Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural MODELACIÓN NUMÉRICA DE MUROS DE MAMPOSTERÍA SUJETOS A HUNDIMIENTO 1 2 Leonel Campos-Rodríguez , Ramsés Rodríguez-Rocha , Esteban Flores-Méndez 3 RESUMEN Uno de los problemas más comunes en casas de interés social en la ciudad de México es el agrietamiento en los muros de mampostería provocados por los hundimientos diferenciales. El hundimiento puede ocasionar la disminución de la capacidad de los elementos estructurales, aparición de grietas y el incumplimiento del estado límite de servicio poniendo en riesgo su funcionalidad. Lo anterior puede ocasionar, además, pérdidas económicas significativas. Por lo tanto, existe la necesidad de estudiar la relación entre el hundimiento y el agrietamiento en los muros de mampostería para prevenir daños y pérdidas de vidas humanas y económicas. El objetivo de este trabajo es determinar la ubicación del agrietamiento inicial en muros de mampostería, utilizados en casas habitación. Para esto, se definió un modelo numérico utilizando ANSYS® y se calibró con datos numéricos y experimentales de la literatura. Se estudiaron nuevas geometrías típicas en las casas habitacionales de la ciudad de México con diferentes relaciones altura-longitud, sometidas a condiciones típicas de hundimientos. Adicionalmente se corroboraron los patrones de agrietamiento típico por hundimiento. Los resultados demuestran la eficacia del modelo numérico propuesto. ABSTRACT One of the most common problems in low income housing in Mexico City is cracking in masonry walls caused by differential ground settlements. This might cause a decreased capacity of structural elements, cracking and failure of the serviceability limit state threatening functionality. This may cause further and significant economic losses. Therefore, it is needed to study the relationship between settlements and cracking in masonry walls to prevent structural damage, human and economic losses. The objective of this work is to determine the location of initial cracking in masonry walls used in houses. For this, a numerical model was defined using ANSYS® and calibrated with numerical and experimental data from literature. New typical geometries for residential houses in the city of Mexico were also studied with different heightlength relationships, under typical settlement conditions. Additionally typical cracking patterns due to settlements were corroborated. Results demonstrate the effectiveness of the proposed numerical model. INTRODUCCIÓN El hundimiento es un movimiento descendente irreversible del suelo. Éste es continuo en la ciudad de México y se puede originar por el tipo de suelo, cimentación, geometría de la estructura, peso y a la extracción de agua. 1 Instituto Politécnico Nacional, SEPI-ESIA-UZ, leonel.campos.rodriguez@gmail.com 2 Profesor e Investigador, Instituto Politécnico Nacional, SEPI-ESIA-UZ, rrodriguezr@ipn.mx 3 Profesor e Investigador, Instituto Politécnico Nacional, SEPI-ESIA-UZ, efloresm@ipn.mx 1 XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Estructural Acapulco, Guerrero 2012 La Ciudad de México cuenta con un subsuelo complejo, físicas, mecánica y químicamente; por tal motivo es vulnerable, y un pequeño cambio en sus propiedades, podría modificar su entorno y todo lo que dependa de él. Por ejemplo; el exceso de humedad, la extracción de agua en el subsuelo, la consolidación de estratos y grandes oquedades originan cambios como asentamientos diferenciales, colapso parcial o total de una estructura. Una señal que no puede pasar desapercibida es la aparición de grietas en mampostería debidas al asentamiento del suelo. Con el propósito de definir un modelo numérico que represente la relación entre el hundimiento y el agrietamiento es necesario partir de un modelo del comportamiento mecánico del material. Para esto se presenta el modelo constitutivo de Meli y Reyes (1971). MODELO CONSTITUTIVO DE LA MAMPOSTERÍA Para incorporar la función constitutiva de la mampostería al modelo homogeneizado propuesto se tomaron los datos experimentales de Meli y Reyes (1971), para tabique rojo recocido con mortero 1:0:3 (cemento-calarena), Figura 1. Figura 1. Función constitutiva de la mampostería de tabique rojo recocido (Meli y Reyes, 1971) Se incorporó esta función al modelo numérico en ANSYS®, igualando las condiciones como se llevaron a cabo en el laboratorio. La Figura 2 muestra una adecuada aproximación entre los resultados del modelo numérico con los experimentales. Figura 2. Comparación de resultados 2 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural CALIBRACIÓN PARA LA ENERGÍA DE FRACTURA DE LA MAMPOSTERÍA. Con el fin de relacionar el hundimiento con el agrietamiento inicial es necesario conocer el valor en el que la mampostería comienza a agrietarse. Existen dos mecanismos diferentes de falla para muros ensayados a tensión (López et al., 1998). El primero presenta falla por fisuración en las juntas verticales y horizontales en forma de zigzag el segundo muestra agrietamiento perpendicular a la fuerza de tensión siguiendo las juntas verticales de mortero y atravesando los tabiques. En este trabajo se consideró este último y se relacionó con la energía de fractura (Gf). Van der Pluijin (López et al., 1998) determinó que la Gf para probetas de mampostería ensayadas a tensión variaba entre 0.005 y 0.02 N-mm/mm2. En este trabajo, para efectos de seguridad, se consideró el valor más pequeño y se igualó con el área debajo de la curva de la Figura 3 para así determinar el valor de esfuerzo cuando inicia el agrietamiento. Con base en lo anterior se calculó un valor de 0.147 N/mm2 igual a 0.0147 kgf/mm2. Figura 3. Curva experimental tensión-desplazamiento. Falla vertical. (López et al., 2008) CALIBRACIÓN DEL MODELO HOMOGENEIZADO Se utilizó el elemento PLANE183 de ANSYS® para modelar en 2D. Para 3D se utilizó un elemento SOLID65 de 8 nodos. Se utilizaron los coeficientes de transferencia de cortante para grieta abierta y cerrada propuestos por Uday y Venkatarama (2008): • • • • • Coeficiente de transferencia de cortante para una grieta cerrada 0.2 Coeficiente de transferencia de cortante para una grieta abierta 0.5 Esfuerzo de tensión uniaxial de formación de grietas, 0.0147 Kg/mm2 Esfuerzo de compresión unixial de trituración, 0.328 Kg/mm2 Esfuerzo de compresión biaxial de trituración, 0.500 Kg/mm2 El muro de mampostería se considera un material isotrópico con un módulo de elasticidad de E= 75 kg/mm2, energía de fractura de Gf =0.005 N-mm/mm2, y un coeficiente de Poisson PRXY= 0.167. El módulo de elasticidad de la trabe de concreto es de E = 210 Kg/mm2. Se usó la técnica de homogeneización. 3 XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Estructural Acapulco, Guerrero 2012 MODELO CONSTITUTIVO DE LA MAMPOSTERÍA Se propone un modelo constitutivo de la mampostería considerando las funciones a compresión y tensión de Meli y Reyes (1971); López et al. (1998), para incluirlos en el modelo numérico, Figura 4. Figura 4. Modelo constitutivo de la mampostería CALIBRACIÓN DEL MODELO HOMOGENEIZADO Para la calibración del modelo se estudiaron dos geometrías de muro (Fathy et al., 2009) mostrados en la Figura 5 y cuatro casos de desplazamiento impuesto (Figura 6). La Figura 5 sólo muestra la mitad del muro modelado pues es simétrico y la única diferencia entre las dos geometrías es los huecos de ventana. La Figura 6 también aplica para la geometría 1. Las líneas en rojo obedecen a las condiciones de apoyo simuladas. Figura 5. Geometrías (Fathy et al., 2009). Figura 6. Casos de carga (Fathy et al., 2009). 4 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural Las Figuras 7 a 11 muestran los resultados numéricos de esfuerzos para las geometrías y casos de carga estudiados. Las gráficas de σx, σy (esfuerzos ortogonales) muestran sólo esfuerzos de tensión; el color azul indica esfuerzo nulo y el rojo la presencia de esfuerzos de mayor magnitud (0.0147 kgf/mm2), que se relaciona con el comienzo de agrietamiento. Las gráficas de σxy (esfuerzos cortantes) muestran esfuerzos de tensión y comprensión; el color rojo indica la presencia de esfuerzos de tensión de mayor magnitud y de forma similar el color azul pero para esfuerzos de compresión. Además se muestra el esquema de agrietamiento de referencia (Fathy et al., 2009) para fines comparativos. Las hipótesis consideradas son: 1) los esfuerzos provocan grietas perpendiculares a su línea de acción (ej. σx, horizontal, provocará grietas verticales); 2) los esfuerzos cortantes, σxy, causan grietas diagonales; 3) la superposición de esfuerzos ortogonales (σx, σy) resultan en grietas diagonales. Con base en lo anterior, se puede observar en la Figura 7 el inicio de agrietamiento en las esquinas inferiores de la ventana para σx, σy , lo que corresponde con la ubicación de grieta diagonales de referencia. En la subgráfica σy se muestran esfuerzos en rojo debajo del centro de la ventana que se relacionan con las grietas horizontales de referencia. Algunas grietas de referencia arriba de la ventana se pueden relacionar con los σx, σxy. Cabe mencionar que sólo se presentan resultados en una mitad del muro, porque es simétrico. σx σy σxy Agrietamiento (Fathy et al., 2009). Figura 7. Distribución de esfuerzos. Geometría 1, caso 1. En la Figura 8 el agrietamiento de referencia muestra tres grietas; dos (casi verticales) que parten de esquinas de ventana que corresponden adecuadamente con las localidades rojas en las esquinas de la ventana derecha en las gráficas σx (mayormente), σy. σx σy σxy Agrietamiento (Fathy et al., 2009). Figura 8. Geometría 1, caso 2 5 XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Estructural Acapulco, Guerrero 2012 Los resultados numéricos no indican la presencia de esfuerzos en la zona donde se ubica la tercer y pequeña grieta de referencia. Para la geometría 1 caso de carga 3, el modelo numérico reprodujo adecuadamente el inicio de agrietamiento; ya que las dos grietas de esquina en el patrón de agrietamiento de referencia se relacionan con manchas rojas (esfuerzos de tensión de agrietamiento) en los modelos numéricos, principalmente σx y menormente en σy. Cabe resaltar que también se observa congruencia en la deformación entre la referencia y los modelos numéricos. σx σxy σy Agrietamiento (Fathy et al., 2009). Figura 9. Geometría 1, caso 3. En la Figura 10 se pueden observar tres grietas en el patrón de agrietamiento de referencia. La más pequeña (mayormente horizontal) se relaciona adecuadamente en posición con los esfuerzos en rojo en σy. La grieta vertical se relaciona con un anillo rojo en σx en la misma posición. Finalmente la grieta diagonal se pudo deber a la superposición de esfuerzos σx, σy en la misma posición. σx σy σxy Agrietamiento (Fathy et al., 2009). Figura 10. Geometría 1, caso 4. 6 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural El modelo numérico también se calibró con un caso de estudio sin trabes. Las líneas punteadas muestran la relación entre el resultado numérico con las grietas de referencia. Cabe mencionar que el modelo numérico no fue capaz de reproducir la grieta pequeña (horizontal) en el costado derecho. σx σxy σy Agrietamiento (Fathy et al., 2009). Figura 11. Geometría 2 sin trabes; caso 1, magnitud 2mm. Con base en los resultados anteriores se puede decir que el modelo numérico calibrado reprodujo satisfactoriamente la mayoría de las grietas de referencia. Adicionalmente y de acuerdo con el CICER (2008), existen patologías en los muros de mampostería donde se conocen las grietas típicas con desplazamientos conocidos. Uno de estos patrones típicos de agrietamiento con hundimiento parabólico se muestra en la Figura 12 (CICER). Con el fin de comprobarlo, se modeló un muro con L=3.5m, H=2.40m y un desplazamiento parabólico con valor máximo al centro de 10 mm. Se puede observar cierta similitud entre ambas gráficas (CICER contra resultados numéricos). El agrietamiento diagonal se puede deber también a la superposición de los esfuerzos en las tres direcciones, no sólo σy. CICER (2008) σy Figura 12. Agrietamiento típico por hundimiento parabólico. CASOS DE ESTUDIO Con el fin de determinar el desplazamiento mínimo requerido para inicio de agrietamiento en un muro de 2.4m de altura sin huecos y en otro con hueco (2.1m x 0.9m al centro) para puerta, se realizaron experimentos numéricos con los modelos calibrados. Se varió la relación de H/L (esbeltez vertical) y el desplazamiento con base en los cuatro casos de carga estudiados. 7 XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Estructural Acapulco, Guerrero 2012 La Figura 13, presenta los resultados para el muro sin huecos. Se puede observar que los desplazamientos son mayores para el caso de carga 4, lo cual indica que se requiere un mayor desplazamiento para producir inicio de agrietamiento en este tipo de configuración con carga puntual en un extremo y apoyo empotrado en el otro y al centro que para cualquiera de los otros tres estudiados. Por el contrario, los desplazamientos son menores para el caso de carga 3, lo cual indica que este es el caso desfavorable de los cuatro estudiados. También se observa que a medida que aumenta la relación H/L disminuye el desplazamiento mínimo requerido para iniciar el agrietamiento, es decir, a medida que el muro es más esbelto verticalmente el agrietamiento inicia con desplazamientos menores (caso desfavorable). La relación pues desfavorable es H/L=2 y la favorable es 0.5. (muros con longitud del doble de su altura). Figura 13. Desplazamiento mínimo para inicio de agrietamiento. Muro sin huecos. Los resultados para el caso de muro con hueco se muestran en la Figura 14. Se puede inferir nuevamente que el caso de carga favorable es el 4 (desplazamientos mayores necesarios para inicio de agrietamiento) y el desfavorable es 3 a excepción para H/L=1.5 (caso de carga 1). Es interesante notar que para este caso de estudio a mayor esbeltez vertical menor desplazamiento sólo hasta valores de H/L=1.5, para relaciones H/L=2 el desplazamiento aumenta. Con base en lo anterior la relación H/L=1.5 es la desfavorable. Figura 14. Desplazamiento mínimo para inicio de agrietamiento. Muro con hueco para puerta. 8 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural Comparando los resultados con el muro sin huecos, se calculó una disminución hasta de un 78% en la capacidad de deformación para los caso de carga 1,2,3 debida a la eliminación de área de muro, sin embargo su capacidad se vio reducida sólo un 22%. En este trabajo también se aplicó la metodología a un caso real (periódico Reforma http://www.terra.com.mx/noticias/articulo/1138828/) del 20 de junio del 2011 con evidencia gráfica de agrietamiento en la colonia Iztapalapa (Figura 15). Debido a que las dimensiones del muro fueron obtenidas de manera gráfica aproximada, los resultados presentan evidencia solo cualitativa del fenómeno. Se supuso empotrado un extremo y articulado en otro. Se puede observar en esta figura que existe cierta correspondencia entre los esfuerzos numéricos con las grietas. Se puede decir que la grieta principal (vertical) cerca de la persona se pudo deber a esfuerzos horizontales (σx). También se observa que todos los esfuerzos contribuyeron de alguna forma para las grietas en esquinas de ventana. Posiblemente las grietas que parten del nivel de suelo se debieron a esfuerzos de cortante (σxy). Cabe mencionar que pudo existir contribución de fuerzas laterales o de volcamiento las cuales están fuera de los alcances de este trabajo. σx σxy σy (Periódico Reforma, 20/junio/2012) Figura 15. Caso Iztapalapa CONCLUSIONES Se presenta un modelo de muro de mampostería basado en un programa comercial de elementos finitos, con un análisis estático no lineal, con carga monótona. Este modelo utiliza una función constitutiva de la literatura. El modelo se calibró con resultados experimentales de la literatura. Se estudió la ubicación del agrietamiento inicial por hundimiento basado en la energía de fractura. Además se estudió el desplazamiento mínimo necesario para provocar agrietamiento en el muro para dos geometrías y 4 casos de carga. Se concluye que la técnica de homogenización para modelado resultó adecuada, ya que se pudieron comprobar algunos patrones típicos de agrietamiento de la literatura. 9 XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Estructural Acapulco, Guerrero 2012 Con respecto al caso de muro sin huecos se concluye que la condición de carga puntual en un extremo libre y los otros dos empotrados es favorable, y con ambos extremos libres y empotrado al centro es desfavorable puesto que el agrietamiento iniciaría antes que en los otros casos de carga estudiados. Además es desfavorable la condición de agrietamiento para muros con altura del doble de su longitud y es favorable para muros con longitud del doble de su altura. En cuanto al caso de muro con hueco para puerta se concluye lo mismo que el caso sin huecos excepto que también es desfavorable el caso de carga uno (carga al centro de la mitad del muro) para H/L=1.5. Comparando los resultados con el muro sin huecos, se calculó una disminución hasta de un 78% en la capacidad de deformación para los caso de carga 1,2,3 y de 22% con respecto a capacidad. Por último se concluye que la metodología propuesta fue capaz de reproducir el patrón de agrietamiento observado para el caso real estudiado. REFERENCIAS ANSYS Release 11.0, (2007), “ANSYS, Inc. Theory Reference”. Fathy, A. M., Planas, J., & Sancho, J. M. (2009), “A numerical study of masonry cracks. Engineering Failure Analysis”, vol. 16, No. 2, pp. 675–689. Kim, J.T., and N. Stubbs (1993), “Assessment of the relative impact of model uncertainty on the accuracy of global nondestructive damage detection in structures”, report prepared for New Mexico State University. López, J., Oller, S. y Oñate, E. (1998), “Cálculo del comportamiento de la mampostería mediante elementos finitos”, Monografía CIMNE, M46, España. Meli, R. y Reyes, A. 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