Constr albanileria cap07

127
7
ENSAYOS EN SISTEMAS
DE ALBAÑILERIA
El objetivo de este capitulo es dar a conocer las propiedades de los materiales
nacionales, así como describir el comportamiento sísmico-experimental de la albañilería
(armada, confinada y no reforzada); para lo cual, se hará un breve recuento de las
principales investigaciones efectuadas en el Laboratorio de Estructuras de la PUCP,
adicionando experimentos realizados en el extranjero.
Para mayor información deberá recurrirse a los reportes presentados en los Libros de
Ponencias de los Congresos Nacionales de Ingeniería Civil. Debe indicarse que la
mayorra de los proyectos fueron realizados por alumnos de la PUCP, bajo el asesora-
miento del autor; por lo que la información en detalle de cada trabajo está reportada en
las respectivas Tesis de Grado. Asimismo, debe destacarse que los resultados de estas
investigaciones han permitido formular una nueva propuesta de diseño a la rotura, tal
como se verá en el Acápite 8.1.
Los proyectos de investigación han sido agrupados en tres partes:
A.- Albañilerra Simple (pilas, muretes, muros no reforzados, etc.).
B.- Ensayos de Carga Lateral Crclica en Muros Armados y Confinados.
C.- Ensayos Pseudo-Dinámicos y Dinámicos.
Primeramente, mediante una serie de figuras, se mostrarán algunas definiciones y los
ensayos tfpicos que se efectúan en estos sistemas. Asr por ejemplo, en la Fig. 7.0 se
indica cómo se calcula experimentalmente el coeficiente de reducción de las fuerzas
sísmicas por ductilidad (Rd); mientras que en las Figs. 7.1 a 7.6 aparecen las técnicas
de ensayo empleadas y las fallas trpicas observadas en los especímenes.
Cabe destacar que las pilas fallan principalmente por tracción ortogonal a la compresión
aplicada (grieta vertical); esto se debe a que el mortero trata de expandirse lateralmente
en mayor proporción que la unidad y puesto que debe existir compatibilidad de
deformación entre ambos elementos, el mortero trabajará a compresión y la unidad a
tracción lateral. Otro tipo de falla en las pilas es por aplastamiento (de la unidad o del
mortero), producida cuando se emplean materiales de baja resistencia. Los muros y
muretes fallan por fuerza cortante en forma escalonada a través de las juntas, o cortando
las unidades (tracción diagonal); lo último se produce cuando se desarrolla una buena
adherencia entre el mortero y la unidad.
Por otra parte, la resistencia característica ("fm" en pilas y "v'm" en muretes) se ha
obtenido restando una desviación estándar al valor promedio de rotura, tal como indican
las Normas ITINTEC; estadrsticamente, esto significa que por lo menos el 84% de los
especrmenes tendrán una resistencia mayor que la caracterrstica.

128
Cortante
VE
VR
O.75VR
dy
"
dE
Agrietamiento
diagonal
EH
Desplazamiento Lateral
Envolvente de los
ciclos estables
du
Ko = Rigidez Lateral Inicial
EH =Capacidad de Absorción de Energía Inelástica
E =Energía Elástica Equivalente =VE dE /2 =VE 2/2 Ko
j.J = Ductilidad de Desplazamiento al 25% de Degradación de Carga = du / dy
Fig. 7.0. Cálculo Experimental de "Rd"
Definiendo /a ductilidad como la capacidad que tiene un espécimen de deformarse
inelásticamente, sin que se produzcan daños irreparables o una severa degradación en la
capacidad de carga, se proponen dos criterios para calcular experimentalmente el coeficiente
de reducción de las fuerzas sísmicas por ductilidad "Rd". 1) Criterio de igualación de energía
(E = EH): ca/culando "EH" para una distorsión angular de 1/200, asociada al límite de
reparabílídad, se obtiene Rd = VE / VR = ...J2Ko.EH / VR. 2) En función de /a ductilidad de
desplazamiento correspondiente al 25% de degradación de carga: igualando E a la energía
elastoplástica ideal (VR2 (¡J - X) / Ko), se obtiene Rd =VE / VR =...J(2/.1 - 1). La aplicación del
primer criterio proporciona valores de Rd = 1.8 para muros sin refuerzo horizontal con alta
carga axial (0.05 fm < O' < 0.15 fm), y Rd =2.5 para muros con baja carga axial (O' < 0.05
fm), o con alta carga axial (O' < 0.15 fm) pero reforzados horizontalmente. La aplicación del
segundo criterio proporciona valores muy elevados de Rd.

129
(B)
(A)
(e) (O)
Fig. 7.1. Ensayos de control: A) Compresión en una probeta de concreto. el LVOT mide la
deformación axial con lo que se calcula el módulo de elasticidad "Ec"; B) Tracción del refuerzo
y su gráfica carga-desplazamiento; C) Adherencia acero-albañilería; Y. O) Compresión sobre
una pila de albañilería instrumentada con LVOT para evaluar el módulo de elasticidad "Ea".
La resistencia a compresión de una pila (fm) se calcula dividiendo la carga de agrietamiento
entre el área neta o bruta. según sea el tipo de unidad que se utilice (sólida o hueca).

130
(A) (8)
(C) (D)
Fig. 7.2. Ensayos para medir la adherencia ladrillo-mortero: A) Tracción indirecta (ensayo
brasileño); B) Corte directo en un prisma de tres hiladas con carga de confinamiento;. C)
Tracción directa; y, O) Compresión diagonal en muretes, los LVDr's miden la distorsión
angular con la que se evalúa el módulo de corte "Ga", la resistencia a compresión diagonal
(vm) se calcula dividiendo la carga de agrietamiento entre el área de la diagonal cargada.

131
(Al (Bl
Fig. 7.3. A) Falla mixta (escalonada-tracción diagonal) en un murete
cuadrado; y, B) Falla por tracción diagonal en un octógono.
Fig.7.4. Ensayos de compresión diagonal en muros cuadrados a gran
escala.

132
20
15
lO
CO
5f-
v
-1
<
!r OW
f-
<
-1
<
-5
l:l
!r
<
U -lO
-15
-20
O
Il
I
HURa DE ALBANILERIA
DE ARCILLA CONFINADO
O]~EN9IONE9 .2. 30-.2.. 15.0. 135 m..
R = ROTURA DIAGONAL
Ul O
~ ~
I I
o
UNIOJD • HUICHIPA CKK INDUSTRIAL)
MORTERO 1, 0.:5
CONCREl'O. 175 Kg/o.a2
RV- 401/2~/ool~
CARCA AXIAL-o
o~
DESP.HORIZONTAL{mm)
Fig.7.5. Ensayo de carga lateral cíclica con carga vertical constante; adicionalmente, se
observa: el marco de reacción del actuador dinámico, el sistema de adquisición de datos
y una gráfica típica carga-desplazamiento de un muro confinado. Usualmente, por cada
fase de desplazamiento horizontal controlado, se aplican tres ciclos de carga y descarga
hasta estabilizar el lazo histerético.

133
(A)
(B) (C)
Fig. 7.6. Ensayo de simulación sísmica de un módulo de albañilería confinada en mesa
vibradora (e), y ensayos previos al dinámico: A) Ensayo estático aplicando carga lateral en
cada nivel independientemente, este ensayo se realiza para determinar experimentalmente
la matriz de flexibilidad del espécimen; y, B) Medición del período de vibración y del grado
de amorliguamiento con un sismógrafo.

134
7.1 ALBAÑILERIA SIMPLE (PILAS, MURETES, MUROS NO REFORZADOS).
EFECTOS DE DIVERSAS VARIABLES SOBRE LA RESISTENCIA.
A1. ESTUDIO DE LA VARIABILIDAD EN LA CALIDAD DE LOS LADRILLOS
PRODUCIDOS EN LA CIUDAD DE LIMA. E. Sánchez. 1982.
De alrededor de 50 ladrilleras (incluyendo las clandestinas) existentes en la ciudad de
Lima en el año de 1982, se seleccionaron 14 que producían unidades de arcilla para
muros portantes. Estas ladrilleras fueron seleccionadas contemplando su productividad,
cantera, tipo de horno y sistema de moldeo. Posteriormente, se efectuaron ensayos de
compresión, flexión, absorción, succión, densidad y alabeo sobre las unidades
respectivas. Las principales conclusiones fueron:
- No existe control en la calidad de producción (excepto en dos de las ladrilleras
muestreadas), por lo que la dispersión de resultados en todas las pruebas resultó
elevada.
- El ladrillo KK artesanal, en todos los casos, fue clasificado como tipo 11, de acuerdo a
las normas ITINTEC; mientras que los de moldeo mecánico clasificaron entre los tipos
111 y V.
- El grado de cocción influye sustancialmente sobre la resistencia a compresión. Los
ladrillos colocados en la parte baja de los hornos abiertos llegaron a tener una
resistencia 100% mayor respecto a los ubicados en la zona alta.
- La succión varió entre 45 a 100 gr/200cm2
-min, por lo que es necesario regar las
unidades de arcilla (artesanales e industriales) un día antes de asentarlas.
A2. COMPORTAMIENTO DE ELEMENTOS DE ALBAÑILERIA EN ENSAYOS DE
COMPRESION DIAGONAL y CORTE DIRECTO. A. San Bartolomé. 1980.
En este Proyecto se investigó, principalmente, el efecto del esfuerzo de confinamiento
(o) sobre la resistencia al corte (v); para lo cual, se realizaron ensayos de corte directo
sobre prismas de tres hiladas (Fig. 7.2B) y de compresión diagonal en muretes
cuadrados (Fig. 7.7). Los especímenes fueron construidos empleando ladrillo KK
industrial (fb = 160 kg/cm 2
) y mortero 1:4. Los resultados promedios (en kg/cm 2
)
proporcionaron las siguientes fórmulas:
Corte Directo: v = 1.16 + 0.94 a
Compresión Diagonal: v = 4.88 + 0.33 a
Como conclusión se obtuvo que el ensayo de corte directo (con alta dispersión de
resultados: 40%) no refleja el tipo de falla de los muros y sus resultados están

135
influenciados por la técnica de ensayo impuesta. Adicionalmente, mediante ensayos de
compresión diagonal en muretes, se investigaron otras variables, llegándose a las
siguientes conclusiones:
- El emplear un espesor de 2 cm en la junta de mortero, disminuye la resistencia al corte
en 25% en relación a utilizar un espesor de 1 cm.
- El uso de arena fina en el mortero disminuye la resistencia al corte en 40% en relación
a emplear arena gruesa.
El asentar ladrillos secos (con elevada succión en su estado natural) disminuye la
resistencia hasta en 50% en relación a emplear ladrillos regados ("tratados") con agua
un día antes de asentarlos.
- La compactación del mortero en cada uno de los orificios de la unidad perforada, creó
un anclaje mecánico (llaves de corte o engrape mecánico) entre las hiladas que elevó
la resistencia al corte en 45%. Lógicamente este proceso no es aplicable en obra.
Fig.7.7
Ensayo de compresión
diagonal con carga
adicional de confina-
miento.
A3. COMPORTAMIENTO DE MUROS NO REFORZADOS SUJETOS A
COMPRESION DIAGONAL. E. Pasquel y D. Gonzáles. 1979.
Utilizando dos tipos de ladrillo (Central, fb =145 kg/cm' ; y Huachipa, fb =225 kg/cm')
y cuatro tipos de mortero, se construyeron pequeños especímenes (pilas, muretes, vigas
de 8 hiladas y prismas de 3 hiladas) y tres muros no reforzados de 2.4x2.4 m. Los
muros se ensayaron a compresión diagonal, mientras que las vigas se ensayaron a
flexión. Para cada tipo de ensayo se obtuvieron las siguientes resistencias promedios (en
kg/cm'):

136
M O R T E R O
ENSAYO UNIDAD 1:3 1:4 1:5 1 :~: 4~
Compresión Central 87 85 77
de Pilas Huachipa 165 158 135 113
Compresión Central 12.2 11. 5
Diagonal de
Muretes Huachipa 17.3 16.6 10.8
Flexión de Central
Vigas Huachipa 7.8 5.6 3.4
Corte Central
Directo (* ) Huachipa 10.7 9.2 6.4
Muros Central 4. O
Huachipa 7.4 6.3
(*) Con esfuerzo de confinamiento de 10 kg/cm 2
(Fig. 7.2B)
Las conclusiones de este trabajo indicaron que la resistencia al corte depende de la
calidad de la albañilería; además, los ensayos de corte directo y de tracción por flexión
en vigas deben descartarse por proporcionar una elevada dispersión de resultados (40%).
A4. ALBAÑ/LER/A NO REFORZADA. EFECTOS DE LA CARGA
VERTICAL. A. San Bart%mé. 1981.
Se utilizaron ladrillos KK industrial y mortero 1:4 para construir 12 muros no reforzados,
cuyas dimensiones fueron: 2.00x2.00xO.13 m (fm =63 kg/cm2
), con paredes transversales
en sus extremos de 75 cm de longitud (Fig. 7.8). El ensayo fue de compresión diagonal
cíclica, variando las magnitudes de la carga vertical. Los principales resultados (en
kg/cm2
) fueron:
Módulo de Elasticidad (en el muro): E = 35,000. 500 f'm
Módulo de Corte (en el muro): G • 0.4 E
Resistencia al Corte: v = 3.94 + 0.32 a
- La resistencia al corte fue ligeramente menor que la obtenida en los muros confinados
del mismo material; sin embargo, el comportamiento de la albañilería no reforzada es
frágil, disminuyendo drásticamente su resistencia y rigidez al ocurrir la falla por corte,
la que se produjo para una distorsión angular de 1/700. Cabe destacar que al
controlarse los desplazamientos laterales con el actuador dinámico, éste contuvo el
colapso del espécimen; de esto se deduce que: de existir algunos muros no reforzados
en una edificación de albañilería confinada,los muros confinados impedirían el colapso
de los no reforzados. Por lo tanto, se considera adecuado lo especificado en la Norma
E-070, en cuanto a que en un edificio de alba1'ilerra reforzada puede existir hasta un
30% de muros no reforzados.
- El coeficiente de fricción (0.32) obtenido en los muros a escala natural, fue similar al de
los muretes pequeños sujetos a compresión diagonal (0.33, ver el Proyecto A2).

Fig.7.8
Ensayo de compresión dia-
gonal cíclica con carga
vertical constante en un
muro no reforzado con
aletas en sus extremos.
A5. BLOQUETAS ARTESANALES DE CONCRETO. CONVENIO UNIVERSIDAD
NACIONAL PEDRO RUIZ GALLO - PUCP. A. Moscol. 1987.
137
Los objetivos del proyecto fueron obtener unidades de bajo costo y plantear una alter-
nativa de solución para evitar el uso indiscriminado del suelo agrícola que muchas
ladrilleras emplean en la fabricación de las unidades de arcilla. Para lograr estos objetivos,
se elaboraron en forma artesanal bloquetas modulares de concreto, empleando un molde
de madera forrado internamente con lata (Fig. 6.9). Las bloquetas tuvieron por dimensión
12x14x29 cm (t =12 cm) con 2 alveolos circulares (<> =6 cm, Area Neta I Area Bruta =
0.8). La mezcla tuvo un slump de 1" Y fue compactada con un pisón de madera en 3
capas. Se estudiaron 7 tipos de mezclas económicas, siendo la óptima la proporción 1:5:2
(cemento: arena: confitillo). El uso de esa mezcla proporcionó unidades con resistencia
fb = 54 kg/cm2
a los 28 días de edad (curadas mediante riego durante los primeros 7
días), y una absorción de 12%.
Empleando la proporción óptima y humedeciendo las bloquetas con una brocha (para
disminuir su succión y limpiarla de partículas sueltas), se construyeron pilas y muretes con
mortero 1:5. En un caso se introdujo refuerzo vertical de caña brava (<1> = 1"), rellenando
los alveolos con el mortero de las juntas (conforme se construian las hiladas, se
compactaba el mortero en una altura de media unidad, para generar llaves de corte entre
las hiladas); y en el otro caso, los alveolos estuvieron vacíos. Las resistencias (sobre área
neta) obtenidas para los dos casos fueron: fm =35 kg/cm2
(E =35000 kg/cm2
) y v'm =
5.3 kg/cm2
; sin embargo, los especímenes reforzados con caña tuvieron mayor ductilidad.
El costo (en el año 1987) por metro cuadrado de muro empleando las bloquetas fue el
50% del correspondiente cuando se utilizaron ladrillos KK artesanales de arcilla, y las
resistencias de las unidades, pilas y muretes fueron similares para ambos tipos de unidad.
De esta manera, se concluye que las bloquetas de concreto pueden emplearse en la
construcción de viviendas de un piso; y enriqueciendo la mezcla, pueden construirse
viviendas de hasta dos pisos.

138
7.2 EFECTOS DE DIVERSAS VARIABLES SOBRE EL COMPORTAMIENTO
SISMICO DE LOS MUROS ARMADOS Y CONFINADOS.
TECNICAS DE REPARACION.
61. ALBAÑILERIA CONFINADA. EFECTOS DEL ESTRIBAJE
DE CONFINAMIENTO. E. Valle. 1980.
Se usó ladrillo KK industrial y mortero 1:4 para construir 4 muros confinados (columnas
con 4 <P Y2") con dimensiones 2.40x2.40xO.13 m (fm =71 kg/cm2
). Estos muros fueron
ensayados a carga lateral cíclica, y la variable en estudio fue el estribaje en los extremos
del marco de confinamiento:
TIPO
A
B
e
D
ESTRIBOS
[] 3/8", 1 @ 5, 5 @ 10, r @ 2O cm
Similar al tipo "A" más 2 bastones de 3/8"
colocados diagonalmente en el nudo superior
[] ~", similar disposición al tipo "A"
[] ~", 1 @ 5, r @ 20 cm
El muro "C" tuvo problemas de cangrejeras en las columnas, que provocaron la
disminución de su resistencia hasta en 50% en relación con el resto de muros. El muro
que tuvo mejor comportamiento inelástico fue el "B" seguido del "A" y del "O", respectiva-
mente (Fig. 7.9). Sin embargo, es necesario precisar que al adicionar los bastones en el
muro "B" se congestionaron los nudos, aparte de que estos bastones también deberían
colocarse en el nudo inferior, por lo que se puede decir que no es recomendable su uso.
V(ton)
1-- -
I
/
V
V
/
?--
------ Bastones/
_ B
2 <l> 3/8"
p JO J5 20
Fig. 7.9. Refuerzo empleado en la esquina superior del muro "B" y
Envolvente Cortante-Desplazamiento de los ciclos estables para los
muros A, B Y D.

82. ENSA YOS DE CARGA LATERAL C/CL/CA EN MUROS CONF/NADOS.
CORRELAC/ON DE RESULTADOS ENTRE ESPEC/MENES A ESCALA
NATURAL Y PROBETAS PEQUEÑAS. A. San Bart%mé. 1983.
139
Se utilizaron tres tipos de unidades de arcilla (Fig. 2.6): "A" (KK Artesanal), "B" (KK
Industrial) y "C" (Rejilla Industrial), con dos tipos de mortero: "O" (1 :5, sin cal) y "1" (1: 1:5,
con cal), para construir 30 pilas. 30 muretes (60x60 cm) y 12 muros confinados de
2.40x2.40 m. En cada columna se utilizó como refuerzo vertical 4 <1> %", con estribos []
<1> Y4", 1 @ 5, 4 @ 10, r @ 25 cm. Los resultados promedios (en kg/cm2
) de cada serie
compuesta por los ensayos de: compresión axial de 5 pilas (fm), compresión diagonal de
5 muretes (v'm) y fuerza cortante cíclica de 2 muros (vR es la resistencia asociada al
primer agrietamiento diagonal, y G es el módulo de corte), fueron:
SERIE UNIDAD f'b MORTERO f'm v'm vR G
A-O A 57 O 40 5.5 3.5 7950
A-1 A 57 1 36 4.8 3.4 8200
B-O B 145 O 68 9.4 4.7 14020
B-1 B 145 1 62 8.4 4.7 17560
c-o c :~ 15 O 96 9.6 5.4 18090
C-1 C :'15 1 78 10.0 5.0 16540
Las principales conclusiones fueron (ver la Fig. 7.12):
- El empleo de cal en el mortero no produjo mayor variación en los resultados, debido
a que la falla fue por tracción diagonal en todos los muros (Figs. 3.26 y 7.10). La
buena adherencia lograda se debió a que las unidades de arcilla fueron regadas
durante 25 minutos un día antes de asentarlas, disminuyendo su elevada succión
natural (entre 45 a 80 gr/200 cm2
-min) a 15 gr/200 cm2
-min.
- El valor de G fue calculado experimentalmente en los muros a escala natural; luego,
suponiendo que el módulo de elasticidad de la albañilería (E) era igual a 2.5 G (lo que
proporcionó E '" 500 fm) y transformando las columnas de concreto en áreas
equivalentes de albañilería (criterio de la sección transformada), los desplazamientos
elásticos pudieron predecirse mediante la teoría de resistencia de materiales
(modelando el muro como una viga en voladizo deformable por flexión y fuerza
cortante). De esta manera, fueron corroborados los parámetros elásticos (E =500 fm,
y G = 0.4 E) de la Norma E-070.
- La resistencia unitaria al corte de los muros (vR) puede ser evaluada mediante las
fórmulas: vR = 0.5 ,'fm, o vR = 0.5 v'm; sin embargo, ensayos posteriores
demostraron que era mejor correlacionar vR con v'm. De esta manera se concluye
que la resistencia al corte depende de la calidad de la unidad, en tanto que para la
Norma E-070 esta resistencia depende sólo de la inclusión de cal en el mortero.
- Debe indicarse que la fórmula para evaluar vR resulta aplicable sólo para muros con
unidades de arcilla; para el caso de muros con unidades sílico-calcáreas (Fig. 7.11), el

140
tipo de falla es escalonada, formándose adicionalmente fisuras en la zona de conexión
columna-albañilería, lo que resulta peligroso para mantener la integridad del sistema.
Fig.7.10
Falla típica en
los muros con la-
dríllos de arci-
lla. Ejemplo mu-
ro de la serie A-l,
ver además la Fig.
3.26 (muro de la
serie B-l).
Fig.7.11
Muro con unidades
sílíco - calcáreas.
Nótese la grieta
vertí cal en la zona
de un20n columna-
albañilería.

;'
N
E
O
'-
Ul
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W
1-
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W
8r---------__--------__------____------____________---------,
"
5
4
3
2
e-o
e-l
_ _ A-0 (KK ARTESAN."L ,. MORTERO 1.0,5, )
------ "-1 (KK ARTESANAL. MORTERO h ir 5 )
_ _ 8-~ (KK INDUSTRIAL. MORTERO 1.~. 5 )
-.---- 8-1 (KK INIJUSTRIAL " MORTERO 1. 1.5 )
C"O (!KARO INDUSTRiAL PERF"ORA.JO. MORTERO l. ~I 5 )
c--: (lKARO INDUSTRIAL PERFORADO. MORTERO 1.1.5 )
~~--------~------~--------------------------------------~
.. 111
'" " 111
csi N ui .; N
141
Fig. 7.12. Envolventes esfuerzo cortante-desplazamiento lateral de
los ciclos estables, variando la unidad y el mortero
B3. EFECTOS DEL REFUERZO EN MUROS CONFINADOS. A. Pastorutti. 1985.
Utilizando ladrillos KK industrial (rlJ =100 kglcm2
) y mortero 1:1:5, se construyeron cinco
muros confinados (2:'40 x 2.40 x 0.135 m), los que fueron ensayados a carga lateral
cíclica. El estribaje se mantuvo constante y consistió de [] <1> Yo", 1 @ 5, 4 @ 10, r @ 25
cm; en tanto que el refuerzo vertical y horizontal variaron de la siguiente manera:
MURO
MR1
MR2
MR3
MR4
MRS
REFUERZO VERTICAL
4 41 1/2"
4 41 1/2"
4 41 3/8"
4 41 1/2"
4 41 1/2"
REFUERZO HORIZONTAL
Nulo (tradicional)
intermedia (13.Sx10 cm + 2411/2")
1/4" @ 3 hiladas (cuantía 0.16%)
Los principales resultados (Fig. 7.13) Y conclusiones fueron:
MURO
MR1
MR2
MR3
MR4
MRS
AGRIETAMIENTO DIAGONAL
vR (kg/cm') desp. (mm)
4 .9 1.67
5.3 1.22
(*) (*)
4.9 1.45
4.9 1.04
(*) falla por flexión: v
CAPACIDAD
vM (kg/cm 2
)
6.5
8.2
5.4
7.2
7.3
MAXIMA
desp. (mm)
14.9
10.0
4.1
12.2
14.7
4 kg/cm 2
, d 1. 37 mm

142
- El muro MR3 (Fig. 7.15) falló por flexión, debido al escaso refuerzo vertical empleado
(el mínimo permitido); sin embargo, se piensa que si este muro hubiese tenido carga
vertical (situación real) su resistencia a flexión se incrementaría y hubiese fallado por
corte como el resto de muros. Cabe destacar que a los 10 mm de desplazamiento late-
ral se formaron grietas diagonales en la mitad inferior de ese muro; y cuando se
alcanzó los 15 mm, se produjo una falla por compresión y deslizamiento en la base de
las columnas pandeándose el refuerzo vertical, esto motivó la degradación de
resistencia; mientras que los otros muros soportaron 20 mm, a pesar de que fallaron
por corte.
- El refuerzo horizontal elevó considerablemente la capacidad de deformación inelástica,
atenuando el deterioro en los extremos de las columnas y en la albañilería; sin embar-
go, no elevó la resistencia. Puesto que el muro MR 1 tuvo hasta los 15 mm de desplaza-
miento (mayor a su condición de reparabilidad) igual comportamiento que los muros
MR4 y MR5, se considera innecesario adicionar refuerzo horizontal en los muros con-
finados que tienen poca carga vertical (ver el Proyecto 84). Por otro lado, debe
destacarse que cuanto mayor fue el refuerzo horizontal, las fisuras fueron más finas
(Fig. 7.16), lo que indica que ese refuerzo trabajó en menor grado; por esto, en los
casos que sea necesario añadir dicho refuerzo, se considera suficiente emplear una
cuantía mínima de 0.1%.
- El muro MR2 fue más rígido y resistente que los demás; pero, la solera intermedia
interrumpió la grieta diagonal originando el deslizamiento de la albañilería superior
sobre dicha solera. Esto produjo concentración de esfuerzos en la zona de unión colum-
na-solera intermedia (nudo que careció de estribos de confinamiento, Fig. 7.14), por lo
que esa solución no es recomendable, ya que incluso retarda el proceso constructivo.
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4flll/2" 2Q11/4 a:9 hilada.
4t;h/2" 21l11/4" D e ht lQc".
1Il o
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DESP. HORr20tJT¡.~ (mm)
o
Ó
"
Fig. 7.13. Envolvente cortante-desplazamiento de los ciclos esta-
bles, variando el refuerzo vertical y horizontal.

Fig.7.14
Muro MR2. Obsérvese
la concentración de
daños en la conexión
columna - solera in-
media.
Fig.7.15
Muro MR3. Falla por
flexión. Nótese el
deterioro del talón
derecho.
Fig.7.16
Muro MR4. Apréciese
el control de las
fisuras por corte
mediante el refuerzo
horizontal.
143

144
84. EFECTOS DE LA CARGA VERTICAL EN MUROS CONFINADOS
SOMETIDOS A CARGA LATERAL CICL/CA. G. Echevarría. 1985.
Se utilizó ladrillo KK industrial (fb = 100 kg/cm2
) y mortero 1:5 para construir cinco muros
confinados (2.30 x 2.15 x 0.135 m; fm =64 kg/cm2
), los que fueron sometidos a carga
lateral cíclica manteniendo constante la carga vertical (P). El estribaje y el refuerzo vertical
de cada columna fue igual en los 5 muros y consistió de [] <1> y..", 1 @ 5,4 @ 10, r @ 25
cm y 4 <1> Yz", respectivamente. Uno de los muros (MV4, Fig. 1.16), tuvo refuerzo horizontal
anclado en las columnas de confinamiento (1 <1> y.." @ 2 hiladas, cuantía de 0.12%). Los
principales resultados fueron:
FISURA DE FLEXION AGRIETAMIENTO DIAG. CAPACIDAD MAX.
MURO P (ton) Vf (ton) df(mm) VR(ton) dR(mm) Vm(ton) dm(mm)
MVl O 6.9 0.66 14.6 3.81 18.9 15.7
MV2 5 7.7 0.76 17.6 3.27 19.4 11. 7
MV3 15 14.2 1.92 18.2 3.77 20.4 4.9
MV4 15 15.4 1. 88 16.9 2.48 26. O 14.5
MV5 25 17.4 1. 76 19.7 2.47 21.9 10.0
Las conclusiones principales (ver las Figs. 3.9, 7.17 Y 7.18) fueron:
- La carga asociada a la fisura de tracción por flexión en la base de la columna (primera
fisura visible) se puede predecir igualando la máxima tensión actuante (flexión
compuesta) a la resistencia de tracción por flexión del concreto (ft =2"1/fc, en kg/cm2
);
para esto, debe trabajarse con el criterio de la sección transformada, usando como
resistencia a tracción: ft In, donde n =Ec lEa.
- La mayor carga axial incrementa la resistencia al corte (instante en que se produce la
rotura diagonal) y se puede predecir con la fórmula: VR = (0.5 "l/fm + 0.23 o) t L; donde
"L" es la longitud total del muro (incluyendo el peralte de las columnas), "t" es el
espesor efectivo de la albañilería y "o" es el esfuerzo de compresión axial (P I t L)
en kg/cm2
•
- La grieta diagonal divide al muro en 2 triángulos. El triángulo superior gira y se desliza
en torno a la base de la columna comprimida, deteriorándola y provocando la falla por
compresión del concreto con el pandeo del refuerzo vertical (Fig. 2.1, correspondiente
al Muro MV5); en ese instante, se reduce drásticamente la capacidad de corte. El
efecto fue mayor cuanto mayor fue la carga P, mientras que con el empleo de una
cuantía mínima de refuerzo horizontal (Muro MV4) se eliminó el problema descrito.
Por lo expuesto, se recomienda que en todo muro sujeto a un esfuerzo vertical mayor a
0.05 fm, debe adicionarse una cuantía mínima de refuerzo horizontal equivalente a 0.1 %,
ya que 1 o 2 estribos colocados en la base de la columna, cruzando la grieta, no podrán
controlar el deslizamiento de la albañilería sobre el talón (Fig. 2.1). Asimismo, se
recomienda que el esfuerzo axial no supere el 15% de fm, incluso cuando el muro tenga
el refuerzo horizontal recomendado. Cabe resaltar que la cuantía de refuerzo horizontal
propuesta (0.1 %), equivale a que dicho refuerzo absorba 4.2 kg/cm2
de esfuerzo cortante.

145
25 r------------------------------------------------------------,
20
15
10
MURO P (Tn) REF. HORIZONTAL
MVl
MV2
MV9
MV4 1~1/4.2ht1..
OL-____________~______________________________________~
o :n
i'l
DESP.HORIZONTAL(mm)
Fig. 7.17. Envolvente de los ciclos estables, variando la carga
vertical y el refuerzo horizontal.
Fig. 7.18. Muro MV5 con esfuerzo vertical elevado (0.14 f'm) al
instante de aplicar 12.5 mm de desplazamiento lateral.

146
85. EFECTOS DE LA ESBELTEZ EN MUROS CONFINADOS A ESCALA 1:2.
A. Macciotta y D. Torrealva (Asesor). 1985.
Utilizando unidades de arcilla a escala 1:2 (fb =400 kg/cm2
, t =6.3 cm) y mortero 1:4
se construyeron 8 muros confinados, en los cuales se varió la relación altura-longitud
(H/L). Las pilas (a escala 1:2) tuvieron una resistencia (fm) igual a 114 kg/cm2
• Las
columnas fueron de 1Ox1 O cm y estuvieron reforzadas con 4 <1> Y4" Y estribadas con
alambre # 8.
Para cada relación H I L se ensayó un muro a carga lateral monotónica (serie 1) Y otro
a carga lateral cíclica (serie 2). Los muros 01 y 02 tuvieron una losa intermedia que
representó el techo del primer nivel en un muro de dos pisos, sujeto a una carga
horizontal aplicada en el segundo nivel. Los principales resultados y conclusiones fueron
(ver la Fig. 7.19):
MURO DIMENSIONES H/L AGRIETAMIENTO DIAGONAL
LxH (m) vR (kg/ cm 2) vRfI f 1m
Al 2;.;1.00 0.50 5.87 0.55
B1 1x1. 00 1. 00 5.47 0.51
el 1x1. 7 5 1. 75 3.00 0.28
D1 1x2.50 2.50 2.64 0.25
A2 2x1. 00 0.50 5.26 0.49
B2 1x1.00 1. 00 6.41 0.60
e2 1z1. 75 1. 75 4.13 0.39
D2 1x2.50 2.50 2.54 0.24
- Siendo el momento flector basal M =V H (V =fuerza cortante), se obtiene M/(V L) =
H/L. De la tabla anterior, puede afirmarse que para muros con una relación M/(V L)
~ 1 la resistencia unitaria al corte (vR) es aproximadamente igual a 0.5..Jfm; mientras
que para los muros esbeltos (MIV L > 1), dicha resistencia decrece, debiéndose afectar
a 0.5 ..Jfm por un factor de reducción de resistencia por esbeltez: a =(V L) 1M. Este
efecto no está contemplado en la Norma E-070.
- En los muros con losa intermedia (01 y 02, Fig. 7.19), la falla por corte se concentró
sólo en el primer entrepiso, lo que hace ver el efecto de la reducción de resistencia al
corte por la acción del momento flector, ya que los dos entrepisos estuvieron sujetos
a la misma fuerza cortante (carga aplicada sólo en el segundo nivel); es decir, a
igualdad de esfuerzos cortantes en los dos pisos, falló el que tenía mayores esfuerzos
de tracción por flexión.
- En los muros largos (A1 Y A2) la falla por corte degeneró en una de corte-fricción a
través de la zona de unión albañilería-cimentación, deteriorándose el talón del muro;
por consiguiente, la base de la columna y el refuerzo vertical respectivo, deben ser
diseñados por corte-fricción, para que funcionen como una especie de tope capaz de
controlar el deslizamiento de la albañilería y de soportar una parte de la carga de
agrietamiento diagonal (VR).

147
81
DI
Muro I,A1t./lO~.9..:..
Al 0.5
81 1.0
e l ! . 75
DI 2.5
Fig.7.19
Efectos de la esbel tez sobre la resis-
tencia al corte. Vista del muro D1 y
de la gráfica esfuerzo cortante-
distorsión angular para los muros de
la serie 1.
B6. REPARACION DE MUROS CONFINADOS. W. Medrano. 1985.
Cuatro de los muros ensayados a carga lateral en el Proyecto 82 (hasta alcanzar
distorsiones por encima de su límite de reparabilidad), correspondientes a la Serie A (KK
Artesanal, Fig. 7.10), fueron reparados de la manera más económica posible y luego
reensayados a carga lateral cíclica. Las técnicas de reparación fueron:
MURO
AOl
A02
All
A12
TECNICA DE REPARACION
Costura con refuerzo horizontal (8 ~ ~", 4 en cada cara).
Reemplazo total de la albañilería por otra de mejor calidad
+ solera intermedia (l4x7 cm, 2 ~ ~") + llave de concreto
y 1 ~ 3/4" entre la solera superior y la nueva albañilería.
Reemplazo de unidades trituradas por otras de mejor calidad.
Costura con refuerzo diagonal (8 ~ ~", colocados alterna-
damente en direcciones ortogonales en cada cara del muro).
El anclaje del refuerzo adicional (muros A01 yA12) se realizó sobre perforaciones hechas
en la albañilería. En los cuatro muros se cambiaron las unidades trituradas por otras de
mejor calidad (de fb = 57 a fb = 100 kg/cm2
); las fisuras finas fueron picadas y luego
resanadas aplicando mortero 1:1:4 a presión manual; en la zona central del muro (muy
dañada) se retiró la albañilería rellenándola, posteriormente, con concreto simple;
finalmente, el concreto de las zonas extremas de las columnas (muy dañado) fue
sustituido por otro de mejor calidad (de fc = 145 a fc = 210 kg/cm 2
), para lo cual se usó
resina epóxica en la unión de concretos con distintas edades. Los principales resultados
y conclusiones fueron:

148
MUROS ORIGINALES MUROS REPARADOS
VR Vm Ko K final VR Vm Ko
MURO (ton) (ton) (t/mm) (t/mm) (ton) (ton) (t/mm)
A01 12.4 14.8 9.3 0.37 5.0 20.3 6.4
A02 11. O 16.8 8.0 0.44 10.3 22. O 9.7
A11 11. 6 17.2 9.4 0.57 5.1 16.1 5.4
A12 10.6 14.3 9.5 0.50 5.7 17.8 5.6
- La rigidez lateral elástica (Ko) se incrementó notablemente en relación a la que tuvieron
los muros originales al término de su ensayo (K final); sin embargo, sólo se llegó a
alcanzar el 60% del valor Ko original (excepto en el Muro A02).
- La resistencia al primer agrietamiento diagonal (VR) de los muros reparados fue el 50%
de la resistencia original (excepto en el muro A02). Esto trae por consecuencia que las
reparaciones basadas en esas técnicas tengan que estar acompañadas por la adición
de placas de concreto armado, que permitan soportar un sismo de mayor magnitud al
que produjo el agrietamiento diagonal de los muros originales.
- El refuerzo adicional (muros A01 y A12) trabajó después de haberse producido el
agrietamiento diagonal, dando una resistencia máxima (Vm) mayor que la original; sin
embargo, el comportamiento del muro A12 no fue satisfactorio al pandearse el refuerzo
diagonal, de esta manera, no se recomienda usar esa técnica de reparación.
Finalmente, los extremos reparados de las columnas no sufrieron daño en ninguno de
los cuatro muros (Fig. 7.21).
'2
t;
12
10
•
el
:¡
O
p;¡ 8
~ d
/
I
/
/
/
/
.".
.-
/
/
/"
OIUDIHAl.
--------- ---
JJ il J! 8 JJ ~ ~
d d d .J ..: ..: ..:
DESf'. HOR. [--.J
--- ---
8 JJ il J! 8
rJ rJ rJ rJ
"
Fig. 7.20. Muro All. Comparación de la rigidez y resistencia inicial
entre el estado original y después de la reparación.

Fig. 7.21
Muro AOl, después del
reensayo. Obsérvese
que los extremos de
las columnas no pre-
sentan fisuras.
Fig.7.22
Muro A02. Nótese
que la fisura entre
la solera y la últi-
ma hilada cambia de
trayectoria por efec-
to de la llave de
corte.
149

150
87. ALBAÑILERIA ARMADA EMPLEANDO BLOQUES DE CONCRETO
VIBRADO. V. Ramirez y Ch. Saavedra. Convenio Universidad
Nacional Pedro Ruiz Gallo - PUCP. 1983.
Con el objeto de estudiar el efecto del refuerzo y del relleno en los alveolos del bloque
(vacíos, parcialmente rellenos o totalmente rellenos, Fig 7.23), se efectuaron ensayos de
carga lateral cíclica sobre cinco muros (ver el refuerzo en la Fig. 7.24), compresión
diagonal en 12 muretes y compresión axial en 8 pilas. El mortero empleado fue 1:1 :4, y
el concreto fluido (8" de slump) tuvo una resistencia fc =190 kg/cm2
•
Fig.7.23
Características
geométricas de
los muros y
muretes.
2.00 m
J I I I
I I I I I
I I I I
I I
~Espesor=0.19m .f
I I I I
I I I I I
I I I I
~ J J J 1
~Joo
,t 080m t
MURETE
Los principales resultados fueron:
0.20
MUROS 1, 2, 3 Y5
Area neta = 3114 cm2
2.00 MURO 4
Area neta = 3409 cm2
Sin relleno An = 1000 cm2
ID CJID CJI
Parcialmente relleno An = 1279 cm2
Totalmente relleno An = 1556 cm2
lila IlllIIIa IIII!II
- El bloque (área neta I área bruta =60%) tuvo una resistencia (fb) de 115 kg/cm2
sobre
área neta y una succión de 40 gr I 200 cm2
-min.
- Las pilas y los muretes (con alveolos vacíos, parcialmente rellenos y totalmente
rellenos) tuvieron una resistencia unitaria sobre área neta igual a: fm =85 kg/cm2
y
v'm = 9.5 kg/cm2
, respectivamente; lo que significa que la capacidad portante (en
toneladas) puede incrementarse rellenando la mayor cantidad de alveolos posible.
- El esfuerzo cortante (sobre área neta) de todos los muros resultó ser independiente
del refuerzo empleado (horizontal o vertical); obteniéndose al instante de ocurrir la
primera fisura visible 2.4 kg/cm2
, y al ocurrir la carga máxima 6.3 kg/cm2
• Ver la
Fig.7.25.

Fig.7.24
Refuerzo empleado
en los muros, ver
además las Figs.
2.16, 2.17, 2.20,
2.21, 2.22 Y 2.23
:~::'~)~:~:~:~:::~:~:~:::::::~:~:~:~:~:~:!:~:~:~:::::::::::::':, f' :: MURO MALLA CUANTIA
- ~ - - 1- - ..,1 - - 1- - 0.00%
l--I- L __ I_ L
1 1 I 1 2 1/4" 0.08%
l -1 - L _ -1 - _ L 3 3/16" 0.04%
1 1 1 1
f - -1 - - f - :L'l...1 (4 <1> 1/2" en cada extremo)
H-r+-"-¡I--'--Ir-'-I--r--'I-h-H____ MALLA ELECTROSOLDADA:
L - -' _ L - -' - 1-
- I -1 - 1- 1- I -1 -J- 1- I ce :o
:' ~::: M:::;::::::::: r':!l::::::::::::::::::!: }:::::::::!i!'i::~"::
1 1 1 1
1 1 1 1 1
I 1 1 1
1 1 1 1 1
1
1 1 1 1 1
1 1 1 1
1 1 1 1 1
1 1 1 1
1 1 1 11 1
:'~,,~:::::::;:::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::::!!!!':::::
i= 1 1 1i=
r- 1 1 t:=
r- 1 1 1 1 i=
r- 1 1 1 t -
f- 1 1 1 1r--
t- 111r-
t-I .1 lr--
t - l l . l i =
1===1 1 J .lt===
I===.l J .lt===
~ Horquilla
MURO 4: Acero Hor. = O
Acero Vert. total =10 <1> 1/2"
( 4 <1> 1/2" en los extremos)
MURO 5: Acero Hor. =O
Acero Vert. total =8 <1> 1/2"
Estribos: 1/4", 6 @ 0.1, r @ 0.2
Bloques externos con alma
recortada, ver la Fig. 2.16
7 7--~-------"'-----------"----------"----------""------------ .. ---------- .. -----------.... ----------¡
J
L
o
U
.:.LU
• 2
.-----------
'-...._-.-5------~.:
1iI __________ .. _____________________
~
__________ .. __________ _1- __________ + __________ ... __________ 4
~ ~ s ~ s ~ m ~ s
~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ti ~
151
Fig.7.25. Envolvente esfuerzo cortante (sobre área neta) vs. des-
plazamiento lateral de los ciclos estables.

152
- A los 12 mm de desplazamiento, el Muro 1 (ph =0%), tuvo una falla por flexocompre-
sión en uno de sus talones (Fig. 7.26), lo que originó una fuerte degradación de
resisten cia.
- El Muro 2 (ph =0.08%), fue el que mejor comportamiento tuvo.
Fig.7.26
Muro 1 Y su talón
al descubierto.
- En el Muro 3 (ph =0.04%) se produjo la rotura del acero horizontal trefilado empleado
(Fig. 7.27); en ese instante, la energía acumulada por ese refuerzo se disipó violenta-
mente, dando por resultado los daños más severos en este espécimen.
Fig. 7.27
Rotura del acero
horizontal en la
reg~on central
del Muro 3.
- En el Muro 4 (ph =0%) se comprobó que el sólo uso de refuerzo vertical (trabajando
como dowell ante las grietas diagonales) resulta ineficiente. Este muro tuvo mayor área
neta que el resto, lo que produjo una mayor capacidad resistente (en toneladas); pero,
la resistencia unitaria (sobre área neta) fue similar a la obtenida en el resto de muros.

153
- En el Muro 5 (ph =0%) se notó la efectividad de los estribos colocados a corto espacia-
miento en los talones del muro (cortando los bloques de esa zona en forma de U, Fig.
2.16), obteniéndose un comportamiento inelástico bastante parecido al del Muro 2.
- Ensayos posteriores sobre otros dos muros, similares al Muro 2 (uno de los cuales
estaba confinado por columnas de concreto armado, Fig. 3.15), pero adicionalmente
sujetos a una elevada carga vertical (6.6 kg/cm2
), indicaron un mejor comportamiento
inelástico del muro confinado sobre el armado. Así, en el muro armado la falla final
ocurrió a los 10 mm de desplazamiento lateral y fue por flexocompresión de los talones,
mientras que en el confinado se llegó a un desplazamiento de 20 mm, fallando los
bloques (sin relleno) en la zona central del muro.
88. ESTUDIO DE LA CONEXION COLUMNA-ALBAÑILERIA EN
MUROS CONFINADOS A ESCALA 1: 2.5. C. Vegas. 1991.
El objetivo del proyecto fue evitar la formación de cangrejeras que generalmente se
presentan en las columnas bajo los dientes de la albañilería, así como la fractura de los
dientes producto del chuceo o vibrado del concreto de las columnas. Las conexiones
estudiadas fueron: Muro 1"dentada tradicional"; Muro 2 "junta a ras, sin mechas"; y, Muro
3 construyendo primero las columnas (con "mechas" de alambre #16) para luego levantar
la albañilería y posteriormente vaciar la solera (ver la Fig. 2.4, correspondiente a una
edificación real).
Los tres muros (1.00x1.20xO.07 m; fm =77 kg/cm2
) fueron construidos a escala 1:2.5,
empleando unidades macizas de arcilla (fb =197 kg/cm2
) recortadas en tres partes y
mortero 1:4. Se utilizó concreto fluido en las columnas, cuyo refuerzo fue 4 <1> }4" con
estribos de alambre # 8. El ensayo fue de carga lateral cíclica y los principales resultados
fueron:
CARGA DE AGRIETAMIENTO DIAGONAL (VR) y MAXIMA (Vm)
MURO
1
2
3
(*) d
VR (kg)
3300
4150
1750
dR(mm) *
1.16
2.52
0.50
Vm (kg
4000
4400
3450
dm(mm)*
9.80
4.70
4.80
desplazamiento lateral asociado a V
En ningún muro se separó la solera de la albañilería, tampoco se presentaron
cangrejeras en las columnas (por haberse empleado concreto fluido); pero, en el Muro
2 se presentó una falla local de compresión en el dado (de poca resistencia fc) usado
para alinear el enconfrado en la base de una de las columnas (Fig. 7.28).
- Al margen de la falla local, indicada en el párrafo anterior, el comportamiento de los
Muros 1 y 2 fue similar; aunque en el Muro 2 se produjeron en la etapa de grandes
desplazamientos laterales, algunas fisuras verticales en la conexión albañilería-columna.

154
- En el Muro 3 (Fig. 7.28), la conexión columna-albañilería se despegó casi desde el
inicio del ensayo, lo que descalifica esa técnica constructiva, ya que en los casos reales
la separación ocurriría para sismos leves (similar a los tabiques). En este muro fue
visible la flexión de la columna en la cuarta parte superior de su altura, debido al huelgo
creado al desprenderse el mortero de relleno en la conexión. Las mechas evitaron
grandes separaciones entre la columna y la albañilería, pero al fracturarse una de ellas
en la región central, la grieta de esa zona tuvo mayor tamaño que en el resto del muro;
en consecuencia, se recomienda usar como mínimo una cuantía de mechas igual a
0.1%.
- Para muros con poca carga vertical es recomendable usar una técnica mixta del pro-
ceso constructivo correspondiente a los Muros 2 y 3, colocando esta vez las mechas
en la albañilería, para luego vaciar las columnas. En cambio, para muros con mucha
carga axial, debe emplearse refuerzo horizontal continuo anclado en las columnas.
Fig. 7.28. Muros 2 (izquierda) y 3 (derecha) después del ensayo. La
distorsión angular máxima fue 1/100.
89. EFECTOS DEL PERALTE DEL DINTEL SOBRE EL COMPORTAMIENTO
SISMICO DE UN PORTlCO MIXTO DE ALBAÑILERIA CONFINADA
DE DOS PISOS A ESCALA 1:2. E. Martijena. 1992.
Empleando unidades de arcilla caravista (fb =315 kg/cm2
) recortadas en 3 partes y
mortero 1:4, se construyeron 3 especímenes a escala 1:2 (fm =85 kg/cm2
, v'm =9
kg/cm2
). Dos de los especímenes (Fig. 7.29) estuvieron constituidos por dos muros (A y
B) conectados por vigas (dinteles) que en un caso eran chatas yen el otro peraltadas; el

155
tercer espécimen fue un muro en voladizo, similar al muro A o 8. Se usó concreto fluido
(fc = 160 kg/cm2
y Ec = 191,000 kg/cm2
) en las vigas y columnas. Las características del
acero empleado fueron:
4>(rnm) fy (kg / cm 2
) fmáx (kg / cm 2) DENOMINACION USO
2 2150 2865 alambre #16 Mechas
4 2200 3400 alambre #8 Vigas
6 4200 6540 liso 1/4" Estribos
8 4470 6850 corrugado Columnas
El método utilizado para el diseño de los especímenes fue el de rotura (Acápite 8.1):
- La carga teórica de agrietamiento diagonal se halló en base a los resultados de los
Proyectos 82, 84 Y 85, con la expresión: VR = (0.5 v'm a + 0.23 0) t L ... [1]
- Se adoptó como "Sismo Moderado" una carga lateral equivalente al 40% de VR. Las
vigas se diseñaron para soportar los esfuerzos proporcionados por ese sismo
(amplificados por los factores de carga de la Norma de Concreto E-060), en condición
de rotura por flexión.
- Las columnas fueron diseñadas para soportar el "Sismo Severo" (carga asociada a VR),
suponiendo que las vigas ya habían plastificado. Puesto que el parámetro en estudio
era el peralte del dintel, se adoptaron en las columnas de los tres especímenes la
mayor sección transversal (1 Ox1 O cm) y el mayor refuerzo vertical (4 Q 8 mm),
provenientes del diseño de cada espécimen.
100 cm 10 45 cm 10
1 1" <l 1 ,1 ,1
100 cm 10
1 ~
8
1 1 2
-r-
,íTTT 1111111 1
re-
0.illg
12
~MeChaS:~
, 11
f:=
r- [] en vigas:
r §#16@ I 1- <1> 4 mm. 1
a 1-~3 hiladas E @2.5,4@
I r- 5, r@ 12.5
MURO A ¡ 11
¡::::
1 MURO B 1
~~f-
-f--
JllJ ~ columna
espesor: 7 , 11 1=
~11OI
r-
cm (soga) r-
mort.: 1:4 r- 4<1> 8 mm
I r- [] 6 mm.1 @
E 2.5,5@5, r
~ @12.5cm
-,¡=~a ~~
120
8
120
1
30cm I
1:1íD:J::~::
2 <1> 4 mm
f1º-t
Corte 1-1
8t 1
I
1 if II1 ~ : ~ ~~
Corte 2-2
CASO' VIGA PERALTADA
8 t. 1 = Ji~16 <1> 4 mm
Cortes 1-1 y 2-2
CASO' VIGA CHATA
Fig. 7.29. Caracteristicas geométricas y resultados del diseño.

156
El ensayo fue de carga lateral cíclica aplicada en el segundo nivel, con 6 fases de
desplazamiento lateral controlado en el primer nivel: 0.25, 1.25,2.50,5.00, 7.50 Y 10.00
mm, respectivamente. Esto hizo que se tuvieran desplazamientos muy elevados sobre el
segundo nivel: 15 mm para el caso Viga Chata (Fase 6); y, 35 mm para el caso Viga
Peraltada (Fase 5). Cabe indicar que 1 mm de desplazamiento en estos especímenes a
escala equivale a 2 mm en el prototipo.
La secuencia en que las fallas ocurrieron fue: 1) Tracción por flexión en las bases de las
columnas; 2) Tracción por flexión en los extremos de las vigas; 3) Falla por corte del
primer piso; 4) Falla por corte del segundo piso; y, 5) Fallas locales para los casos
"Voladizo" y "Viga Peraltada". El orden en que aparecieron estas fallas es recomendable,
en vista que existe disipación de energía por flexión previa a la falla por corte de los
muros. Los principales resultados en el primer piso (Fig. 7.33), para uno de los muros (A
o B), fueron:
CASO
Viga Chata
Viga Peraltada
Muro en Voladizo
VALORES
Ko
61675
75086
49593
TEORICOS
VR
2646
3780
1912
VALORES EXPERIMENTALES
Ko VR OR DISTORSION
51420 2865 1.42 1/845
67298 4054 1.34 1/900
24215 2250 1. 40 1/850
donde: Ko
VR
OR
rigidez lateral elástica del primer piso (kg/cm)
resistencia al primer agrietamiento diagonal (kg)
desplazamiento del primer piso (mm) asociado a VR
Las conclusiones obtenidas en este trabajo son limitadas, por los errores cometidos en
la técnica de ensayo (Fig. 7.31) Y en el diseño:
Análisis Elástico. El modelaje por barras (usando el criterio de la sección transformada)
y el uso de programas de cómputo que contemplan deformaciones por flexión, corte y
axial, proporcionaron valores de las rigideces laterales cercanos a los experimentales.
predicción de la Fisura de Tracción por Flexión en Columnas y Vigas Utilizando la
sección transformada del muro, e igualando el esfuerzo máximo de tracción a la
resistencia del concreto (2-vfc), pudo predecirse la carga lateral asociada a la fisura por
flexión en la base de las columnas (Fase 2), con un error de 7%. En cambio, la carga
asociada a la fisura de tracción en las vigas no pudo predecirse, debido a que estuvieron
sujetas a compresiones indeterminadas; esto produjo resultados experimentales mayores
a los teóricos.
Predicción de la Carga de Agrietamiento piagonal. Con la ecuación 1, la carga de
agrietamiento diagonal del primer piso "VR1 ", pudo predecirse con un error de 10%.
Efectos del peralte de la viga. Los valores Ko y VR se incrementaron en el orden
siguiente: Voladizo, Viga Chata y Viga Peraltada. Esto se debe a que cuanto mayor es
el peralte de la viga, se producen mayores esfuerzos en ella, los que al actuar sobre el
muro, contrarrestan los efectos de la carga lateral. Respecto a la ductilidad no pudo
llegarse a ninguna conclusión, debido a las fallas locales que tuvieron los casos "Voladizo"
y "Viga Peraltada"; sin embargo, el espécimen "Viga Peraltada" soportó la Fase 5 (7.5
mm), superior a su límite de reparabilidad (81 = 1200/200 = 6mm).

157
Errores en el Diseño. Para los casos "Voladizo" y "Viga Peraltada", ocurrieron fallas
locales que determinaron la culminación del ensayo:
- En la Fase 4 del caso "Voladizo" (Fig. 7.30) se produjo el agrietamiento del segundo
piso, esto se debió a que el refuerzo vertical empleado era el doble del requerido, con
lo cual la carga máxima superó el valor teórico VR2 de este espécimen. Luego ocurrió
una falla por anclaje del refuerzo de la solera del primer nivel, el cual penetró sólo 5 cm
en la columna. De esta manera, se concluye que un exceso de refuerzo vertical puede
ser contraproducente y que a la columna debe proporcionársele un peralte tal que
permita anclar el refuerzo de la solera.
- En la Fase 5 del caso "Viga Peraltada" (Fig. 7.32) se produjo la rotura del escaso
refuerzo longitudinal colocado en la solera del primer nivel del Muro B (la mitad del
refuerzo mínimo especificado por la Norma E-070).
Técnica de Ensayo. La carga aplicada en el segundo nivel del pórtico (Fig. 7.31) generó
compresiones sobre las vigas, lo que produjo:
- Que uno de los muros (A o B) estuviese más cargado que el otro.
- La falla por corte del segundo piso, por la acción de puntal de la viga del primer nivel
(contraria a la carga aplicada) que incrementó la distorsión angular de ese entrepiso.
Fig.7.30
Caso "Voladizo".
Obsérvese la
falla en el
nudo del pri-
mer nivel, que
moti vó la se-
paración entre
la columna y
la albañilería
del prímer piso,
fracturando las
mechas de ancla-
je.

158
Fig. 7.31
Caso "Viga Chata"
y técnica de en-
sayo empleada. Al
templarse los ti-
rantes del segundo
nivel se originaron
compresiones en las
vigas.
Fig.7.32
Caso "viga Pe-
ral tada ". Ob-
sérvese cómo
la grieta del
muro B atra-
viesa la solera
del ler. nivel.
Fig.7.33
Envolvente de la
fuerza cortante
basal en uno de
los muros (A o
B) vs. desplaza-
miento lateral
del primer piso.
~
-
- 1-
"
I
I v -I
I
I
I
,(//
....
,
I
,
--/ '.i'
- Chata
Voladizo
___ .....0 ton v,•• ,,_11tln
_""'0 eon vi •• cl.t•
.......... .,. "Il• .tlzo
Oesp lazam1ento (mm)

159
810. EFECTOS DEL NUMERO DE PAÑOS EN MUROS CONFINADOS
A ESCALA 1:2.5. F. Lamas. 1992.
Los muros de este proyecto tuvieron las mismas características que las especificadas
para el Muro 1 del proyecto 88, con la diferencia que se varió el número de tramos,
estudiándose muros de uno (Muro 1 del proyecto 88), dos y tres paños cuadrados; cada
paño estuvo confinado por columnas.
Como resultado se obtuvo que la resistencia unitaria al primer agrietamiento diagonal
(vR) era prácticamente similar en los tres muros (esbeltez H/L::; 1), con un ligero
incremento de vR conforme aumentaba el número de columnas. Por otro lado, el tipo
de falla (ver la Fig. 3.22, correspondiente al muro de tres paños) no era diagonal en cada
tramo (tal como se desprende de la Norma E-070), sino que podía abarcar más tramos
cortando la zona intermedia de las columnas interiores, para luego degenerar en una falla
por corte-fricción a través de la zona de contacto albañilería-cimentación.
De esta manera, puede afirmarse que los paños se comportaron integralmente (el muro
como una sóla unidad), y que es recomendable diseñar las columnas para que absorban
por lo menos la mitad del cortante de agrietamiento, tomando especial precaución con
las columnas externas a fin de que ellas funcionen como topes para evitar el desliza-
miento de la albañilería; de este modo, el 50% del cortante restante de diseño será
tomado por la albañilería con un mecanismo de corte-fricción.
7.3 ENSAYOS PSEUDO-DINAMICO Y DINAMICOS
C1. COMPORTAMIENTO SISMICO DE UN MODULO DE ALBAÑILERfA
CONFINADA DE TRES PISOS A ESCALA 1:2.5.
A. San Bartolomé y D. Quiun. 1989.
El módulo estuvo compuesto por dos muros confinados en voladizo, conectados por una
losa de concreto armado en cada nivel (Fig. 7.34). El diseño de los elementos de
confinamiento se realizó empleando la Norma .de Albañilería E-070.
La técnica de escalamiento consistió en mantener constante tres parámetros entre el
módulo y su prototipo correspondiente: 1) la resistencia de los materiales; 2) el esfuerzo
axial en los muros; y, 3) los parámetros dinámicos período de vibración (0.12 seg) y
grado de amortiguamiento, este último fue 4% en el rango elástico y después de la falla
por corte aumentó a 7%. Para lograr estas condiciones, se emplearon materiales
existentes en el mercado (recortando las unidades sólidas de arcilla en tres partes) y las
losas fueron sobrecargadas de tal manera que el esfuerzo vertical en el primer piso fuese
similar al de un muro perimétrico real (6% de fm = 3.3 kg/cm').

160
LOSA MACIZA
(t=0.15m)
!r,'"H
0.075
4 ~ 5.5 mm
OALAMBRE#8
¿SISMO
Fig. 7.34. Caracteristicas geométricas del módulo de 3 pisos y vista
global del ensayo de simulación sísmica.

161
El mortero empleado fue 1:4. Las resistencias de los materiales (en kg/cm') fueron: fb =
112 (ladrillos), fm =59 (pilas), v'm =7.8 (muretes), fc =150 (concreto fluido) y fy =2200
(acero liso). El acero liso tuvo un escalón de fluencia y una zona de endurecimiento
similar a los refuerzos normales (Fig. 7.1 B). Adicionalmente, sólo con el objeto de
investigar si el refuerzo horizontal trabajaba en una prueba dinámica, se colocó alambre
#16 @ 3 hiladas en el primer piso, lo que proporcionó una cuantía de 0.016%, muy
inferior a la mínima especificada por la Ref.2 (0.1%).
El ensayo se realizó en la mesa vibradora de la puep, sometiendo al espécimen a 3
fases del sismo del 31 de mayo de 1970 (30 segundos de duración), con las siguientes
aceleraciones máximas: A) 0.14 g; B) 0.52 g; Y e) 0.85 g. Previamente, se realizó una
prueba estática para obtener la matriz de flexibilidad (rango elástico), consistente en la
aplicación de una carga lateral monotónicamente creciente en cada nivel (Fig. 7.6A); esta
matriz fue utilizada para calcular el período de vibrar (método de Jacobi), así como para
verificar la evaluación analítica de los desplazamientos laterales elásticos.
En la Fase A no se apreció ninguna fisura. En la Fase B surgió una fisura por flexión en
la base de los muros, causando la fluencia del acero vertical, sin disminuir la capacidad
de carga ni variar el amortiguamiento elástico. Finalmente, en la Fase e se produjo la falla
por corte en el primer entrepiso de los 2 muros (al instante en que la aceleración basal
era 0.54 g), fracturándose el escaso refuerzo horizontal colocado, demostrándose así su
trabajo en una prueba dinámica.
Las principales conclusiones fueron:
- En base a conocer los módulos elásticos E y G (provenientes de los ensayos de pilas
y muretes), es posible predecir el comportamiento elástico y el período de vibrar, para
lo cual debe adoptarse un modelo de barras deformables por flexión y corte, recurriendo
al criterio de la sección transformada.
- Las cargas asociadas a la formación de la primera fisura de tracción por flexión en la
base de la columna, y al primer agrietamiento diagonal (VR), son predecibles
teóricamente empleando las fórmulas deducidas en los ensayos de carga lateral cíclica
(ver los Proyectos B2, B4, B5 Y B9, así como la Nota escrita al pie de este Proyecto).
- La falla por corte se concentró sólo en el primer entrepiso, mientras que en los
entrepisos superiores no se observó ninguna fisura, debido a que la fuerza cortante
actuante en esos entrepisos fue menor al cortante resistente teórico (VR2 y VR3).
- El espécimen tenía una resistencia teórica al corte 1.5 veces mayor a la de flexión y
cumplía con las especificaciones de la Ref.1 (esbelto, de sección rectangular -sin muros
transversales- y en voladizo) como para que la falla sea sólo por flexión; sin embargo,
si bien la falla inicial fue por flexión (Fase B), el espécimen terminó fallando por corte
(Fase e). Esto pudo deberse a que en el instante en que ocurrió la falla por corte, la
distribución de las fuerzas de inercia no fue triangular sino uniforme (Fig. 7.35), con lo
cual disminuyó el momento basal; es más, después del agrietamiento diagonal, la
mayor fuerza de inercia se concentró en el primer nivel.

162
I
5000 [-
~
m
X Rot.M2
O Rot.M1
FASE C
.:( 01---z~Wr27~-1
I
-500121 - 5847 kg
ut'----''----'L..........JL..._..l_ ..-l.
-15 -10 -5 0
Desp. nivel
5 10 15
I (mm)
500 1000 1500
kg
Fig.7.35
Respuesta dinámica del
módulo. Obsérvese que
la falla se concentra
sólo en el primer piso.
Nótese además el pandeo
del acero vertical (zun-
chado) con la tritura-
c~on de la albañilería
en el talón del muro en
la Fase e del ensayo.
5000
Ol
Cortante Basal Total
Rotura M2
),(
"
", '
Rotura MI
.:( 01'r1'7-tr-HJ'-7t-+f1~--+-I+':lrtt--H--ryt'-hM---t''''V'1
I
,
" , :
¡~J
-5000
FASE B FASE e ---
4 5 6
Tiempo (seg)

163
- El diseño mediante la Norma E-070 exigía la colocación de 2 <l> 5.5 mm en cada
columna, con una reducción de las fuerzas sísmicas por ductilidad de 2.5; sin embargo,
a pesar de haberse empleado el doble de refuerzo, el espécimen quedó al borde del
colapso y la ductilidad alcanzada fue 1.8 (aunque esto se produjo para una aceleración
basal irreal de 830 gal); por lo cual, se recomienda diseñar previniendo la falla por
corte. Al respecto, el diseño contemplando la falla por corte (Acápite 8.1) arrojó la
necesidad de emplear refuerzo horizontal y de colocar 7 <l> 5.5 mm en cada columna;
el uso de un mayor refuerzo vertical hubiese limitado la rotación en torno a la base
flexocomprimida que tuvo el trapecio formado por encima de la grieta diagonal, girando
como un sólido rígido en torno al talón (Fig. 7.35).
- La falla por corte se inició para una aceleración basal de 530 gal; esta aceleración es
posible que no ocurra en nuestro medio, por lo que se plantea investigar los máximos
niveles de aceleración esperada, ya que si un edificio tuviese una mínima densidad de
muros (basada en la resistencia al corte del entrepiso), su comportamiento será elástico
y no habrá la necesidad de realizar diseños sofisticados.
f::/..QI.A El coriante basal asociado a los mecanismos de falla por flexión (Vy) y por corie (VR),
se obtuvo suponiendo una distribución de fuerzas de inercia triangular (posición de la
resultante Hr = 2.6 m, con lo que el momento basal es M = V Hr):
1) My = Vy Hr = (As fy + P/2) L = (lx2200 + 2889/2)x1.075 = 3920 kg-m
De la cual Vy = 1508 kg. L = distancia entre ejes de columnas.
2) VR = (0.5 v'm "+ 0.23 alt L = (0.5x7.8xO.45+0.23x3.3lx7.5xl17.5
2200 kg (el resultado experimental fue 2487 kgl. En este caso, L es
la longitud total del muro, y "= V L/M = L/Hr = 0.45
C2. ENSA YO DINAMICO PERPENDICULAR AL PLANO DE MUROS
CONFINADOS PREVIAMENTE AGR/ETADOS POR CORTE.
C. Vegas, W. Silva y A. San Bart%mé. 1991.
Los muros 2 y 3 del proyecto 88, que habían sido ensayados a carga lateral cíclica
coplanar hasta alcanzar condiciones extremas (distorsiones angulares de 1/100), fueron
reensayados a carga sísmica ortogonal a su plano, impidiendo el movimiento de la solera
(Fig. 7.36) para simular el arriostramiento que proporciona la losa del techo.
Las señales sísmicas empleadas fueron: el sismo del 31 de Mayo de 1970 (frecuencia
predominante 2.4 Hz) y dos señales armónicas de frecuencias 5 y 7 Hz (cercanas a la
frecuencia de resonancia del espécimen agrietado). El ensayo se realizó en varias fases,
controlando la amplitud máxima del desplazamiento de la mesa (Op), lo que dio lugar a
aceleraciones "Ap" en la plataforma y "A" en el punto central de cada muro. Las fases
y el período de vibración (T) transversal de los muros agrietados fueron:

164
PLATAFORMA MURO 2 MURO 3
SEÑAL FASE Dp(rnm) Ap(g) A(g) T (seg) A(g) T(seg)
Sismo Mayo 70 1 10.0 0.09
2 30.0 0.27 0.29 0.038 0.40 0.077
" 3 50.0 0.49
" 4 75.0 0.73 0.80 0.055 1. 06 0.090
" 5 100.0 0.98
" 6 120.0 1.15
" 7 120.0 1.18
8 140. O 1. 44 2.92 0.083 2.72 0.117
Armónica: 5 Hz 9 11.4 1. 40 3.35 0.083 3.35 0.117
Armónica: 7 Hz 10 6.4 1. 47
11 7.2 1. 69 6.70 0.180 4.53 0.120
En las fases 1 a 7 el movimiento fue similar al de un sólido rígido y no se apreció la
formación de grietas adicionales a las existentes. En la Fase 8 se formó una fisura
horizontal en la zona central y en la penúltima hilada de ambos muros.
En la Fase 10 (muy severa) se observó que partes de la albañilería fracturada (práctica-
mente sueltas) interactuaban entre sr, sin llegar a volcar, quedando las aristas de las
unidades muy dañadas (Fig. 7.37). En la Fase 11 (demasiado severa) el Muro 2 colapsó,
mientras que el Muro 3 se mantuvo en pie, pero su estado podría calificarse de inestable;
finalmente, pudo notarse que las columnas no tuvieron mayor deterioro respecto al ensayo
estático, por lo que funcionaron adecuadamente como arriostres ante las acciones
sísmicas ortogonales al plano de los muros.
Las conclusiones de este proyecto son válidas sólo para muros de forma cuadrada, es
posible que en muros alargados pueda perderse el efecto del confinamiento en la región
central de la albañilería; por lo que es necesario continuar este trabajo con muros a
escala natural (ver el Proyecto C4).
- Un muro agrietado por corte es capaz de resistir sismos severos en la dirección
ortogonal a su plano, a pesar de no existir carga vertical. Usualmente, los muros reales
están sujetos a carga vertical que lo confina; además, las distorsiones angulares luego
de su falla por corte no deberían sobrepasar de 1/200, a fin de que sean reparables.
Por lo tanto, podría afirmarse que el comportamiento de los muros reales agrietados
debería ser mejor que el comportamiento de los especímenes.
- El agrietamiento durante el ensayo dinámico no se incrementó significativamente, esto
se debe a que la energía sísmica trató de disiparse a través de las grietas formadas
previamente por corte durante el ensayo estático.
- En el rango elástico, para acciones ortogonales al plano del muro, la albañilería
confinada real tiene una frecuencia propia elevada. Suponiendo que el muro es de
forma cuadrada, con un aparejo de soga y que actúa como una losa simplemente
apoyada en sus 4 bordes, se obtiene una frecuencia natural de 30 Hz en el primer
modo de vibrar, y de 20 Hz cuando su relación altura-longitud es 1'2. Siendo la
frecuencia predominante de los sismos peruanos en suelo duro del orden de 3 Hz, el
movimiento transversal de los muros sería similar al de un sólido rígido; por lo que el

165
coeficiente sísmico "C 1" sería igual a la aceleración del suelo (en fracción de "g"), valor
que no supera al reglamentario C1 =0.35 (RNC-77).
Para condiciones sísmicas muy severas, el Muro 3 (con "mechas") tuvo mejor
comportamiento que el Muro 2, pese a que previamente (al inicio del ensayo estático)
se habían formado fisuras en la zona de conexión columna-albañilería del Muro 3. Por
esta razón, se recomienda el empleo de "mechas" en la zona de conexión albañilería-
columna.
Fig.7.36
Ensayo dinámico perpen-
dicular al plano de 2
muros confinados, pre-
viamente ensayados a
fuerza cortante copla-
nar (distorsión l/lOO).
Fig. 7.37. Muros 2 (izquierda) y 3 (derecha) después de la Fase 10.
Ver además la Fig. 7.28.

166
e3. EFECTOS DE LA TECNICA DE ENSAYO SOBRE EL COMPORTAMIENTO
SISMICO DE LA ALBAÑILERIA CONFINADA. J. Moreno, L. Zegarra, D.
Torrealva y A. San Bartolomé. Proyecto CISMID-PUCP, 1991.
Dos módulos de albañilería confinada (mortero 1:4, fm =97 kg/cm2
, y v'm =13 kg/cm2
),
muy similares al descrito en el Proyecto C1, pero de dos pisos (Fig. 7.6C) y con unidades
caravista de arcilla recortada, fueron ensayados en la PUCP bajo 2 técnicas distintas.
La primera técnica fue un ensayo de carga lateral monotónicamente creciente, man-
teniendo igual carga en los dos niveles (distribución de cargas uniforme). La segunda
técnica consistió en un ensayo dinámico en mesa vibradora, bajo la acción de una
solicitación armónica (f = 5 Hz, con 10 fases de 10 ciclos cada una), variando la
aceleración sísmica desde 118 hasta 1375 gal, para volver a decrecer a 118 gal, todo
esto en una sóla corrida en el simulador de sismos.
Como resultado de los dos ensayos se obtuvo una falla por corte en el primer piso
(predecible teóricamente), Fig. 7.38. Asimismo, la envolvente de la curva cor-
tante-desplazamiento (Fig. 7.39) coincidió para ambas técnicas de ensayo, hasta el
instante en que se aplicó una aceleración irreal (1375 gal), colapsando el espécimen en
la prueba dinámica; en tanto que el módulo ensayado a carga estática tuvo un compor-
tamiento más dúctil.
Fig. 7.38. Ensayo estático (izquierda) y dinámico (derecha).

167
68ee I
B
~
-~_-::--~- -~----_ ... ----
" ........
,
-'" ~8ee
~
-'a: A
UI
a:
'"w
...z
a:
...
'" zeea .o
u
A: MURO A DEL MODULO 2 (ENSAYO DINAMICOJ
B: MURO B OEL MODULO I (ENSAYO ESTAfrCOl
"":1,---~L-..~_-"---
'" 2. J.
'.OEsrLAZRt1I[NTQ DEL PRIMER NIVEL (mm)
Fig. 7.39. Envolvente cortante basal vs. desplazamiento del primer ni vel
C4. ESTUDIO DE LA CONEXION COLUMNA-ALBAÑILERIA EN
MUROS CONFINADOS A ESCALA NATURAL. l. González. 1993.
Al igual que en el Proyecto B8, el objetivo de la investigación fue evitar la formación de
cangrejeras que se presentan bajo los dientes de la albañilería, así como la fractura de
dichos dientes producto del vibrado del concreto. Esta vez, el estudio se realizó en muros
a escala natural (2.40x2.30xO.13 m), los que primeramente fueron ensayados a carga
lateral cíclica hasta alcanzar una distorsión angular de 1/150, para después someterlos
a cargas sísmicas perpendiculares a su plano empleando un dispositivo similar al del
Proyecto C2.
Las conexiones estudiadas fueron: Muro 1 "dentada tradicional" y Muro 2 "junta a ras".
En el Muro 2 se construyó primero la albañilería (dejando "mechas" de 1/4" @ 2 hiladas,
Fig. 7.41), para luego vaciar el concreto de las columnas y después el de la solera. En
el diseño de ambos muros se aplicó la teoría de rotura (descrita en el Acápite 8.1), lo que
proporcionó: columnas de 13x20 cm (fc = 175 kg/cm2
) con 4 <1> 112" Y [] <1> 1/4", 1 @ 5,5
@ 7.5, r@ 25 cm. La unidad empleada fue KK industrial con 18 perforaciones (fb = 100
kg/cm2
), asentada con mortero 1:4. La resistencia de las pilas fue fm = 64 kg/cnT y la
de los muretes v'm = 9.7 kg/cnr.
En la primera etapa del ensayo (carga coplanar cíclica), los resultados de ambos muros
fueron muy similares (Fig. 7.40). No se observaron fisuras en la zona de conexión
concreto-albañilería y las columnas tuvieron un buen comportamiento, por lo que se
concluye que la propuesta de diseño a la rotura (Acápite 8.1) resultó adecuada.

168
En la segunda etapa del ensayo (carga sísmica ortogonal al plano), la cimentación y la
solera de los muros fueron arriostradas mediante elementos metálicos (Fig. 7.41), en tanto
que las columnas y la albañilería quedaron libres. La intención de fijar la solera fue para
simular el arriostre que proporciona la losa del techo (cuyo desplazamiento está limitado
por los muros ortogonales a la dirección en estudio) en una edificación real. Posterior-
mente, los muros fueron sometidos al sismo del 31 de Mayo de 1970, en varias fases que
tuvieron como aceleración basal máxima: 0.10, 0.20, 0.35, 0.60, 0.89 Y 1.41 g.
En esta etapa del ensayo, pudo observarse un buen comportamiento de ambos muros,
formándose algunas fisuras adicionales a las existentes recién en la última fase (ninguna
en la zona de conexión concreto-albañilería, Fig. 7.41). Este buen comportamiento se
debe a que aun estando agrietada la albañilería, la frecuencia predominante de los muros
(ante acciones ortogonales) fue alta (10Hz; al término del ensayo bajó a 8.9 Hz) y muy
distante de la frecuencia predominante de la señal empleada (2.4 Hz; también, de acuerdo
al RNC-77, para suelo duro f =3.33 Hz); asimismo, el grado de amortiguamiento (ante
acciones ortogonales) de los muros agrietados fue elevado (varió entre 6.8 a 11 %).
De esta manera, se concluye que la junta a ras, con "mechas" de anclaje (cuantía 0.1%,
embutidas en el muro 40 cm), constituye una buena alternativa para reemplazar las
conexiones dentadas que tradicionalmente se emplean en nuestro país.
20000~E~N~V~O~L~V~E~N~T~E~C~A~R~GrA~-=D=E~S~P~LrA~Z~A~M~I~E=N~T~O____~______-r______'---'
. --~-
15000
~ 10000
--MURO 1
5000
___ MURO 2
0L-______~~____~_______~______~________~______L_______~~
o 4 B 12
mm
Fig. 7.40. Envolvente Carga-Desplazamiento correspondiente al primer
ciclo del ensayo de carga lateral coplanar.

Fig.7.41
Muro 2. En la
vista superior
se aprecia la
junta a ras
columna - albañi-
lería, con mechas
de anclaje. En
la vista central
se observa el
estado del muro
al término del
ensayo estático.
y la vista infe-
rior corresponde
al estado del
muro al fina-
lizar el ensayo
de simulación
sísmica ortogonal
al plano.
169

170
CS. ENSAYO PSEUDO-DINAMICO (EXPERIMENTO JAPONES EN UN EDIFICIO
A ESCALA NATURAL). Sh. Okamoto, Y. Yamazaki, T. Kaminosono y
M. Teshigawara. Tsukuba, 1988.
Un edificio de 5 pisos (Fig. 3.16) a escala natural (Altura =14 m, longitud =l =13.8 m
y Ancho =15.2 m), con techos constituidos por losas macizas de 15 cm de espesor,
armadas en 2 sentidos, fue construido empleando bloques de concreto vibrado en sus
muros y vigas (espesor = t =19 cm), los que estuvieron totalmente rellenos de concreto
fluido (fc =244 kg/cm2
). la resistencia de las pilas y del mortero (1 :3) fueron: fm =179
Y 410 kg/cm2
, respectivamente. El peso total del edificio fue 996 ton.
En la dirección de ensayo (l =13.8 m), el edificio estuvo compuesto por 4 ejes, con una
densidad de muros de 0.029 m2
por metro cuadrado de área en planta. El alféizar de las
ventanas (Fig. 3.28) Y la escalera fueron aislados de la estructura principal, empleando
juntas especiales.
El edificio fue diseñado elásticamente con un coeficiente sísmico c =0.2 (cortante basal
dividido entre el peso del edificio) y verificado inelásticamente de manera de obtener una
falla por flexión, con rótulas plásticas en los extremos de las vigas y en los muros del
primer entrepiso; para esto, se empleó un programa de análisis inelástico paso a paso
("DRAGON"), así como el método de trabajo virtual explicado en el Capítulo 3 (Fig. 3.17).
De este modo, el cortante basal asociado al mecanismo teórico de falla por flexión resultó
533 ton (c =0.53); en tanto que la capacidad teórica de corte del primer entrepiso fue
prácticamente el doble (1040 ton, c = 1.04).
En los muros del primer piso se utilizó como refuerzo vertical q, 5/8" @ 40 cm, mientras
que en los extremos de los muros se usó 1 q, 3/4" rodeado por una espiral de 4 mm, con
paso de 4 cm, en una altura de 80 cm. la cuantía de refuerzo horizontal (sin contar la
escalerilla de $ 4 mm colocada en las juntas) fue de 0.26% (1 $ 'h" @ 40 cm + 1 $ 3/8"
@ 40 cm, alternados). Debe anotarse que la espiral se colocó sólo en los talones de
aquellos muros donde no concurrian muros transversales, su objetivo fue evitar la falla
por flexocompresión de dichos talones, propósito que no se logró (Fig. 3.24).
El ensayo duró 2'h meses, se utilizaron 11 actuadores dinámicos de 100 ton de capacidad
(en el quinto nivel se emplearon 3 actuadores, dos de los cuales controlaban la torsión),
200 lVDT's, 600 strain gages y 7 magnescales. la distribución de cargas laterales fue
casi triangular (Norma Japonesa). El ensayo se dividió en tres fases: la primera fue de
carga controlada con variación cíclica creciente desde c = 0.05 hasta 0.4 (límite de
servicio); la segunda (en el rango inelástico) fue de desplazamiento del quinto nivel
controlado en forma cíclica creciente (desde una distorsión angular e = 2/800 hasta
7/800); y la tercera fue pseudo-dinámica, aplicada con fines ilustrativos para simular la
réplica de un terremoto ("aftershock").
A continuación se describen los puntos más importantes del ensayo ("c" es el coeficiente
sísmico y "e" es la distorsión angUlar del quinto nivel, definida como el desplazamiento
lateral absoluto del quinto nivel entre la altura total del edificio). Ver además la Fig. 7.42.

171
- El comportamiento fue elástico hasta alcanzar el valor c =0.4 (esfuerzo cortante
promedio en los muros del primer piso 't =8 kg/cm2
); en ese instante, se inició la
f1uencia de un refuerzo vertical. La rigidez lateral inicial del primer piso fue Ko = 4000
ton/cm.
- Para c '" 0.5 se presentaron fisuras horizontales de tracción por flexión en los muros
perpendiculares a la dirección de ensayo.
- Para c '" 0.6 (9 =1/1200) empezó la fluencia del refuerzo de las vigas. Hasta ese
instante, el comportamiento fue prácticamente lineal; luego, la rigidez degradó
levemente, pero la carga aplicada continuó aumentando.
- Para c '" 0.7 (9 =1/800) fluyó el 100% del refuerzo vertical de los muros del primer
piso, así como el refuerzo de las vigas del primer al tercer piso. Este punto podría
decirse que corresponde al mecanismo de falla por flexión (aunque el valor teórico era
c = 0.53); sin embargo, a pesar de que la rigidez degradó, la carga continuó aumentan-
do (si la falla final hubiese sido por flexión la curva cortante-desplazamiento se hubiese
vuelto plana).
- Para c '" 0.9 (9 = 2/800) se produjo el agrietamiento diagonal en casi todos los muros
del primer piso degradándose la rigidez, pero la carga continuó aumentando aunque en
menor proporción (como si la falla estuviese controlada por los muros que aún faltaban
agrietar). En esta etapa, las vigas de poca longitud fallaron por corte (Fig. 3.25).
- Para c '" 1.0 (9 = 3/800) se produjo la falla en los talones de los muros largos y la
f1uencia del refuerzo de todas las vigas. A partir de ese instante, la curva cor-
tante-desplazamiento se volvió plana hasta una distorsión angular de 5/800, luego de
la cual, empezó a degradar la resistencia; para e=7/800 la resistencia fue el 60% del
valor máximo. En ese último punto se produjeron deterioros muy serios en los talones
(con pandeo del acero vertical) y rotura de los bloques, concentrándose la falla
básicamente en el primer piso (Fig. 3.24).
El cortante basal máximo se logró para 9 = 4/800 (en el primer piso 91 = 1/125,
asociado a 01 = 22.4 mm), registrándose un valor de 960 ton, prácticamente
coincidente con la capacidad teórica de corte (1040 ton); pudiéndose afirmar que para
una distorsión angular del primer piso 91 = 1/200 (81 = 14 mm), el sistema era
reparable.
Después de haberse indicado la manera como fue diseñado este espécimen (en donde
incluso existían muros con una capacidad teórica de corte 8 veces superior a la de flexión,
pero que terminaron fallando por corte), podría decirse que el tipo de falla final por fuerza
cortante resulta inevitable en las edificaciones de albañilería; pero, aun así, el compor-
tamiento de este espécimen puede calificarse como excelente (Fig. 7.42). Por otro lado,
los muros ortogonales jugaron un papel importante en el control de la trituración de los
talones (Fig. 3.24), a pesar de que en esas zonas no existían espirales, en tanto que en
los extremos libres (confinados por las espirales) el deterioro fue severo; aunque cabe
mencionar que las espirales congestionaron los alveolos de los bloques produciendo
cangrejeras, las que fueron detectadas con un aparato de ultrasonido y reparadas antes
del ensayo.

172
o) Top Dlsplocement b) Flrsf Story Olsptocement
-------------------r-----------·¡-IIOO
! ~
! 1
i!
______ ;. _______________ .00
1 g
1 "-
OtSP. (mm)
-.oo---------------!-------------------
!
-eoo---------------r-------------------
!
a) Top Displacement b) First Story Displacement
Fig.13 Base Shear vs. Displacement Relationship
Obtained through Static Cyclic Loading Tests
1000
~ 900
ls 800
11
"'. 700.."ID
'i. "lkg/CIII'
91cg/CIIf
ateo/e.-
61c9lcm"
4kg/em'
"g/cm"
100
o oo o
~ ..:; :¡
ti
o
o
~
·SheaT c.rack at ... ll-be.. joiat deeent bet"O!'eon
.:~lt 2:1·.~~4 .~::-ff.~.u::~ f.t~ro;e~:r~;
1.t at.or, ...U. r1.1dM..
·Shear c.rack at -u....... joiat _1_t bet_n
.;:!! l~Pxu~~ ~=.~l~l:~:I~t=r~~:u_red.
-c,..a:, alOR, hoT1ilO11~1 bond Joll.t. of ht.
at.or, ...11 u Fr•••• 11 ....d 12 oecuU"e4._
ro w ~ ~ ~ ~ ro ~ ~ 100 00 =
Top Oisplocement (mm)
Fig.14 Base shear vs. Top Displacement
Envelop Curve for Static Cyclic
Loading Tests
o
o
al
"-
"ti.
RF
5F
e 4F
'".¡¡¡
I
3F
2F
O
Fig.lS
o o o o o o
o o o o o o
~ ~
([)
~
al
""- "- "-
N
'"
.. '" '"
r-
50 100
Displacement (mm)
Change in Deflection
Hode with Increasing
Top Displacement
Fig. 7.42. Figuras de la Referencia 12.

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