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Las curvas de respuesta de las Figuras 3-10 y 3-11 muestran un claro plateau de fluencia y un rango de endurecimiento bien definido de las barras de acero. Únicamente para el ensayo 3 las lecturas de deformación en el extremo sin gato hidráulico son mayores comparadas con los registros del lado en el que se ubica el gato hidráulico.

De otro lado, en ambas curvas se aprecian algunos registros de deformación negativa en el primer ciclo de carga, probablemente por la falta de un transductor en la parte inferior de la horquilla para corregir el efecto de la flexión de la barra en la zona que emerge del nudo.

En la Tabla 3-8 se determina la relación entre valores de tensión medidos y reales en los puntos de fluencia y máximo alcanzados.

Tabla 3-8: Relación de tensiones medidas y nominales. Ensayos EHN D-V.

Fluencia Máxima Ensayo fy real / fy n fmax real / fu n EHCD-1 1.17 0.92 EHCD-2 1.17 1.07 EHCD-3 1.15 1.05 EHCD-4 1.18 1.11 Promedio 1.17 1.04 Desv. Estándar 0.01 0.08 Coef. de Variación 0.011 0.079

La falla más “frágil” es aquella en la que el corte del acero se produce en la zona de doblado de la barra “U”. Si no se consideran los ensayos 3 y 4 –falla en la

longitud de la barra- el promedio de la relación entre carga máxima alcanzada y la nominal aumenta a 1.08.

De los resultados anteriores se puede concluir que las barras de las horquillas pueden desarrollar la fluencia del material. En tres de los cuatro ensayos se logra desarrollar valores superiores a la tensión máxima nominal, antes de ocurrir la falla del elemento. El valor promedio de tensión máxima en las horquillas cumple la exigencia del código ACI-318 2008 para conexiones húmedas referente a la capacidad de desarrollar al menos 1.25 veces el valor nominal de la tensión de fluencia de la barra. En promedio, la tensión máxima desarrollada es 1.56 veces la tensión de fluencia nominal y 1.33 veces la fluencia promedio medida. Por lo tanto la conexión en este punto presenta una importante ductilidad cuando se somete a tracción la zona del nudo.

Finalmente, no existe ventaja alguna en la incorporación de los trabes de anclaje en las probetas 1 y 2 en aumentos de resistencia o ductilidad puesto que la falla en el nudo no se produce por falta de adherencia o anclaje, gracias a la gran resistencia del mortero Sika Grout 212, sino por rotura de la barra en la zona expuesta fuera del nudo; por lo tanto, no se justifica su uso en el armado del nudo Dalla-Viga I-130.

3.2.3 Estimación del comportamiento. Ensayos EHCD.

La estimación de la relación fuerza-deformación se realiza de la misma manera explicada en 2.2.1, 2.2.2 y 3.1.3. En este caso por tratarse de una barra con gancho de 180º, la longitud de desarrollo se define según el código ACI 318-2008 como:

⎪ ⎪ ⎪ ⎩ ⎪⎪ ⎪ ⎨ ⎧ Ψ = ' 24 . 0 8 150 max c y e b b d f f d d mm l

λ

Con Ψe y λ definidos en 3.1.3. En este caso la barra se encuentra embebida en un mortero epóxico con f’c= 80 MPa. La expresión anterior para el cálculo de la longitud de desarrollo y los modelos teóricos para el cálculo del deslizamiento no están calibrados para valores tan altos de resistencia del hormigón. Aún así se hace uso de estas expresiones al no contar con herramientas que reproduzcan el comportamiento para estos tipos de hormigones. De este modo, la expresión 3.2 entrega una longitud de desarrollo de 180mm con la tensión de fluencia nominal y de 208mm si se calcula con el valor de fluencia promedio de los ensayos, por lo que la longitud de 350mm de las horquillas con gancho de 180º embebidas en el nudo cumple con el requisito para desarrollar fluencia de la barra.

Al igual que en 3.1.3 para comparar los resultados de los modelos de adherencia-deslizamiento con los datos de los ensayos de extracción de las horquillas de anclaje desde el nudo Dalla-Viga I-130 es necesario adicionar al deslizamiento la deformación de las barras en la longitud no embebida (14cm) para el mismo nivel de tensión. Las Figuras 3-14 y 3-15 muestran las comparaciones entre los valores medidos en los ensayos en los lados cargado y pasivo con las estimaciones analíticas.

Figura 3-14: Comparación resultados de ensayos de extracción de horquilla de nudo Dalla-Viga I-130 con modelos analíticos propuestos. Lado Cargado.

Figura 3-15: Comparación resultados de ensayos de extracción de horquilla de nudo Dalla-Viga I-130 con modelos analíticos propuestos. Lado Pasivo.

En los gráficos anteriores se aprecia que los modelos analíticos propuestos predicen muy ajustadamente el comportamiento de las barras de las horquillas embebidas en el nudo Dalla-Viga I-130 sometidas a tracción, especialmente en el rango inelástico. Al igual que en el caso de los ensayos de extracción del canalón Dalla, la parte elástica de los modelos analíticos subestiman las deformaciones, aunque las diferencias para este ensayo son bastante menores entre valores teóricos y experimentales. Los modelos analíticos captan muy bien el plateau de fluencia que se produjo en los ensayos, confirmando que el valor sugerido por Sezen (2002) de uno por ciento de endurecimiento por deformación en esta zona representa adecuadamente el real comportamiento.

Por otra parte se resalta el hecho que las curvas analíticas se ajusten con relativa precisión para hormigones de alta resistencia (80Mpa). El confinamiento y en

especial el recubrimiento de las horquillas en la zona del nudo, lo que proporciona una mejor adherencia, también pueden explicar el buen ajuste de las curvas teóricas a los datos experimentales.