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Rehabilitacion sismica de muros de adobe de edificaciones monumentales mediante tensores de acero.

Seismic rehabilitation of adobe brick walls in monumental buildings using steel tensors

Las construcciones en tierra constituyen una parte fundamental del patrimonio construido del pais. De acuerdo con el listado de la Direccion de Patrimonio del Ministerio de Cultura, existen declarados 1.118 monumentos nacionales de los cuales el 90 por ciento se encuentra construido en tierra. Este material ya era empleado por nuestros indigenas --bahareque-- y luego, durante la epoca de colonizacion, se continuo utilizando con las tecnicas importadas y adaptadas a nuestro medio --adobe y tapia--. Con estas tecnicas se desarrollo la arquitectura en Colombia, construyendose edificaciones destinadas al gobierno y a los templos religiosos.

Sin embargo, en la actualidad este patrimonio se ve amenazado y deteriorado por diversos factores como los procesos de urbanizacion e industrializacion, cambios economicos, factores medioambientales. Por esta razon, en Colombia durante las ultimas decadas se ha realizado gran cantidad de intervenciones en edificaciones de caracter patrimonial en tierra. Al mismo tiempo se han adelantado esfuerzos por realizar estudios e investigaciones (Rodriguez, 2003; Universidad de los Andes, Centro de Estudios de Desastres y Riesgos, cederi, 2002; Universidad de los Andes, Centro de Investigacion en Materiales y Obras Civiles, cimoc, 2002) en torno al conocimiento de las propiedades de los materiales constitutivos de tales inmuebles, asi como de los sistemas constructivos y en particular de su comportamiento ante fuerzas sismicas con el fin de mitigar el efecto de los sismos, como se puede apreciar en las figuras 1 y 2.

Gracias a estos estudios de ingenieria y a la formacion de maestros restauradores en Colombia durante la ultima decada, se han realizado intervenciones y rehabilitaciones sismicas en edificaciones de caracter patrimonial en tierra. Ejemplos de estas intervenciones en Bogota son las realizadas en la iglesia de La Candelaria (calle 11 con carrera cuarta) y la iglesia de Las Aguas (carrera segunda con calle 18). En poblaciones cercanas a la capital se pueden mencionar las capillas doctrineras de Suesca, Tenjo y Sutatausa.

Por las razones expuestas anteriormente, el Grupo de Investigacion en Materiales y Estructuras, GRIME, LLEVO a cabo una caracterizacion del sistema constructivo de edificaciones religiosas de los Andes colombianos mediante una serie de visitas tecnicas a siete iglesias, cuatro templos doctrineros localizados en las afueras de la capital: Sutatausa, Tenjo, Tausa y Suesca, y tres en Bogota: Santa Barbara, Las Aguas y La Candelaria (Lopez, 2004). Durante estas visitas se determinaron aspectos basicos como las dimensiones tipicas de los muros, los tipos de cimentacion, la configuracion en planta y en altura, los sistemas de entrepisos, las cubiertas y los acabados. La anterior informacion fue complementada con una exhaustiva recopilacion bibliografica e historica en diferentes bibliotecas y en documentos de los archivos nacionales.

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Con los resultados de esta primera fase del proyecto y con la caracterizacion del sistema estructural, los grupos gimeci de la Escuela Colombiana de Ingenieria, grime y Estructuras de la Pontificia Universidad Javeriana y el laboratorio de estructuras de la Escuela Colombiana de Ingenieria sumaron esfuerzos para caracterizar experimentalmente el comportamiento sismico de los muros de adobe de edificaciones monumentales como la capilla doctrinera mostrada en la figura 3.

Con el objetivo de estudiar el comportamiento en el plano de muros de adobe representativos de las edificaciones religiosas en tierra del area andina colombiana y con el fin de plantear una alternativa de rehabilitacion novedosa y poco invasiva, se construyeron muros de adobe a escala real con el fin de ensayarlos ante cargas seudodinamicas paralelas al plano del muro.

Antes de construir los muros se llevaron a cabo pruebas de laboratorio sobre los materiales constitutivos de ellos. En la tabla 1 se muestran los resultados de resistencia a la compresion de las piezas de adobe, los cuales fallaron. Por su parte en la tabla 2 se pueden observar los resultados de las pruebas de compresion sobre el mortero de pega. Es importante mencionar que para determinar esta resistencia se elaboraron probetas en forma cilindrica y en forma cubica. Finalmente, en la tabla 3 se muestra la resistencia maxima y el modulo de elasticidad de la mamposteria de adobe. Estos ultimos resultados fueron obtenidos a partir de pruebas de compresion simple sobre pilas de adobe pegados con mortero.

Construccion de los muros e instrumentacion durante las pruebas

Se construyeron en el laboratorio cinco muros de adobe de 3.5 metros de largo, 3 metros de altura y 0.52 metros de espesor, representativos de las edificaciones religiosas del area andina. Cada uno de los muros fue construido con una cimentacion similar a las descritas por Lopez (2004). En las figuras 4 y 5 se muestra el proceso constructivo de los muros, en donde se simulo una zanja mediante el uso de un cajon rigido de acero en el que se ubicaron las piedras rellenando el espacio entre ellas con argamasa de cal y arena.

Posteriormente se construyeron los muros; en las figuras 6 y 7 se presentan fotografias que ilustran el proceso constructivo. Los tres primeros muros fueron elaborados simultaneamente y tuvieron un tiempo de secado de aproximadamente un mes.

Los dos muros restantes, a los cuales se les instalo la alternativa de rehabilitacion, fueron construidos posteriormente. De la misma manera, sobre los muros se ubicaron las vigas de coronacion y de carga que fueron las encargadas de transmitir la fuerza gravitacional al muro.

Es importante anotar que este esquema de transmision de la carga vertical fue disenado y construido de acuerdo con las visitas tecnicas de inspeccion reportadas en Lopez (2004).

Una vez construidos los muros se instalaron todos los elementos necesarios para la ejecucion de las pruebas seudodinamicas. En la figura 9 se presenta de manera detallada el montaje utilizado para aplicar la carga tanto en direccion vertical como en direccion horizontal paralela al plano del muro. La carga fue transmitida al muro a traves de un perfil de alta rigidez unido firmemente a los elementos de madera --vigas corona y vigas de carga-- mediante tornillos (vease la figura 8). Durante todas las pruebas se aplico una carga vertical de compresion constante de 67 kN. Este valor fue estimado con base en el peso de la cubierta en el que se incluyen las tejas de barro cocido, el peso de las cerchas, la esterilla de guadua y la capa de mortero de nivelacion. El peso de estas cargas se estimo en 3.5 kN/[m.sup.2]. Dicha fuerza vertical se aplico mediante un gato hidraulico que reaccionaba simultaneamente contra el marco de acero y contra el perfil (vease la figura 10). Es importante mencionar que se diseno el experimento de tal manera que la carga vertical no afectara la rigidez del muro, para lo cual fue necesario implementar un sistema de rodamientos que garantizaron un movimiento no restringido del muro en direccion de su plano. La presion se transmitio al gato hidraulico vertical a traves de una bomba y se midio la carga mediante una celda de carga calibrada para tal fin. Por otro lado, la carga ciclica en direccion del plano del muro fue aplicada mediante un actuador dinamico marca mts con una capacidad de 350 kN a compresion y 240 kN a traccion, y un rango de recorrido del embolo de +/- 250 mm. El actuador estaba firmemente unido al perfil mediante pernos de alta resistencia y la fuerza reaccionaba contra el marco de carga de acero (vease la figura 9).

Por su parte los desplazamientos del muro fueron registrados mediante dos deformimetros --tecnologia LVDT-- ubicados a media altura del muro y en la zona superior de ellos. En la figura 11 se muestra un detalle del deformimetro ubicado a media altura.

Los ensayos fueron controlados a traves de ciclos de carga y descarga que se incrementaban con el tiempo. En la figura 12 se muestra el registro de desplazamiento en funcion del tiempo en la parte superior del muro. La frecuencia de movimiento de todos los ensayos fue de 8 ciclos por minuto; de tal forma fue posible observar los diferentes estados de deterioro del muro a medida que se generaban incrementos en la deriva. Este valor de velocidad se escogio de acuerdo con lo reportado en la referencia (Rodriguez et al., 2003).

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Resultados de los ensayos de laboratorio sobre los muros sin refuerzo

Mecanismo de falla

La falla de los tres muros ensayados se origino en la aparicion de grietas verticales debidas a esfuerzos de tension (veanse las figuras 13 a 16). Teniendo en cuenta que la mamposteria de adobe es un material cuya ley constitutiva tiene un importante componente de friccion y con una cohesion relativamente baja, es claro que la falla se genera cuando los esfuerzos de corte promedio originados por cargas en el plano alcanzan valores que estan en el orden de magnitud de los esfuerzos verticales promedio. Lo anterior fue acompanado por grietas inclinadas que iniciaban en la cimentacion y que progresivamente se convertian en grietas verticales asociadas con esfuerzos de tension.

A pesar de que las grietas verticales fueron comunes en los tres muros estudiados, la distribucion de dichas grietas a lo largo del muro fue sustancialmente diferente. En el primer caso se genero una gran grieta vertical (figura 14) acompanada de pequenas grietas distribuidas a lo largo del muro. En el segundo muro se generaron multiples grietas de marcada importancia a lo largo del muro acompanadas de una grieta en uno de los extremos del muro. Por ultimo, la falla del tercer muro (veanse la figura 16) estuvo dominada por una unica grieta en uno de los extremos y por la ausencia de grietas distribuidas en su longitud. Esta ultima grieta genero el desprendimiento de una seccion del muro.

Ciclos de histeresis

En las figuras 17 a 19 se presentan los ciclos histereticos de los tres muros ensayados. En los tres casos la fuerza maxima resistente fue del orden de los 41 kN. Esta fuerza distribuida en el area del muro origina un esfuerzo a corte resistente promedio de 230 kPa (vease la tabla 4). Debe mencionarse que este esfuerzo esta en el orden de magnitud de los reportados en la literatura tecnica colombiana (Rodriguez et al., 2003). Adicionalmente, al observar los ciclos de carga y descarga es claro que no se presentan caidas importantes en la resistencia del muro una vez el material incursiona en el rango inelastico. Por otro lado, el area de los ciclos histereticos del tercer muro fue notablemente inferior al area de los ciclos del segundo y del primer muro, y el area al interior de los ciclos de histeresis del primer muro fue superior al area encerrada por los ciclos del tercer muro. De acuerdo con el anterior razonamiento y teniendo en cuenta la evidencia experimental, es probable que la distribucion de grietas a lo largo del muro sea decisiva en la disipacion de energia histeretica. De esta manera, el muro 2 disipo mas energia a traves de la aparicion de una gran cantidad de grietas, mientras que el muro 3 concentro toda la disipacion de energia en una gran grieta y por esta razon sus ciclos presentan una menor area interior.

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Los ciclos presentados en las figuras 17 a 19 corresponden con un postproceso de la informacion para que estos queden centrados con respecto al origen. Sin embargo, en todos los ensayos se observo que los muros se desplazaban tambien como cuerpos rigidos. Este fenomeno se puede observar al analizar los datos para el tercer muro que se muestran en la figura 20. Observese que para los ciclos avanzados el muro tiene un desplazamiento permanente de 10 mm.

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Calculo del dano sismico

De acuerdo con la modelacion del fenomeno del dano continuo isotropo reportado en la literatura (Oller et al., 1996), se supone un espacio real "danado" sometido a un esfuerzo real s equivalente a un espacio efectivo sometido a un esfuerzo efectivo so. Para relacionar estos dos espacios se define una variable interna denominada d que controla el dano y que varia entre 0 y 1 (0 [menor que o igual a] d [menor que o igual a] 1). De esta manera, el valor d=0 representa no dano --es decir, ninguna perdida de la pendiente elastica-- y cuando d toma el valor de 1.0 implica un dano total y perdida de la capacidad elastica del sistema. De acuerdo con lo anterior, es posible establecer la siguiente relacion entre los esfuerzos descritos anteriormente:

[[sigma].sub.0] = [sigma]/(1-d) (Ecuacion 1)

La degradacion de la rigidez en el modelo constitutivo de dano esta relacionada directamente con la variable interna d, lo cual implica a la luz de la ecuacion 1 que la variable interna de dano d puede ser estimada a partir de la disminucion de la rigidez a medida que el material incurre en el rango no lineal del comportamiento.

Teniendo en cuenta lo anterior, se uso la variacion de la pendiente de la recta que une los puntos extremos de cada uno de los ciclos de histeresis para estimar la evolucion de dano a medida que se incrementaba la deriva maxima aplicada al muro. Bajo este esquema, el dano se calculo de la siguiente manera:

d = 1 ([K.sub.i]/ K max) (Ecuacion 2)

donde Ki representa la pendiente de la recta que une los puntos extremos de un ciclo cualquiera y Kmax representa la maxima pendiente de todos los ciclos que corresponde a la pendiente elastica registrada en los primeros ciclos de carga y descarga (vease la figura 21). Teniendo en cuenta lo anterior, se elaboro la grafica de la figura 22 en donde se observa la evolucion del dano a medida que se incrementa la deriva aplicada. Esta grafica corresponde a la funcion de vulnerabilidad de los muros ensayados y permite compararla con el comportamiento de otras tipologias de sistemas estructurales reportados en la literatura tecnica especializada.

De acuerdo con la figura 22, la evidencia experimental sugiere una elevada vulnerabilidad sismica estructural de los muros de adobe para pequenos desplazamientos relativos de entrepiso. En particular, los muros ensayados presentan un dano cercano al 80 % para una deriva del 0.25%, mientras que para esos niveles de desplazamiento otros sistemas estructurales como el de muros de concreto no tienen dano o presentan danos del 40%, como el que se presenta para la mamposteria simple de ladrillo cocido.

Finalmente se muestra en la figura 23 un esquema en donde se grafican para un ciclo de carga y descarga los registros de fuerza en funcion del tiempo y de desplazamiento en funcion del tiempo. Observese que existe un desfase en la respuesta del muro y del gato hidraulico dinamico. Lo anterior se debe a que el gran peso y masa del muro generan una inercia tal que retarda su respuesta ante las cargas aplicadas. Es importante anotar que este efecto inercial --masa por la aceleracion-- fue descontado en la estimacion de la fuerza presentada en los ciclos de histeresis --fuerza resistida por el muro en la base en funcion de la deriva--.

Alternativa de rehabilitacion sismica propuesta: tensores de acero

Alternativas existentes

Se han propuesto diversas alternativas de rehabilitacion sismica para edificaciones de adobe a escala mundial (Ginell y Tolles, 2000), latinoamericana (Meli, 1998; Vargas y Blondet, 2005) y colombiana (Rodriguez et al., 2003). Especificamente para el caso colombiano, se han propuesto y ensayado en el laboratorio dos tipos de rehabilitacion: refuerzo mediante maderas de confinamiento y refuerzo mediante malla de acero y panete de mortero de cal y arena (veanse las figuras 24 y 25). Estas dos alternativas tienen, como principal inconveniente desde el punto de vista arquitectonico, que requieren intervenir la totalidad del area del muro. Por esta razon, son bastante agresivas con la arquitectura y su aplicacion puede ser descartada cuando se desee rehabilitar una edificacion que tenga pintura mural. No obstante, debe mencionarse que tanto las maderas de confinamiento como la malla generan un notable mejoramiento en el comportamiento de los muros de tierra ante cargas sismicas tanto en direccion paralela como perpendicular a los muros.

Fundamento teorico de la alternativa de tensores de acero

A la luz de los resultados experimentales presentados en la CEDERI (Universidad de los Andes, CEDERI, 2002), el adobe se comporta como un material friccionante con una cohesion bastante baja que probablemente pueda responder a una ley constitutiva como la de Mohr-Coulomb. En este modelo constitutivo, a medida que se generan estados de esfuerzos normales, se incrementan los esfuerzos cortantes resistentes (vease la figura 26).

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En Oller (2002) se amplia este concepto considerando estados de esfuerzos tridimensionales. Es asi como en la figura 27 se presenta la superficie de fluencia para un modelo de Mohr-Coulomb en el plano de esfuerzos principales. En este modelo, el material incurre en estados inelasticos cuando la combinacion de los esfuerzos aplicados induce esfuerzos que alcanzan la superficie de fluencia. El modelo de comportamiento de Mohr-Coulomb es tal que en la medida que se generan estados de esfuerzos principales negativos --compresiones mas grandes-- crece la superficie de fluencia y por lo tanto es mas dificil generar estados inelasticos en el material. En pocas palabras, si un material cohesivo friccionante como el adobe esta sometido a esfuerzos de compresion cada vez mas grandes, es mas dificil inducir fallas debidas a cortante.

Con base en el anterior concepto y teniendo en cuenta las ideas presentadas en Meli (1998), el grupo de investigacion Estructuras ideo la alternativa de rehabilitacion basada en tensores de acero. Tal como se explico anteriormente, los esfuerzos de tension son los responsables de la aparicion de las grietas en la mamposteria de adobe y tapia pisada. De esta manera, si se logra disminuir los esfuerzos de tension se puede me jorar sustancialmente el comportamiento de los muros de tierra. Mediante la alternativa de rehabilitacion propuesta se pretende anular los esfuerzos de tension generados en los muros de adobe cuando estos estan sometidos a cargas paralelas al plano del muro. Para llevarlo a cabo, se aplicaron cargas de compresion en los muros a traves de varillas de acero postensionadas.

Diseno de la alternativa de rehabilitacion

En la figura 28 se presenta un esquema de la alternativa propuesta e implementada sobre los muros ensayados en el laboratorio. En total se colocaron cuatro tensores en direccion vertical --dos por cada cara del muro-- y cuatro tensores en direccion horizontal --dos por cada cara del muro--. Los tensores de acero consistieron en varillas de acero de media pulgada de diametro con esfuerzo de fluencia de 420 mpa y con tornillos de acero soldados en el extremo. Estas barras de acero son las tipicamente utilizadas como refuerzo en estructuras de concreto.

Para establecer el valor de la fuerza que debia ser aplicada en cada direccion del muro, se elaboro un modelo de computador de los muros de adobe por el metodo de los elementos finitos mediante elementos solidos (vease la figura 29) en el programa sap 2000[R]. A dicho modelo se le aplico una carga en direccion del plano del muro igual a la carga promedio resistida por los muros sin ningun tipo de refuerzo (41 kN) y una carga vertical de 67 kN (vease la figura 30). Una vez realizado lo anterior, se aplico una serie de cargas de compresion en direccion vertical y horizontal hasta el punto en donde se lograron anular los esfuerzos maximos positivos en la zona central de los muros.

Es asi como en la figura 31 se muestran los esfuerzos finales al superponer todas las cargas actuantes. Es claro que al aplicar la fuerza de los tensores se generan esfuerzos cercanos a 0 kPa en toda la zona central del muro --color amarillo--. Para llegar a este estado de esfuerzos se aplicaron 80 kN en direccion vertical y 80 kN en direccion horizontal. Esto implica que por cada tensor --varilla de 12.7 mm de diametro-- se aplicaron 20 kN, lo que conlleva que los tensores se encuentran trabajando con un esfuerzo de 160 mpa --factor de seguridad de 2.7--.

No obstante, se presentan esfuerzos positivos en las esquinas y es probable que se generen fallas locales en dichos puntos. Sin embargo, y desde el punto de vista teorico, la alternativa de rehabilitacion garantizaria la integridad del muro al no generarse grietas importantes por tension.

Con la anterior informacion se desarrollaron modelos detallados por el metodo de los elementos finitos de los perfiles que sirven de reaccion a los tensores de acero. Estos elementos fueron disenados de tal manera que tuviesen un factor de seguridad similar al de las varillas de tensionamiento. Asi mismo, se tuvo en cuenta en el diseno que los esfuerzos de contacto --compresion-- entre los perfiles de acero y el muro de adobe tuviesen un factor de seguridad superior a 2.0. En la figura 32 se muestra la modelacion de los perfiles ubicados en las zonas superior e inferior del muro.

Proceso de instalacion de la alternativa de rehabilitacion propuesta

Como primera medida fueron construidos los perfiles de acero que sirvieron como reaccion de las cargas de tensionamiento. Estos perfiles fueron elaborados con acero A-36 --esfuerzo de fluencia de 250 mpa-- y fueron unidos mediante soldadura grado 60 (vease la figura 33). Por su parte, se soldaron a las puntas de las barras de acero de 12.7 mm de diametro dos tornillos en sus puntas. Asi mismo, se instalaron en la zona central de las varillas strain gage --galgas extensometricas-- (vease la figura 34) que permitieron determinar con exactitud la carga de tension de 20 kN de cada una de las varillas.

Simultaneamente con el proceso de fabricacion del sistema de tensionamiento, se realizaron las regatas para la instalacion de las barras de acero y se hicieron los agujeros en la zona inferior en donde se ubicarian los perfiles de acero de reaccion (veanse las figuras 35 y 36).

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[FIGURA 30 OMITIR]

[FIGURA 31 OMITIR]

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Posteriormente se ubicaron tanto los perfiles laterales, superiores e inferiores, asi como las varillas. En el caso de los agujeros inferiores, se rellenaron los espacios remanentes entre los perfiles y el muro mediante una mezcla de barro que permitio transmitir de una mejor manera las cargas de tensionamiento. En las figuras 37 a 39 se muestran imagenes de la instalacion de los perfiles metalicos y de las barras de acero.

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[FIGURA 34 OMITIR]

[FIGURA 35 OMITIR]

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Finalmente, fueron tensadas las varillas mediante llaves inglesas que proporcionaban la fuerza suficiente para apretar las tuercas. A medida que se iban tensando las varillas, se registraba la fuerza de cada barra de acero mediante los strain gages. Se siguio dicho proceso hasta lograr en las ocho barras una fuerza de 20 Kn.

Una vez llevado a cabo el anterior proceso, se ejecutaron las pruebas seudodinamicas sobre los dos muros reforzados con el fin de establecer el comportamiento ante cargas paralelas al plano del muro.

Ensayos sobre los muros rehabilitados con los tensores de acero

Mecanismo de falla

Al final del ensayo, los muros no presentaron danos de importancia en la zona central. Sin embargo, se generaron grietas en las esquinas superiores e inferiores que precisamente corresponden a las zonas no confinadas por los tensores de acero. Para el caso del muro 2, se genero una perdida de alineacion debido al desprendimiento de sus esquinas inferiores. Mediante los ensayos seudodinamicos no se logro llevar al colapso los muros reforzados --como si ocurrio con los muros sin ningun tipo de refuerzo-- debido a que se alcanzaron los desplazamientos maximos del sistema de aplicacion de cargas. Sin embargo, debe mencionarse que los muros fueron llevados a derivas promedio que fueron 85% superiores a las alcanzadas por los muros sin ningun tipo de refuerzo. En la etapa final de los ensayos, los muros giraban a manera de cuerpo rigido, presentandose fallas concentradas en las esquinas. La zona que estaba confinada por los tensores de acero no presento ninguna grieta de tension ni de cortante y se mantuvo la integridad del sistema (veanse las figuras 40 y 41).

Ciclos de histeresis

En las figuras 42 y 43 se presentan los ciclos histereticos de los dos muros ensayados. La maxima fuerza resistente de estos muros fue de 47 kN para el primero y 49kN para el segundo. Esta fuerza distribuida en el area del muro origina un esfuerzo a corte resistente promedio de 269 kPa, lo cual implica un incremento del 18% con respecto a los muros sin refuerzo.

Sin embargo, en lo referente a desplazamientos maximos del muro, se llego a derivas superiores en un 85% a las alcanzadas por los muros sin ningun tipo de refuerzo. Estas derivas se alcanzaron con muy pocos danos en la zona central de los muros. Por otro lado, en las figuras 42 y 43 se observa que, para los estados avanzados de carga, el segundo muro presenta un corrimiento permanente, lo cual esta claramente relacionado con el dislocamiento generado entre la zona central del muro y las esquinas inferiores. Por su parte, en las figuras 44 y 45 se presentan algunos de los ciclos centrados mas representativos de las pruebas efectuadas.

De acuerdo con los resultados anteriores, se presentan dos comportamientos claramente demarcados en los ciclos de histeresis: un comportamiento hasta el punto en que se alcanza la resistencia maxima y, posteriormente, otro comportamiento en donde los ciclos de histeresis se comportan como elipses inclinadas. Este ultimo comportamiento se debe probablemente al desprendimiento de las esquinas y al giro del muro como un cuerpo rigido.

Conclusiones

A traves de los ensayos realizados, se encontraron las caracteristicas generales del comportamiento de los muros de adobe sin ningun tipo de refuerzo ante cargas ciclicas aplicadas en su plano principal, tales como rigidez inicial y niveles de dano, ciclos de histeresis, capacidad maxima promedio resistente a cortante --230 kPa para los tres muros ensayados-- para el nivel de carga vertical aplicado.

A pesar de que en la construccion de los tres muros sin refuerzo se usaron los mismos materiales y mano de obra, los resultados, en cuanto a la energia disipada por incursiones del material en el rango no lineal, difieren sustancialmente entre los tres muros debido al esquema de formacion de grietas durante los procesos de carga y descarga. Esto implica la existencia de otros factores que intervienen en el proceso de curado del muro y que dificultan enormemente la prediccion de su comportamiento.

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Los resultados experimentales evidenciaron la alta vulnerabilidad sismica de los muros construidos con tierra, originada en la baja resistencia del material y los excesivos danos en el conjunto material-pega para bajos niveles de deriva estructural.

Los muros rehabilitados mediante tensores de acero demostraron un mejor comportamiento que sus similares sin refuerzo. Esto se debio principalmente al mejoramiento de la estabilidad del sistema estructural y a la ausencia de grietas en la zona confinada.

Aunque no se incremento demasiado la resistencia (18%), si se aumento la capacidad de desplazamiento del sistema estructural en un 85% sin que se presentara un colapso.

El impacto arquitectonico de la intervencion propuesta probablemente sea inferior al de otras alternativas de rehabilitacion sismica reportadas en la literatura tecnica, sobre todo en el caso de la existencia de pintura mural.

No se recomienda usar tensores por una sola cara del muro para evitar excentricidades.

Trabajos futuros

Para trabajos futuros se debe analizar en detalle el problema de la estabilidad del muro para cargas que actuen en direccion perpendicular al plano del mismo. Esto es critico para muros con altas relaciones de esbeltez o longitudes muy grandes.

Se debe estudiar la variacion de la carga de tensionamiento en funcion del tiempo, con el fin de establecer las deformaciones plasticas para cargas continuas en el tiempo (creep).

Se recomienda estudiar sistemas alternativos de fijacion de las varillas.

Se sugiere evaluar sistemas de medicion del tensionamiento de las varillas que permitan controlar las cargas en el tiempo.

En trabajos futuros se establecera el beneficio del tipo de refuerzo utilizado en funcion de la relacion costo/resistencia incrementada, asi como de la resistencia minima necesaria del muro para soportar un sismo tipico de la zona andina colombiana.

Recepcion 1 de marzo de 2007

Evaluacion 18 de septiembre de 2007

Aceptacion 7 de diciembre de 2007

Referencias

Earthquake Engineering Research Institute, eeri (2003). "Preliminary Observations on the Bam, Iran, Earthquake of December 26, 2003", recuperado en enero, 2004, disponible en http:// www.eeri.org

Ginell, W. y Tolles, L. (2000). "Seismic Stabilization of Historic Adobe Structures". Journal of the American Institute for Conservation, 39 (1), articulo 12.

Lopez, C. (2004). Rehabilitacion de arquitectura en tierra en el area andina. Bogota: Reporte de Investigaciones, GRIME.

Meli, R. (1998). Ingenieria estructural de los edificios historicos. Mexico d.f.: Fundacion ICA.

Ojeda, M. y Munoz, E. (2002). Analisis estructural de inmuebles en tierra y/o arcilla y su comportamiento sismorresistente en nuestro medio. Trabajo de investigacion para acceder al titulo otorgado por la Maestria en Restauracion de Monumentos Arquitectonicos. Bogota: Pontificia Universidad Javeriana.

Oller, S. (2002). Dinamica no lineal. Barcelona: Ediciones upc, Centro Internacional de Metodos Numericos para el Calculo y Diseno en Ingenieria.

Oller, S., Luccioni, B. y Barbat, S. (1996). "Un metodo de evaluacion del dano sismico en estructuras de Hormigon Armado". Revista Internacional de Metodos Numericos para el Calculo y Diseno en Ingenieria, 122: 215-238.

Ramirez, J. (1975). El terremoto de Cucuta 100 anos despues: 18 de mayo de 1875-18 de mayo de 1975. Bogota: Instituto Geofisico de los Andes Colombianos.

Rodriguez, A., Fonseca, L., Yamin, L., Phillips, C. y Reyes, J. (2003). "Comportamiento sismico y alternativas de rehabilitacion de edificaciones en adobe y tapia pisada con base en modelos a escala reducida ensayados en mesa vibratoria". Revista de Ingenieria (Universidad de los Andes, Facultad de Ingenieria), 18: 175-190.

Universidad de los Andes, Centro de Estudios de Desastres y RIESGOS, CEDERI (2002). Estudio de vulnerabilidad sismica, rehabilitacion y refuerzo de casas de adobe y tapia pisada a nivel nacional. Informe preparado para Asociacion Colombiana de Ingenieria Sismica, AIS. Bogota.

Universidad de los Andes, Centro de Investigacion en Materiales y Obras Civiles, CIMOC (2002). Estudio de vulnerabilidad sismica de las edificaciones construidas en tecnicas tradicionales de adobe y tapia pisada. Informe preparado para la Corporacion Barrio La Candelaria. Bogota.

Vargas, J. y Blondet, M. (2005). "35 anos de investigacion en la Pontificia Universidad Catolica del Peru". Memorias digitales del evento SismoAdobe. Lima: Pontificia Universidad Catolica del Peru.

Yamin, L., Phillips, C., Reyes, J. y Ruiz, D. (2007). "Estudios de vulnerabilidad sismica, rehabilitacion y refuerzo de casas en adobe y tapia pisada". Revista Apuntes, 20 (2).

Otras fuentes

Instituto Geofisico de la Pontificia Universidad Javeriana. Imagenes del archivo fotografico, recopilado por el Ingeniero Alfonso Amezquita Nieto.

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Este articulo es resultado del proyecto de investigacion "Rehabilitacion de arquitectura en tierra en el area andina", llevado a cabo entre 2002 y 2005 como proyecto conjunto de grupos de investigacion de la Pontificia Universidad Javeriana y la Escuela Colombiana de Ingenieria "Julio Garavito". Los autores desean agradecer la colaboracion de las siguientes unidades academicas: Laboratorio de Estructuras y Facultad de Ingenieria Civil de la Escuela Colombiana de Ingenieria; Vicerrectoria Academica, Departamento de Ingenieria Civil, Maestria en Restauracion de Monumentos Arquitectonicos, y Facultad de Arquitectura y Diseno de la Pontificia Universidad Javeriana. Las figuras que no tienen especificada la fuente son de propiedad conjunta de la Pontificia Universidad Javeriana y la Escuela Colombiana de Ingenieria.

Cecilia Lopez Perez

Pontificia Universidad Javeriana, Bogota, Colombia

lopez.c@javeriana.edu.co

Arquitecta y magistra restauradora. Directora del Grupo de Investigacion en Materiales y Estructuras, grime, y coordinadora del area tecnica de la Maestria en Restauracion de Monumentos Arquitectonicos de la Pontificia Universidad Javeriana.

Daniel Ruiz Valencia

Pontificia Universidad Javeriana, Bogota, Colombia

daniel.ruiz@javeriana.edu.co

Ingeniero Civil y M.Sc. Jefe del Laboratorio de Pruebas y Ensayos, Profesor Asistente e Investigador del grupo estructuras del Departamento de Ingenieria Civil, Pontificia Universidad Javeriana.

Sandra Jerez Barbosa

Escuela Colombiana de Ingenieria

sjerez2004@yahoo.com

Ingeniera Civil y M.Sc. candidata a Ph.D. Profesora asistente e investigadora del Grupo de Investigacion en Estructuras y Materiales, gimeci, de la Escuela Colombiana de Ingenieria.

Pedro Quiroga Saavedra

Escuela Colombiana de Ingenieria

pquiroga@escuelaing.edu.co

Ingeniero Civil, M.Sc. y Ph.D. Profesor asociado e investigador del Grupo de Investigacion en Estructuras y Materiales, GIMECI, de la Escuela Colombiana de Ingenieria.

Jairo Uribe Escamilla

Escuela Colombiana de Ingenieria

juribe@escuelaing.edu.co

Ingeniero Civil, M.Sc. y Ph.D. Profesor titular y director del Grupo de Investigacion en Estructuras y Materiales, GIMECI, de la Escuela Colombiana de Ingenieria.

Edgar Munoz Diaz

Escuela Colombiana de Ingenieria

edgar.munoz@javeriana.edu.co

Ingeniero Civil y M.Sc. Profesor Asociado e Investigador del grupo Estructuras del Departamento de Ingenieria Civil, Pontificia Universidad Javeriana.

* Los descriptores y key words plus estan normalizados por la Biblioteca General de la Pontificia Universidad Javeriana.
Tabla 1:
Resistencia a la
compresion de piezas de
adobe.

  Especimen                Esfuerzo
                       resistente (MPa)

      1                      5.94
      2                      2.87
      3                      5.93
      4                      3.03
      5                      6.55
      6                      3.04

Tabla 2:
Resistencia a la
compresion del mortero
de pega.

Especimen         Tipo            Esfuerzo
                              resistente (MPa)

    P1            Cubo              0.91
    P2            Cubo              1.00
    P3            Cubo              1.01
    P4            Cubo              1.04
    P5          Cilindro            0.69
    P6          Cilindro            0.76

Tabla 3:
Resistencia a la
compresion y modulo
de elasticidad de
mamposteria de adobe.

                          Esfuerzo            Modulo de
  Especimen          resistente (MPa)    elasticidad (kPa)

      1                       0.73                 72200
      1A                      0.82                 59798
      2A                      0.72                 92423
      4                       0.89                 46334
      5                       1.05                 84831
      6                       0.82                 72680
      7                       1.26                100420
      8                       1.26                100610
      9                       1.48                 83847
     10                       1.27                 55072
     11                       1.23                 71070
     12                       1.02                 62801
     13                       0.78                 84329
     14                       1.00                 49063

Tabla 4:
Fuerza resistente y
esfuerzo resistente de los
muros ensayados.

   Muro         Carga Resistente          Esfuerzo cortante
    No            (kN)                resistente promedio (kPa)

     1                 42                        235
     2                 38                        213
     3                 43                        241
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Author:Lopez Perez, Cecilia; Ruiz Valencia, Daniel; Jerez Barbosa, Sandra; Quiroga Saavedra, Pedro; Uribe E
Publication:APUNTES - Journal of Cultural Heritage Studies
Date:Jul 1, 2007
Words:6180
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