la restricción a través del refuerzo de la subestructura65. La potencia de \({c}_{a1}\) disminuyó un poco respecto a la indicada en el ACI 318, que adoptó \({{c}_{a1}}^{1.5}\). Este resultado concuerda con los del resultado de la prueba de comparación y la resistencia prevista debido a la distancia al borde, como se muestra en la Fig. 18a. La pendiente negativa de la comparación indica que la fórmula de diseño del ACI 318 tiene en cuenta excesivamente la influencia de la distancia al borde en el anclaje que soporta el puente66. A medida que aumenta la distancia al borde, la capacidad de corte puede disminuir debido al efecto del brazo nivelador. Una comparación con la carga predicha por la ecuación. (7) y la carga medida mostró solo 4,60% de COV (coeficiente de variación) y una diferencia de menos del 10%, como se muestra en la Fig. 18b.

Comparación entre cargas previstas y medidas: (a) distancia al borde, (b) carga prevista por la ecuación. (4).

Para simplificar la ecuación de diseño, la Ec. (7) se puede modificar a la ecuación. (8) con potencias de 2/3 y 1,4 para \(\left({l}_{e}/d\right)\) y \({c}_{a1}\) respectivamente, lo que muestra 4,63% de COV:

El ACI 318 para las resistencias de los anclajes adopta el concepto de fractilidad del 5% para la seguridad de la estructura. El concepto de 5% fractil indica un 90% de confianza de que la resistencia real excede la resistencia nominal con un 95% de probabilidad2,67,68. El coeficiente del 5% fractil, F5%, se calculó como 0,884 utilizando la media, el COV y el número de muestras. En consecuencia, la resistencia nominal a la rotura del hormigón del anclaje de soporte del puente en corte se puede obtener de la siguiente manera18:

La resistencia a la rotura \({V}_{cb}\) se puede calcular considerando el coeficiente del anclaje que soporta el puente, como el área efectiva de los anclajes del grupo, reemplazando \({V}_{b}\) de el ACI 318 con \({V}_{b,rodamiento}\). Esta ecuación solo es aplicable a esta etapa de investigación porque aquí no se consideran los factores principales, como la altura y la resistencia del lecho de lechada y los diferentes tipos de refuerzo suplementario. Por lo tanto, se necesita más investigación para solidificar su aplicabilidad para todos los casos de anclaje de soporte de puentes.

Esta investigación investigó las capacidades de corte de anclajes simples colados in situ simulando las características de los anclajes de puente bajo cargas cuasiestáticas. Se fabricaron y probaron veintiuna muestras de anclaje con diferente distancia al borde, profundidad de empotramiento y resistencia a la compresión del concreto. Con base en los resultados y análisis detallados anteriormente, se extrajeron las siguientes conclusiones:

Se observaron tres tipos de modos de falla según la distancia al borde, la profundidad de empotramiento y la resistencia a la compresión. Si la resistencia a la rotura era mucho mayor que la resistencia del acero del anclaje, el perno mostraba una falla frágil bajo una carga mayor que la resistencia prevista. En el caso de una profundidad de empotramiento corta, como la muestra LN-4.5d-7, la carga de falla ocurrió cerca de la resistencia al desprendimiento; sin embargo, no se observó gran desconchado en la parte trasera del anclaje debido al efecto de soporte del refuerzo.

Las capacidades de corte de los anclajes fueron diferentes a las resistencias obtenidas por ecuación de diseño en ACI 318 y EN 1992-4; en particular, la profundidad de empotramiento tuvo una mayor influencia en la resistencia al corte que la considerada en los códigos actuales debido a la existencia de refuerzos tanto superficiales como de subestructura. A medida que aumentó la altura del pedestal de concreto, la distribución de tensiones desde el soporte a la subestructura no se transmitió bien, especialmente con muestras de poca profundidad de empotramiento.

El lecho de lechada sobre el pedestal de concreto se dañó localmente antes de que se causaran daños graves al concreto, formando un brazo nivelador, lo que indujo una disminución en la capacidad de corte. El efecto de la lechada sobre la resistencia al corte aumentó a medida que disminuyó la altura de la lechada y estuvo influenciado por la distancia al borde más que por la profundidad del empotramiento. A través del análisis del comportamiento de desplazamiento del lecho de lechada y del pedestal de concreto, se propuso una ecuación de curva para predecir el grado relativo de agrietamiento del concreto debajo de la lechada.

Se midió la deformación del refuerzo del estribo de superficie y se produjo una gran deformación en la barra de refuerzo cerca del anclaje. El comportamiento de la deformación estuvo más influenciado por la profundidad de empotramiento que por la distancia al borde; por lo tanto, se encontró que aumentar la profundidad de empotramiento hasta el refuerzo de la subestructura era efectivo para mejorar la resistencia de los estribos contra la carga de corte.

Se realizó la comparación de las cargas de falla obtenidas experimentalmente y evaluadas analíticamente mediante cálculos según EN 1992-4, el modelo Schmid y el modelo Sharma para considerar el efecto del refuerzo suplementario. Las cargas de falla del anclaje de soporte del puente fueron mayores que las calculadas por la EN 1992-4 y el modelo Schmid, excepto para las muestras con una profundidad de empotramiento de 70. Las cargas de falla calculadas por el modelo Sharma fueron menores que la carga de falla experimental de acuerdo con una disminución en la distancia al borde y aumento en la profundidad de empotramiento.

Se realizó un análisis de regresión no lineal múltiple para anclajes con pedestales de concreto bajos donde se produjo una falla por rotura, y se derivó una ecuación de diseño para permitir una predicción más precisa del soporte del puente. La potencia de resistencia a la compresión mostró una tendencia similar a la del código, y las potencias de la profundidad de empotramiento y la distancia al borde se modificaron. También se introdujo en la ecuación el concepto de fractilidad del 5% para garantizar la seguridad de la estructura.

Los conjuntos de datos generados y analizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente a solicitud razonable.

Comité ACI 355. Calificación de anclajes mecánicos postinstalados en concreto y comentarios (American Concrete Institute, 2007).

Comité ACI 318. Requisitos del código de construcción para hormigón estructural (ACI 318-19) y comentario (318R-19) (American Concrete Institute, 2019).

EN1992-4. Eurocódigo 2: Diseño de estructuras de hormigón – Parte 4: Diseño de fijaciones para uso en hormigón (Comité Europeo de Normalización, CEN/TC 250, 2018).

Comité ACI 349. Requisitos del Código para estructuras relacionadas con la seguridad nuclear (ACI 349-90) (American Concrete Institute, 1990).

Fuchs, W., Eligehausen, R. & Breen, JE Enfoque de diseño de capacidad de hormigón (CCD) para fijación al hormigón. Estructura ACI. J.92(1), 73–94. https://doi.org/10.14359/1533 (1995).

Artículo de Google Scholar

Lee, NH, Kim, KS, Bang, CJ & Park, KR Anclajes con cabeza de tracción de gran diámetro y profundo empotramiento en hormigón. Estructura ACI. J. 104(4), 479–486. https://doi.org/10.14359/18778 (2007).

Artículo de Google Scholar

Lee, NH, Park, KR y Suh, YP Comportamiento al corte de anclajes con cabeza con grandes diámetros y empotramientos profundos. Estructura ACI. J. 107(2), 146-156 (2010).

Google Académico

Kim, JS, Jung, WY, Kwon, MH y Ju, BS Evaluación del desempeño del anclaje postinstalado para estructura de letreros en Corea del Sur. Construcción Construye Mate. 44, 496–506. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2013.03.015 (2013).

Artículo de Google Scholar

Wang, D., Wu, D., He, S., Zhou, J. y Ouyang, C. Comportamiento de anclajes de gran diámetro postinstalados en cimientos de hormigón. Construcción Construye Mate. 95, 124-132. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2015.07.129 (2015).

Artículo de Google Scholar

Grosser, P. & Cook, R. Comportamiento portante de grupos de anclajes dispuestos perpendicularmente al borde y cargados por cortante hacia el borde libre. EE.UU.: Departamento de Ingeniería Civil y Costera, Universidad de Florida, UF Structures Report 2009-1 (2009).

Grosser, P. Comportamiento portante y diseño de anclajes sometidos a cargas de corte y torsión en hormigón no fisurado, Tesis Doctoral. Universidad de Stuttgart, Stuttgart, Alemania (2012).

Bokor, B., Sharma, A. y Hofmann, J. Falla del borde del hormigón de grupos de anclajes colocados paralelos a un borde. Estructura ACI. J. 118, 237–248. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2013.03.015 (2021).

Artículo de Google Scholar

Borkor, B., Sharma, A. & Hofmann, J. Investigaciones experimentales sobre la falla del borde del concreto de grupos de anclajes cargados por corte de configuraciones rectangulares y no rectangulares. Ing. Estructura. 222, 111153. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2020.111153 (2020).

Artículo de Google Scholar

Ruopp, J. & Kuhlmann, U. Uniones de acero y hormigón con grandes placas de anclaje sometidas a cargas de corte. Construcción de acero. 10, 115-124. https://doi.org/10.1002/stco.201710015 (2017).

Artículo de Google Scholar

Carvelli, V., Fava, G. & Pisani, MA Sistema de anclaje para pruebas de tensión de barras de GFRP de gran diámetro. J. Compos. Construcción 13(5), 344–349. https://doi.org/10.1061/(asce)cc.1943-5614.0000027 (2009).

Artículo de Google Scholar

Lee, JH, Cho, B., Kim, JB, Lee, KJ y Jung, CY Capacidad de corte de anclajes con cabeza fundidos en hormigón reforzado con fibras de acero. Ing. Estructura. 171, 421–432. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2018.05.106 (2018).

Artículo de Google Scholar

Nilforoush, R., Nilsson, M. & Elfgren, L. Evaluación experimental del comportamiento a la tracción de pernos de anclaje individuales moldeados in situ en hormigón simple y reforzado con fibra de acero de resistencia normal y alta. Ing. Estructura. 147, 195-206. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2017.05.062 (2017).

Artículo de Google Scholar

Olalusi, OB & Spyridis, P. Modelos basados ​​en aprendizaje automático para la predicción de la capacidad de rotura del hormigón de anclajes individuales en corte. Adv. Ing. Software. 147, 102832. https://doi.org/10.1016/j.advengsoft.2020.102832 (2020).

Artículo de Google Scholar

Tóth, M., Bokor, B. & Sharma, A. Anclaje en hormigón armado con fibras de acero: concepto, evidencia experimental y recomendaciones de diseño para modos de falla por rotura de conos y bordes de concreto. Ing. Estructura. 181, 60–75. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2018.12.007 (2019).

Artículo de Google Scholar

Klingner, RE, Mendonca, JA y Malik, JB Efecto de los detalles de refuerzo sobre la resistencia al corte de pernos de anclaje bajo carga cíclica inversa. Mermelada. Concr. Inst. 79(1), 3–12. https://doi.org/10.14359/10455 (1982).

Artículo de Google Scholar

Departamento de transporte de Texas, Manual de diseño de puentes-LRFD (2020).

Soubry, M. Guía de detalles de puentes (Ciria, 2001).

Yahya, NA Estrategias para mitigar la falla de los pedestales de concreto que sostienen los soportes de las vigas de los puentes. 240 (2017).

Informe sobre el desarrollo de tecnología de mejora de la seguridad para conexiones débiles de puentes y equipos sísmicos para asegurar la ruta de evacuación y recuperación en caso de terremoto. (Instituto Coreano de Ingeniería Civil y Tecnología de la Construcción (KICT), 2018).

Sede central de contramedidas de seguridad y desastres. Informe sobre la ocurrencia del terremoto y las contramedidas en Pohang. Provincia de Gyeongsangbuk-do (2017).

Jennings, PC Características ingenieriles del terremoto de San Fernando del 9 de febrero de 1971 (1971).

Miller, DK Lecciones aprendidas del terremoto de Northridge. Ing. Estructura. 20(4–6), 249–260. https://doi.org/10.1016/S0141-0296(97)00031-X (1998).

Artículo de Google Scholar

Buckle, IE & Freidland, IM ll Manual de modernización sísmica para puentes de carreteras (1995).

Cooper, JD y Buckle, I. Lecciones del terremoto de Kobe. Vías Públicas. 59(2), 28–37. https://doi.org/10.1016/0148-9062(96)81954-1 (1995).

Artículo de Google Scholar

Jeong, HC, Kim, MS, Park, KS, Ju, HS y Kim, IH Rendimiento sísmico del sistema de anclaje de dispositivos de protección de cojinetes que previenen la falla por desplome de puentes. J. Tierraq. Ing. Soc. Corea. 14(6), 45–53. https://doi.org/10.5000/eesk.2010.14.6.043 (2010).

Artículo de Google Scholar

Kennedy Reid, I. Inspección y evaluación. En Hombre de Hielo. Puente. Ing. 2da ed. 659–693 (Publicaciones ICE, 2008).

ASTM A490M. Especificación estándar para pernos de acero de alta resistencia, clases 10.9 y 10.9.3, para juntas de acero estructural. (ASTM Internacional, 2014).

Petersen, D. & Zhao, J. Diseño de refuerzo de anclaje para cargas de corte sísmicas. Estructura ACI. J. 110(1), 53 (2013).

Google Académico

de Abreu, LMP, Carvalho, H., Fakury, RH, Rodrigues, FC & Caldas, RB Evaluación experimental de conexiones de base de columna compuestas por diferentes tipos de lechada sujetas a cortante. Ing. Fallar. Anal. 120, 105090. https://doi.org/10.1016/j.engfailanal.2020.105090 (2021).

Artículo CAS Google Scholar

Jebara, K., Ožbolt, J. & Sharma, A. Capacidad de extracción de grupos de anclajes de pernos con cabeza con placa base rígida: análisis de elementos finitos en 3D. Estructura. Concr. 21(3), 905–916. https://doi.org/10.1002/suco.201900241 (2020).

Artículo de Google Scholar

Anderson, NS & Meinheit, DF Capacidad de extracción de anclajes con pernos con cabeza fundida. PCI J. 50 (2), 90-112. https://doi.org/10.15554/pcij.03012005.90.112 (2005).

Artículo de Google Scholar

Choi, JS, Chin, WJ, Kim, YJ y Yoon, YS Evaluación de la capacidad de resistencia al corte de anclajes individuales en la conexión de soporte del puente según la profundidad de empotramiento. J. Sociedad Coreana. Mitigación de peligros. 19(7), 315–321. https://doi.org/10.9798/kosham.2019.19.7.315 (2019).

Artículo de Google Scholar

ETAG 001 Directriz para la aprobación técnica europea de anclajes metálicos para uso en hormigón, Anexo C: Métodos de diseño para anclajes, Organización europea para las aprobaciones técnicas: EOTA; 1997, revisión 2008.

Instituto Coreano del Concreto. Código de Diseño Estructural para Hormigón (2012).

Nilsson, M., Ohlsson, U. y Elfgren, L. Efectos del refuerzo de la superficie sobre la capacidad portante del hormigón con pernos de anclaje. Norte. Concr. Res. 2011(44), 161–174 (2011).

Google Académico

Choi, S., Joh, C. & Chun, SC Comportamiento y resistencia de anclajes individuales moldeados en concreto reforzado con fibra de rendimiento ultraalto (UHPFRC) sujetos a una tensión o corte monótono. KSCE J. Civilización. Ing. 19(4), 964–973. https://doi.org/10.1007/s12205-013-0246-8 (2015).

Artículo de Google Scholar

Segle, P., Ljustell, P., Larsson, A., Kölfors, J. Simulaciones numéricas de rotura de anclajes con cabeza en estructuras de hormigón armado y no reforzado, Fase 2. Autoridad de Seguridad Radiológica (2017).

Korea Expressway Corporation, Directrices para el diseño de soportes de puentes (2011).

Eligehausen, R., Mallée, R. & Silva, JF Anchorage in Concrete Construction, vol. 10. (Wiley, 2006).

Gesoglu, M., Özturan, T., Özel, M. & Güneyisi, E. Comportamiento a la tracción de anclajes postinstalados en hormigones normales y de alta resistencia reforzados con fibras de acero y simples. Estructura ACI. J. 102(2), 224–231. https://doi.org/10.14359/14273 (2005).

Artículo de Google Scholar

Randl, N. Comportamiento de carga de pasadores de corte fundidos. Construcción de hormigón y hormigón armado. 102(S1), 31-37. https://doi.org/10.1002/best.200710103 (2007).

Artículo de Google Scholar

Paschen, H. & Schönhoff, T. Estudios sobre pernos de corte de acero de refuerzo incrustados en hormigón. Comité Alemán de Apuestas de Acero. 346, 105-149 (1983).

Google Académico

Money, B. & Hodgson, GJ Manual de documentos contractuales para obras de carreteras (Telford, 1992).

Lin, Z., Petersen, D., Zhao, J. & Tian, ​​Y. Simulación y diseño de pernos de anclaje expuestos en corte. En t. J. Theor. Aplica. Mecánico multiescala. 2(2), 111–129. https://doi.org/10.1504/ijtamm.2011.043534 (2011).

Artículo de Google Scholar

Petersen, D., Lin, Z. & Zhao, J. Comportamiento y diseño de anclajes colados in situ bajo carga sísmica simulada. Proyecto de Rep. Final 1 (2013).

Swirsky, R. Resistencia lateral de pernos de anclaje instalados en hormigón. 100 (1977).

Shaheen, MA, Tsavdaridis, KD y Salem, E. Efecto de las propiedades de la lechada sobre la resistencia al corte de las conexiones de la base de la columna: FEA y enfoque analítico. Ing. Estructura. 152, 307–319. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2017.08.065 (2017).

Artículo de Google Scholar

Corporación de seguridad de infraestructura de Corea. Manual de mantenimiento de puentes (2014).

Gode, K. & Paeglitis, A. Deterioro de puentes de hormigón causado por sales de deshielo en carreteras con alto volumen de tráfico en Letonia. Báltico. Puente J. Road. Ing. 9(3), 200–207. https://doi.org/10.3846/bjrbe.2014.25 (2014).

Artículo de Google Scholar

Comité ACI 224. Control de Fisuraciones en Estructuras de Concreto-ACI 224R-01. (Instituto Americano del Concreto, 2008).

Islam, MM, Yamamoto, H. y Tanaka, S. Inspección no destructiva de múltiples grietas en el hormigón mediante un sensor ultrasónico. SICE-ICASE Int. Jt. Conf. IEEE. https://doi.org/10.1109/SICE.2006.314679 (2006).

Artículo de Google Scholar

Titman, DJ Aplicaciones de la termografía en ensayos no destructivos de estructuras. END E Int. 34(2), 149-154. https://doi.org/10.1016/S0963-8695(00)00039-6 (2001).

Artículo de Google Scholar

Park, YM, Jo, SH, Kim, TH, Kang, CH & Kim, JB Resistencia al corte estático de anclajes fundidos con refuerzo de estribo. J. Sociedad Coreana. Construcción de acero. 28, 1-12. https://doi.org/10.7781/kjoss.2016.28.1.001 (2016).

Artículo CAS Google Scholar

Schmid, K. Comportamiento y diseño de fijaciones en el borde con refuerzo de anclaje bajo cargas de corte hacia el borde. Tesis Doctoral, Universidad de Stuttgart, Stuttgart, Alemania (2010).

Sharma, A., Eligehausen, R. & Asmus, J. Investigación experimental de falla del borde del concreto de anclajes de múltiples filas con refuerzo suplementario. Estructura. Concr. 18, 153–163. https://doi.org/10.1002/suco.201600015 (2017).

Artículo de Google Scholar

Sharma, A., Eligehausen, R. & Asmus, J. Un nuevo modelo para la falla del borde del concreto de anclajes de múltiples filas con falla suplementaria de refuerzo-refuerzo. Estructura. Concr. 18, 893–901. https://doi.org/10.1002/suco.201700002 (2017).

Artículo de Google Scholar

Sharma, A., Eligehausen, R. & Asmus, J. Modelo analítico integral para anclajes con refuerzo suplementario. En 3° Int. Síntoma. Conectar. Entre Acero Concre. 253–265 (2017).

Chicchi, R., Varma, AH, Seo, J., Bradt, T. y McCarty, E. Pruebas experimentales de anclajes deformados cargados por tensión en hormigón. Estructura ACI. J. 117 (5), 133-146. https://doi.org/10.14359/51724670 (2020).

Artículo de Google Scholar

Choi, JS, Chin, WJ, Kim, YJ y Yoon, YS Evaluación de la capacidad de rotura del hormigón de anclajes individuales en la conexión de soporte de un puente bajo carga de corte. J. Sociedad Coreana. Mitigación de peligros. 20(6), 177–186. https://doi.org/10.9798/kosham.2020.20.6.177 (2020).

Artículo de Google Scholar

Adebar, P. y Zhou, Z. Resistencia al rodamiento de puntales a compresión confinados por hormigón simple. Estructura ACI. J. 90, 534–541. https://doi.org/10.14359/3948 (1993).

Artículo de Google Scholar

Muratli, H., Klingner, RE & Graves, HL Capacidad de rotura de anclajes en hormigón. Parte 2: Corte. Estructura ACI. J. 101(6), 821–829. https://doi.org/10.14359/13457 (2004).

Artículo de Google Scholar

ACI 355.2-01. Evaluación del desempeño de anclajes mecánicos postinstalados en concreto (American Concrete Institute, 2002).

Natrella, MG Estadística Experimental. Manual 91 de la Oficina Nacional de Normas. (Oficina de Imprenta del Gobierno de EE. UU., 1963).

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Este trabajo fue apoyado por la subvención de la Fundación Nacional de Investigación de Corea (NRF) financiada por el gobierno de Corea (MSIT) (No. 2019R1A2C2087646).

Escuela de Ingeniería Civil, Ambiental y Arquitectónica, Universidad de Corea, 145 Anam-ro, Seongbuk-gu, Seúl, 02841, Corea del Sur

Jin Seok Choi, Tian Feng Yuan y Young Soo Yoon

Departamento de Investigación de Seguridad de Infraestructuras, Instituto Coreano de Ingeniería Civil y Tecnología de la Construcción, Goyang, 10223, Corea del Sur

Won Jong Chin

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Conceptualización, J.-SC y T.-FY; metodología, J.-SC, T.-FY e Y.-SY; experimento, J.-SC, WJC y T.-FY; borrador original escrito, J.-SC; supervisión, T.-FY e Y.-SY; y autores correspondientes, T.-FY e Y.-SY. Todos los autores han leído y aceptado la versión publicada del manuscrito.

Correspondencia a Tian-Feng Yuan o Young-Soo Yoon.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Choi, JS., Chin, WJ, Yuan, TF. et al. Comportamiento cortante de un anclaje empotrado simple que simula las características del anclaje de soporte de un puente. Representante científico 12, 13308 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-17027-z

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Recibido: 25 de abril de 2022

Aceptado: 19 de julio de 2022

Publicado: 03 de agosto de 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-17027-z

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