Introducción

En el contexto de la práctica mexicana, en el diseño de las conexiones de acero es común que los diseñadores y fabricantes hagan adaptaciones de conexiones de manuales de diseño extranjeros (e.g. las conexiones precalificadas del ^{AISC 358-16}), ante la falta de un manual de diseño acorde al contexto de la práctica local. Esto, pese a que la tendencia constructiva y las prácticas no son idénticas en todos los sentidos. Con este panorama, algunas configuraciones de conexiones que se han empleado en edificios en México son parecidas a las conexiones precalificadas, pero formalmente no cuentan con estudios analíticos o investigaciones experimentales que respalden su comportamiento ante demandas sísmicas, generando gran incertidumbre.

Los sismos de Northridge (California, Estados Unidos) en 1994 y Hyogoken-Nanbu (Kobe, Japón) en 1995 obligaron a desarrollar nuevas investigaciones debido a los severos daños que sufrieron gran cantidad de conexiones soldadas de unión viga-columna. El daño inició en las conexiones a niveles muy bajos de demanda y una vez alcanzada la máxima capacidad, las fracturas progresaron con diferentes modos de falla dependiendo de condiciones particulares (^{Tremblay et al. 1995}; ^{FEMA 355F 2000}; ^{Tapia y Tena 2001}). Este comportamiento imprevisto en las conexiones causó alarma entre los involucrados y las investigaciones derivaron en la actualización de los códigos y reglamentos existentes proponiendo nuevas técnicas y recomendaciones.

Las estructuras de acero en México han tenido un buen comportamiento ante sismos recientes. Por una parte, en el sismo de 1985, los reportes indican el colapso de una de las tres torres del Complejo Pino Suárez de 21 pisos, mientras que las otras dos torres no colapsaron, aunque tenían deformaciones residuales importantes. De igual forma, se reportó daño grave sin colapso en el edificio Ámsterdam en la Colonia Condensa (^{Osteraas y Krawinkler 1989}; ^{Tapia y Tena 2001}). Por otra parte, en el sismo del 2017, se documentó un único edificio de tres pisos con daño en las columnas de planta baja sin colapsar (^{Tapia y García 2019}). Así, las estadísticas sobre el buen comportamiento de las estructuras de acero parecen favorables si se comparan con la respuesta de otros sistemas estructurales; sin embargo, esto no debe interpretarse como que son infalibles, sino que aún no han sido sometidos a la demanda sísmica de diseño.

Con este panorama, sería valioso establecer la vulnerabilidad de las estructuras de acero, a partir de los elementos y las conexiones con base en las condiciones y tendencias constructivas del mercado mexicano. En otras partes del mundo se han emprendido estudios equivalentes por adaptar y mejorar la práctica considerando las particularidades del mercado. Por ejemplo, ^{Kim et al. (2008)} estudiaron las conexiones convencionales empleadas en Corea a eje débil de la columna en edificios de baja altura. ^{Lee et al. (2019)} describen un programa experimental sobre el comportamiento de las conexiones más comúnmente empleadas en marcos en Japón; la investigación mostró que algunas configuraciones de conexiones a eje menor de la columna tienen un comportamiento frágil asociado a una rápida degradación de resistencia. ^{Zhang et al. (2019)} probaron cuatro conexiones de viga-columna con diferentes configuraciones bajo carga cíclica, considerando las condiciones de la práctica local en China.

Con base en lo anterior, ^{Santiago (2021)} consultó a los principales despachos de ingeniería estructural en la Ciudad de México y las dos principales fábricas de estructuras de acero para establecer la tendencia de las configuraciones de conexiones más utilizadas. De los resultados se identificó, entre otros detalles, la necesidad de estudiar analítica y experimentalmente la conexión de acero cuando la viga se conecta al eje menor de una columna con sección I. En este artículo se discute la respuesta de cuatro conexiones viga - columna en escala natural, que forman parte de un ambicioso estudio que está encaminado a analizar la vulnerabilidad de edificaciones estructuradas con acero en el contexto de la práctica mexicana. Esta investigación pretende i) evaluar la respuesta inelástica de conexiones mediante pruebas experimentales; ii) estimar la evolución del mecanismo de daño y compararlo con aproximaciones analíticas de estándares especializados; y iii) establecer recomendaciones simples para mejorar la respuesta de las conexiones ante sismos intensos.

Descripción de los especimenes

El artículo se centra en analizar el comportamiento de dos configuraciones de conexiones de viga I a columna I con patines unidos al alma de la columna (eje débil). Dada la variabilidad de las configuraciones usadas en la práctica local, se estudiaron dos soluciones de conexiones a momento al eje menor de la columna I llamadas CTA y CPA (Figura 1). En cada caso se ensayaron dos especímenes idénticos.

Figura 1 Configuraciones de conexiones estudiadas 

La conexión CTA (Figura 1a) es una configuración adaptada a las condiciones locales por lo diseñadores y fabricantes de las recomendaciones para la conexión a momento soldadas a patín y soldadas al alma conocidas también como WUF-W por sus siglas en inglés (^{AISC 358-16}). Los patines de la trabe se unen mediante soldadura de penetración completa a una placa en forma de T que sirve también como atiesador al alma de la columna. La conexión CPA (Figura 1b) es una configuración de conexión a momento donde la unión se realiza mediante una placa sin aristas que une el alma de la trabe a los cartabones que atiesan el alma de la columna. En ambos casos, se realiza una muesca en el alma de trabe, que debe atender las recomendaciones del suplemento del ^{AWS D1.8 (2016)}, que equivale a la sección 10.1.10 de las ^{NTC-DCEA (2020)}. Los patines de la trabe se unen al cartabón del alma de columna mediante cordones de soldadura de penetración completa y tiene una placa vertical con cuatro tornillos que se utilizan en el proceso de montaje. La configuración incluye cartabones en el lado contrario de la conexión para atiesar el alma de la columna en ambos ejes. Es posible consultar mayores detalles de las conexiones estudiadas y sobre el proceso de selección en ^{Santiago (2021)}.

En el proceso de diseño se siguió el procedimiento de diseño de capacidad que establece el Capítulo 12 de las NTC-DCEA. Con base en los requisitos para marcos de ductilidad alta, las secciones para la trabe y la columna son tipo 1 (compactas). Los perfiles estructurales son de acero tipo ASTM A992 y las placas de acero ASTM A572 Gr. 50 (NMX-B-284). Con el propósito de establecer las propiedades del material se extrajeron probetas que fueron sometidas a esfuerzos en tensión a temperatura ambiente siguiendo los criterios de la normatividad aplicable (^{ASTM E8/E8M 2013}). Puede consultar otros pormenores sobre la determinación de la sobrerresistencia de perfiles de acero en ^{Tapia y Rangel (2018)} y ^{Tapia y García (2019a)}.

De acuerdo a las ^{NTC-DCEA (2020)}, la relación entre el esfuerzo de fluencia real y el esfuerzo de fluencia teórico para aceros Grado 50 es igual a R _y = F _y /F _{y teórico} = 1.10. Con base en los resultados de las probetas extraídas de los perfiles, que se muestran en la Tabla 1, el factor por sobrerresistencia del material resultó en promedio igual a R _y = 1.12. Complementariamente, en la tabla se incluyeron los resultados para el factor relacionado con esfuerzo último R _u = (F _u /F _{u teórico} ).

Prueba experimental

En la configuración de los especímenes, la trabe se colocó verticalmente y en el extremo libre se aplicó la carga mediante un actuador de 50 toneladas. La columna se colocó en forma horizontal restringida en sus extremos a una losa de reacción con el objetivo de evitar el deslizamiento durante la prueba (Figura 2). El programa incluyó el ensaye de dos especímenes idénticos para cada configuración de conexión. Las pruebas experimentales se realizaron dentro de las instalaciones del Laboratorio de Estructuras y Materiales del Instituto de Ingeniería de la Universidad Nacional Autónoma de México (II-UNAM).

Figura 2 Configuración de la prueba experimental 

Se aplicó el protocolo del capítulo K del ^{AISC 341 (2016)} para conexiones no precalificadas de acero controlado por desplazamiento. La capacidad de rotación se calculó mediante el desplazamiento del actuador y la distancia a la línea central de la viga. Pueden consultarse mayores detalles sobre la instrumentación y la evolución de la aplicación del patrón de carga en ^{Santiago (2021)}.

Evolución del daño

En las pruebas experimentales, el deterioro de las curvas de histéresis, que se discutirán más adelante, fue causado por el pandeo local del patín de la viga en la zona de la muesca y la degradación relacionada con la gran deformación inelástica que condujo a la fractura (Figura 3). En particular, el deterioro resultante del pandeo local es más significativo en ciclos inelásticos repetidos como los que ocurren bajo demandas sísmicas intensas. Pese a esto, el pandeo local podría controlarse para desarrollar una capacidad de rotación y disipación de energía significativa antes de la fractura, si se consideran estrictamente los requisitos normativos de la sección 10.1.10 de las ^{NTC-DCEA (2020)}. Puede consultar mayores detalles sobre la evolución y la concentración del daño por imperfecciones en la muesca en ^{Tapia et al. 2020}.

Figura 3 Concentración de daño reportado en los ensayes 

Las relaciones de esbeltez locales b/t de las secciones de acero se encuentran entre los principales parámetros geométricos que afectan el comportamiento previo y posterior al pandeo durante una demanda sísmica intensa. En la Figura 4 se muestra la rotación plástica máxima lograda a partir de algunos ensayos experimentales equivalentes a los que se discuten en esta investigación con diferentes relaciones de esbeltez b/t. Los requisitos para miembros altamente dúctiles requieren una relación b/t= 7.23 (e.g. AISC 341-16; ^{NTC-DCEA 2020}) y el ángulo mínimo (Φ> 0.04 rad) para conexiones precalificadas, según el manual ^{AISC 358-16 (2016)} se incluyeron en la Figura 4.

Figura 4 Rotación plástica en función de la esbeltez del patín de la viga 

Los resultados proporcionan evidencia de que el límite normativo es apropiado para lograr un comportamiento dúctil y la discusión subraya una alta interdependencia entre la relación de esbeltez b/t y la respuesta inelástica. Asimismo, se hace notar que las pruebas experimentales discutidas en este estudio mostraron un mejor desempeño que las reportadas en estudios similares (Figura 4).

Con base en lo anterior, se construyeron modelos de elementos finitos para analizar la distribución de esfuerzos relacionados con el pandeo local en el patín de la viga en las conexiones ensayadas. El modelo de elementos finitos (FE) y los tamaños de malla se adoptaron de estudios previos (^{Cho y Han 2022}). El modelo de elementos finitos usó un elemento sólido tridimensional para los patines y alma en elementos de vigas y columnas, placas de refuerzo y zona de panel (Figura 5a). La columna se articuló en ambos extremos y se aplicó una carga horizontal en el extremo de la viga en la posición donde se colocó el actuador durante las pruebas experimentales.

Figura 5 Modelo analítico y distribución de tensiones críticas 

Se realizó un análisis estático ante cargas monótonas crecientes para estudiar la distribución de esfuerzos. La Figura 5b muestra la distribución de esfuerzos asociada a una distorsión del 1.8% que correspondiente al paso donde inicia el pandeo local en los patines. La distribución de colores en el modelo reporta los esfuerzos máximos a tensión en la viga cerca de los orificios de acceso y poco o nulo daño en el alma de la viga, lo que coincide con la respuesta observada en la prueba experimental (Figura 3). Los esfuerzos concentrados en los patines de la viga se transmiten a los patines de la columna debido a la configuración de la conexión. En contraste, la distribución de esfuerzos es uniforme en la sección transversal de la viga que está alejada de la influencia de la conexión. Así, el pandeo local en los patines ocurre en respuesta a la aplicación de la carga cíclica en la conexión de acuerdo con la distribución de esfuerzos discutidos en la Figura 5c.

Adicionalmente, en la zona del pandeo local de la viga se realizó un análisis metalográfico para verificar que ninguna perturbación en la microestructura del material indujera la concentración de daño y analizar la composición de las partículas del material después de la prueba experimental. Para este propósito se cortaron cuidadosamente muestras de la sección transversal de los patines dañados (Figura 6a). Para el análisis, se utilizó un microscopio metalográfico Carl Zeiss siguiendo los criterios de la norma ASTM E3-17. Las muestras se pulieron con discos y suspensión de diamante, como se muestra en la Figura 6b.

Figura 6 Análisis metalográfico de las placas con concentración de daño 

De acuerdo con los resultados, no se observó descarburación u óxidos globulares. Ninguna de las muestras se vio afectada micro - estructuralmente por fuentes de calor externas (soldadura, oxicorte, etc.). Por tanto, la deformación inelástica estuvo relacionada íntegramente a la carga aplicada. Además, se identificaron franjas (perlita alargada), llamadas líneas de deformación en frío, con una respuesta dúctil: cavidades y reducciones de área relacionadas con un alargamiento notorio en la microestructura del material, como se muestra en la Figura 6c. Por lo tanto, la evolución del daño estuvo totalmente dominado por la concentración de esfuerzos en el patín de la viga debido a la configuración de la conexión.

Respuesta histerética

En la Figura 7 se muestran las curvas de histéresis que se obtuvieron en las pruebas experimentales. De acuerdo con manuales especializados (e.g., AISC 341-16), las conexiones que se usen como parte de marcos de ductilidad alta deben ser capaces de soportar un ángulo de distorsión de al menos 0.04 rad y el 80 por ciento del momento plástico en forma estable (0.8M _p ). Con base en lo anterior, pese a la concentración de daño discutido en la sección anterior, los especímenes superan el momento plástico hasta un 118 a 121 por ciento, por lo que podrían aceptarse como parte de estructuras de alta demanda de ductilidad. De hecho, si la sobrerresistencia del material (Tabla 1) es R _y = 1.129, implica que el factor que considera la contribución del endurecimiento por deformación debe ser entre 1.05 y 1.07. En las curvas de histéresis se identifica la evolución del daño considerando tres estados:

Figura 7 Comparación de resultados del análisis ante carga cíclica 

Modelo analítico

Para analizar el comportamiento desarrollado, se elaboraron modelos analíticos detallados en el programa de acceso abierto OpenSees (^{Mazzoni et al., 2006}). Se realizó un análisis estático no lineal para determinar la carga y desplazamiento máximo probable de la viga del espécimen. Además, se realizaron análisis histeréticos no lineales aplicando el mismo protocolo de desplazamientos que la prueba experimental para comparar el comportamiento de la conexión ante carga cíclicas.

Para definir la geometría del modelo se consideraron las líneas centrales de los elementos, como se muestra en la Figura 8. La viga y columna se consideraron como elementos no lineales con plasticidad distribuida a lo largo de la longitud del elemento. Se utilizaron tres secciones rectangulares para generar la sección transversal de cada miembro: uno para el alma y dos para cada patín (Figura 8a). Al mismo tiempo, las secciones se discretizaron en fibras con forma de cuadrilátero y con cuatro puntos de integración por elemento. Se tomaron en cuenta recomendaciones para construir los modelos analíticos de acuerdo a estudios paramétricos previos (^{Tapia et al. 2016}; ^{Tapia y García 2019a}).

Figura 8 Características del modelo en estudio 

El material de los elementos se definió a través del modelo uniaxial Giuffre-Menegotto-Pinto (GMP) para fibras con extensiones incluidas para endurecimiento por deformación isotrópico y cinemático. El modelo analiza la respuesta a lo largo del miembro al integrar el modelo histerético uniaxial sobre la sección. La columna se articuló en ambos extremos y se aplicó la carga en el extremo de la viga en la posición del actuador, como se muestra en la Figura 8b.

Para calibrar el modelo analítico, inicialmente se realizó un análisis estático ante cargas monótonas crecientes que se comparó contra las curvas envolventes de la respuesta histérica de las pruebas experimentales (Figura 9). Para ello, se trazaron curvas envolventes extrayendo los momentos máximos de un ciclo en cada ángulo. El modelo analítico reporta una rigidez inicial ligeramente mayor. Esta tendencia es común cuando se comparan estudios analíticos con pruebas experimentales y se explica en que el análisis no incluye a la perfección todas las posibles fuentes físicas de deformación y ligeros desplazamientos entre los componentes del espécimen. Pese a esto, el modelo parece ser una representación adecuada de la respuesta experimental de las conexiones.

Figura 9 Comparación de curvas de capacidad y la envolvente de la respuesta experimental 

Se realizó un análisis no lineal dinámico, donde se aplicaron los protocolos de desplazamientos empleados en la prueba experimental. El análisis cíclico se definió en función del patrón de carga y el tiempo, a partir de una serie de puntos discretos en el espacio con el comando Path TimeSeries (^{Mazzoni et al., 2006}). Los resultados se compararon con la curva de histéresis (momento - rotación) obtenida en la prueba experimental como se muestra también en la Figura 7.

Los resultados analíticos parecen ser una representación adecuada de la respuesta en el intervalo elástico y capturan en forma adecuada el inicio de la degradación de rigidez y resistencia. Se observan ciclos de histéresis estables y disipación de energía repetible durante un gran número de ciclos. Debido a que el método analítico no puede capturar la degradación de la fractura y pandeo local, las curvas difieren significativamente para ciclos histéricos superiores con degradación de resistencia y rigidez, lo que explica que haya poca coincidencia cuando el daño en el espécimen es significativo. Sin embargo, los resultados ratifican que la conexión es confiable para lograr una rotación inelástica de 0.04 rad o mayor antes de fallar.

Parámetros de análisis y criterios de aceptación

Los criterios que solicitan que la resistencia de la conexión para estructuras dúctiles sea al menos 0.8M _p se establecieron con un razonamiento que pretende que las estructuras sean demandadas hasta una magnitud previa a la degradación de la resistencia (AISC 341-16). Con ello, se intentan prevenir los colapsos ante demandas sísmicas intensas, con base en una función probabilista de que la degradación de la resistencia ocurre cuando la deformación en 0.04 rad cumple con esos objetivos de desempeño (^{FEMA 356 2000}). Sin embargo, el enfoque de diseño sismo-resistente ha evolucionado; de manera que las expectativas sociales después de un sismo intenso no se basan solamente en el estado de prevención de colapso, sino en el diseño de estructuras sustentables y resilientes.

Por esto, en la literatura se hacen estimaciones de la respuesta inelástica y se establecen procedimientos de análisis y criterios de aceptación para estimar el desempeño de las estructuras. En particular, el ^{ASCE 41 (2017)} define parámetros para la realización de modelos analíticos con pruebas experimentales previas que sustentan el comportamiento inelástico de elementos sometidos a cargas cíclicas. La curva envolvente principal (backbone curve) se construye de la siguiente manera:

1. La curva envolvente para cada prueba experimental se dibuja con cada punto máximo durante el primer ciclo de cada incremento de carga (o deformación), como se muestra en la Figura 10a. Asimismo, se dibuja una curva envolvente general con el promedio de las curvas envolventes (Figura 10b). La deformación final en el punto E no deberá exceder el desplazamiento máximo alcanzado en las pruebas. Luego, la curva envolvente general se aproxima mediante una serie de segmentos lineales, dibujados para ajustar la curva fuerza-deformación generalizada de la Figura 11 como una curva multi-segmentada.

2. Para uso en procedimientos lineales la rigidez se tomará como la pendiente del primer segmento de la curva compuesta entre los puntos A y B en la Figura 11. La curva multilínea fuerza-deformación obtenida se utilizará para modelar en procedimientos no lineales.

3. Al determinar los criterios de aceptación, las acciones del espécimen se clasificarán como controladas por fuerza o por deformación.

4. La capacidad de resistencia para acciones controladas por fuerza evaluadas usando los procedimientos lineales o no lineales se tomará como la media menos una desviación estándar de la resistencia determinada a partir de la serie de pruebas experimentales.

5. Los criterios de aceptación para acciones controladas por deformación utilizadas en procedimientos no lineales serán las deformaciones correspondientes a los puntos mostrados en curva de la Figura 11 conforme a los siguientes niveles de desempeño.

Figura 10 Curva envolvente generada a partir de pruebas experimentales (adaptada del ASCE 41-17). 

Figura 11 Curva fuerza-deformación generalizada para elementos de acero 

• Ocupación inmediata (OI). Se trata de la deformación en la que se produjo un daño permanente y visible en los especímenes, pero no mayor de 0.67 veces el límite de deformación para la Seguridad de Vida (SV).

• Seguridad de Vida (SV). Se trata de 0.75 veces la deformación final identificada en el punto E en la Figura 11.

• Prevención contra colapso (PC). Se trata de 1.0 veces la deformación en el punto E de la curva.

Con base en el procedimiento, se calcularon curvas de fuerza-deformación idealizadas a partir de los datos experimentales obtenidos para comparar los niveles de desempeño. Con base en los resultados, las envolventes son esencialmente iguales hasta 0.035 rad, que está asociado con la degradación de la resistencia en Seguridad de Vida (SV). A partir de esa demanda de deformación, las curvas difieren en función de la secuencia de daño reportada en cada prueba.

En un siguiente paso se determinó la curva envolvente como el promedio de los resultados experimentales, calculada como una serie de segmentos lineales. En la Figura 12 se muestran las curvas envolventes de los seis especímenes y la curva envolvente promedio como una línea continua negra más gruesa. La curva de envolvente promedio obtenida corresponde a un elemento dúctil definido en los códigos especializados (^{ASCE 41-2017}, ^{NTC-DCEA-2020}) con:

Figura 12 Curva de columna derivada de envolventes de datos de prueba experimentales 

1. un intervalo elástico

2. un intervalo de endurecimiento por deformación plástica, y

3. un intervalo de degradación de la resistencia plástica (Figura 12).

Las curvas envolventes promedio se definen de acuerdo con la Figura 11 con una rigidez a la flexión hasta un límite elástico efectivo, asociado con el límite elástico Q _y en el punto B; la resistencia máxima Q _u , relacionada con la deformación plástica hasta la resistencia máxima. El punto C representa la ordenada en la que comienza una degradación significativa de la resistencia hasta la resistencia residual Q _r . Más allá del punto D, se modela una resistencia sustancialmente reducida hasta el punto E, relacionada con la pérdida de capacidad de carga del elemento.

El procedimiento estipulado en el manual ASCE 41 en las curvas envolventes se establecieron con base en una evaluación probabilística extensa de la capacidad de desempeño de los sistemas estructurales (^{FEMA 356 2000}). Pese a que los parámetros se sustentan con una alta confianza estadística para los objetivos de desempeño previstos, estos criterios han evolucionado con el paso de los años. Por ejemplo, en vigas dominadas por efectos de flexión, el ^{ASCE 41-2017} incluye explícitamente el cambio de rotación causado por la deformación por cortante η (ecuaciones 1 y 2), que no se consideraban en versiones anteriores (^{ASCE 41-2013}).

θy=ZFyeL(1+η)6EI (1)

η=12EIL2GAS (2)

En manual ^{ASCE 41-17}, también incluye un enfoque para conexiones a momento soldadas a patín y soldadas al alma (WUF). Las ecuaciones propuestas para predecir la respuesta inelástica de θ y la magnitud de a y b en la Figura 11 se define mediante las ecuaciones 3 y 4, donde d es el peralte de la viga. Las ecuaciones están asociadas con un coeficiente de variación igual a COV= 0.50 y COV= 1.1, respectivamente, debido a que estos parámetros varían considerablemente debido a los modos de falla frágil observados (^{Maison y Speicher 2016}; ^{Lignos et al. 2018}).

θu=aθy=θy(0.051-0.0013d) (3)

θr=aθy=θy(0.043-0.0006d) (4)

En la Figura 13 se compara la envolvente obtenida de las pruebas experimentales siendo el procedimiento descrito, las curvas propuestas por el manual ^{ASCE 41-13} y ^{ASCE 41-17} para vigas que están dominadas por efectos de flexión y el criterio del manual para conexiones a momento soldadas a patín y soldadas al alma (WUF) como las que se discuten en esta investigación. Adicionalmente, se incluyen los niveles de desempeño propuestos para cada caso, donde el nivel de Operación Inmediata (OI) es el mismo en todos los casos.

Figura 13 Curvas idealizadas de fuerza-desplazamiento y curva envolvente 

La respuesta lineal representada hasta el punto de fluencia efectivo (rigidez a la flexión efectiva K _e ) es más rígida en los enfoques analíticos. Por lo tanto, la expectativa de ductilidad de la conexión puede ser mayor que la que podría desarrollar la articulación plástica en condiciones reales. Además, se hace notar que una pendiente del 3% desde el punto B hasta el punto C (Figura 13) se ajusta al endurecimiento por deformación reportado en la prueba experimental. De acuerdo a los resultados, el criterio del manual para conexiones WUF tiende a subestimar la capacidad de deformación de la resistencia máxima en 0.84 veces la envolvente. En contraste, se identificó que la curva envolvente de las pruebas experimentales tiene una mejor coincidencia con el criterio del manual ^{ASCE 41-13} para vigas, donde no se incluye la contribución de la deformación por cortante.

Los experimentos sugieren que los modelos de componentes no lineales ^{ASCE 41-2013} y ²⁰¹⁷ no son una representación adecuada del comportamiento de la conexión esperado bajo carga cíclica siguiendo un modelo de plasticidad concentrada. Esta observación subraya la relevancia de realizar pruebas experimentales de conexiones de edificios existentes. En cualquier caso, el deterioro de la resistencia de la envolvente está relacionado con un nivel de desempeño de Seguridad de Vida (SV) en las curvas de fuerza-desplazamiento idealizadas (Figura 13). Dado el daño acumulado en las conexiones, los criterios actuales basados ​​en el control de la degradación de la resistencia (0.8M _p ; 0.04 rad) podrían no ser apropiados para la conexión estudiada; principalmente cuando se consideran las expectativas sociales de resiliencia. A pesar de que las vigas y columnas permanecen elásticas para ese nivel de daño (0.8M _p ; 0.04 rad), el edificio estaría desocupado y sujeto a un profundo proceso de rehabilitación.

Conclusiones

En este artículo se discuten los resultados de una investigación analítica y experimental sobre el comportamiento de conexiones existentes en edificios de acero en México. El artículo centra la atención en la respuesta sísmica de dos configuraciones de conexiones de acero de viga I al eje débil de la columna. Se realizaron pruebas experimentales cuasi - estáticas en escala real, donde las configuraciones se establecieron mediante encuestas entre algunos de los despachos de cálculo más destacados y las fábricas de estructuras de acero con una mayor producción. En cada caso, se ensayaron dos especímenes para estudiar la evolución del daño de la prueba experimental, a partir de estudios analíticos y criterios de la reglamentación moderna. Las principales contribuciones de esta investigación son las siguientes: