Anclajes y empalmes hormigón

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Instituto de Mecánica Estructural
y Riesgo Sísmico
HORMIGÓN I
Unidad 8:
ANCLAJES Y EMPALMES.
Profesor: CARLOS RICARDO LLOPIZ.

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Contenido.
EL MATERIAL COMBINADO HORMIGÓN ARMADO.
8.1. INTRODUCCIÓN.
8.2. LA ADHERENCIA EN ELEMENTOS DE HORMIGÓN ARMADO.
8.2.1. ELEMENTO EN TRACCIÓN.
8.2.2. ELEMENTO EN FLEXIÓN.
8.3. NATURALEZA DE LA RESISTENCIA DE ADHERENCIA.
8.3.1. RELACIÓN TENSIÓN DE ADHERENCIA vs. DESLIZAMIENTO.
8.3.2. BARRAS LISAS.
8.3.3. BARRAS NERVURADAS.
8.4. INFLUENCIA DE LA POSICIÓN DE LA BARRA CON RESPECTO A LA
COLOCACIÓN DEL HORMIGÓN QUE LAS RODEA.
8.5. INFLUENCIA DEL DIÁMETRO DE LA BARRA Y CONDICIONES DE LA
SUPERFICIE.
8.6. EFECTO DEL CONFINAMIENTO.
8.7. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS DEL ACI-318 Y OTRAS NORMAS EN
RELACIÓN AL DESARROLLO DE LAS ARMADURAS.
8.7.1. GENERALIDADES.
8.7.2. DESARROLLO DE BARRAS CONFORMADAS A TRACCIÓN CON
EXTREMOS RECTOS.
8.7.3. DESARROLLO DE BARRAS LISAS A TRACCIÓN.
8.7.4. DESARROLLO DE BARRAS CONFORMADAS A COMPRESIÓN.
8.7.5. DESARROLLO DE BARRAS LISAS A COMPRESIÓN.
8.7.6. DESARROLLO DE PAQUETES DE BARRAS.
8.7.7. DESARROLLO DE BARRAS EN TRACCIÓN CON EXTREMOS CON
GANCHOS NORMALES.
8.7.7.1. INTRODUCCIÓN.
8.7.7.2. LONGITUD DE DESARROLLO PARA BARRAS
NERVURADAS CON EXTREMOS CON GANCHOS.
8.7.8. DESARROLLO DE MALLAS ELECTROSOLDADAS DE ACERO
CONFORMADO SOMETIDAS A TRACCIÓN.
LISO SOMETIDAS A TRACCIÓN.
8.8. EMPALMES DE ARMADURAS.
8.8.1. INTRODUCCIÓN.
8.8.2. EMPALMES DIRECTOS.
8.8.2.1. EMPALMES SOLDADOS.
8.8.2.2. EMPALMES CON CONECTORES MECÁNICOS.
8.8.2.2.1. EMPALMES CON MANGUITOS ROSCADOS.

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8.8.2.2.2. EMPALMES CON MANGUITOS A PRESIÓN
PARA BARRAS NERVURADAS.
8.8.3. EMPALMES INDIRECTOS.
8.8.3.1. TRASLAPES DE TRACCIÓN.
8.8.3.2. TRASLAPES DE COMPRESIÓN.
8.8.4. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS RESPECTOS A LOS
EMPALMES.
8.8.4.1. EMPALMES POR TRASLAPE EN TRACCIÓN.
8.8.4.2. EMPALMES POR TRASLAPE EN COMPRESIÓN.
8.8.4.3. DISPOSICIONES ESPECIALES PARA DISEÑO SÍSMICO.
8.9. DESARROLLO DE LA ARMADURA EN FLEXIÓN.
8.9.2. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS DEL NZS:3101 Y DEL ACI 318
8.9.2.1. INTERRUPCIÓN DE LA ARMADURA DE TRACCIÓN.
LONGITUDES DE EMBEBIDO.
8.9.2.2. CONDICIONES PARA INTERRUMPIR LA ARMADURA.
8.9.2.3. ANCLAJES EN ELEMENTOS DE SECCIÓN VARIABLE.
8.9.2.4. DESARROLLO DE ARMADURA DE TRACCIÓN PARA
MOMENTO POSITIVO.
8.9.2.5. DESARROLLO DE LA ARMADURA PARA MOMENTO
NEGATIVO.
8.9.2.6. DESARROLLO DE LA ARMADURA DEL ALMA.
8.10. CONSIDERACIONES ESPECIALES DEL NZS:3101 PARA ANCLAJES Y
EMPALMES EN ELEMENTOS SOMETIDOS A TERREMOTOS.
8.10.1. EMPALMES E INTERRUPCIÓN DE BARRAS.
8.10.2. LONGITUD EFECTIVA DE ANCLAJE EN NUDOS.
8.10.3. SITUACIÓN EN NUDOS INTERIORES VIGA-COLUMNA.
RELACIÓN DIÁMETRO DE BARRA CON PROFUNDIDAD DE
COLUMNA.
8.10.4. DIÁMETRO DE BARRAS DE LOSAS COLABORANTES.
8.10.5. ANCLAJES EN PROLONGACIÓN DE VIGAS (BEAM STUBS).
8.10.6. USO DE ARMADURA TRANSVERSAL PARA REDUCIR ldh.
8.10.7. CONDICIONES ESPECIALES PARA BARRAS DE COLUMNAS.
8.11. NUEVAS TENDENCIAS PARA EL ANCLAJE DE BARRAS.
8.12. BIBLIOGRAFÍA.
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FEB 2002 AGO2002 SEP 2007 OCT 2009
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EL MATERIAL COMBINADO HORMIGÓN ARMADO.
8.1. INTRODUCCIÓN.
Tal cual se expresó capítulos anteriores, el hormigón armado es un material
compuesto. La eficiente interacción de los dos componentes constituyentes requiere de
una adherencia e interacción confiable entre el acero y el hormigón.
Básicamente, las recomendaciones y exigencias de los códigos apuntan a
asegurar que las barras de acero estén adecuadamente embebidas en un hormigón
bien compactado de modo que las mismas puedan desarrollar su resistencia (al menos
de fluencia) sin que se produzcan deformaciones excesivas. Es decir se deben
observar requerimientos de rigidez, resistencia y de compatibilidad de deformaciones.
Fig. 8.1(a). Falla de Anclaje de las Armaduras, en el Viaducto Cypres, durante el terremoto de Loma
Prieta, 1989, San Francisco. California.
En la teoría del hormigón armado generalmente se asume como hipótesis de
que las deformaciones específicas del hormigón, εc, y del acero εs, son iguales. Esto
implica suponer que la adherencia entre el hormigón y las barras de acero es perfecta,
por lo cual no habría desplazamiento relativo entre los materiales en la superficie de
interfase. Si se recuerda que la deformación límite del hormigón en tracción es del
orden de 0.2x10-3
, es decir de un orden menor que la deformación del acero ADN-420
para fluencia (2x10-3
, que es similar al valor de deformación para máxima tensión de
compresión en el hormigón) se comprenderá que es imposible postular εc = εs, en
particular para estados donde el hormigón armado tenga comportamiento francamente
no lineal. Tal cual se expresó en el capítulo 1, en zonas de alta sismicidad, las
condiciones de diseño hacen que ciertas zonas críticas sean inducidas a plastificar. En
ese contexto, pueden aparecer fisuras de tracción multi-direccionales por lo que las
condiciones de adherencia se ven seriamente deterioradas a menos que se comprenda
el fenómeno y se adopten condiciones especiales para el detalle y la construcción. Se
ha dicho en varias oportunidades que para tener comportamiento dúctil en el hormigón

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armado se deben evitar o demorar al máximo posible dos tipos de fallas por ser
frágiles: las de corte por un lado, y las de adherencia y anclaje por otro.
Para las situaciones normales, y las extremas cuando actúa por ejemplo el
sismo severo, se debe admitir como inevitable en el hormigón armado convencional (no
precomprimido), la formación de fisuras debidas a tracción. Si bien εc no es igual a εs, la
hipótesis de igualdad de deformaciones, a los efectos del diseño de las secciones,
puede admitirse como válida pues está ampliamente demostrado que da buenos
resultados. Sin embargo, se debe cuidar el diseño y detalle de modo que las fisuras
puedan considerarse como capilares (del orden de la décima de mm). Para esto, en las
condiciones de trabajo del material compuesto hormigón armado la adherencia cumple
un rol fundamental, y por ello la ref. [1] indica que el aspecto más importante en el
detalle de las estructuras de hormigón armado apunta a que las condiciones de
adherencia sean las más efectivas. Lamentablemente esto no es muy comprendido en
la práctica real, y en general se han prior izado los cálculos numéricos de las secciones
de hormigón armado antes que el diseño y detalle de las mismas, de los elementos
estructurales completos y de sus conexiones. Muchos terremotos pasados han dado
cuenta de falta de adecuados detalles de anclaje, como los que se muestran en la Fig.
8.1(a) y (b), durante los terremotos de Loma Prieta (1989) y San Fernando (1971),
ambos en California, EEUU.
Fig. 8.1(b).
Falla de arrancamiento de las barras
durante el terremoto de San
Fernando, 1971. California. EEUU.
Algunos autores,
Ref.[2], hacen una distinción
entre dos estados para el
comportamiento del hormigón
armado: (i) Estado I: la zona
traccionada no se encuentra
fisurada, y el hormigón
contribuye a resistir la tracción;
y (ii) Estado II: cuando
superado el valor máximo de deformación por tracción aparecen numerosas fisuras, y
entonces es la armadura la que debe resistir la tracción.
Fig. 8.2.
Generación de fuerzas de
anclaje y de adherencia por
flexión.

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El concepto fundamental alrededor del cual gira la interacción entre el acero y el
hormigón radica en que se van a desarrollar tensiones de adherencia entre dos
secciones en la superficie de contacto siempre y cuando exista variación entre las
tensiones del acero entre ambas secciones. La Fig. 8.2 muestra dos casos típicos
donde se desarrollan tensiones de adherencia indicadas con u, y designadas muchas
veces como fuerzas de corte por unidad de área. El otro concepto fundamental es que
una barra se debe extender y estar embebida en el hormigón una distancia ld, conocida
como longitud de desarrollo, para poder transferir a éste, y por ende desarrollar la
fuerza que se desee.
En la Fig. 8.2(a), por ejemplo, caso de tracción simple, se ve que para que se
transmita el esfuerzo T, cuantificado por la tensión en el acero fs actuando sobre el área
transversal de la barra, As, al bloque de hormigón es necesario que se desarrollen las
tensiones u en la longitud ld. Dos aspectos se hacen notar: primero que las tensiones u
no son uniformes a lo largo de ld, sino que varían de acuerdo a lo que luego se
explicará, y segundo que esas tensiones u existen porque sección a sección la tensión
de tracción fs en el acero varía desde un máximo en el extremo libre (donde comienza
el empotramiento) a cero al final de ld, por la transferencia de esfuerzos que se hace
hacia el hormigón. La distribución de tensiones fs y u es bastante compleja, pero por el
momento adviértase el fenómeno físico de transferencia de esfuerzos. En la Fig. 8.2(b),
caso de tracción por flexión, se observa que, dado que el momento flector varía a lo
largo del tramo de viga analizado, los esfuerzos de tracción varían también, de T desde
un extremo a T+∆T en el otro, y en consecuencia existen tanto esfuerzos de corte en el
tramo de viga, como de corte por unidad de área en la interfase acero-hormigón, es
decir tensiones u, que restituyen el equilibrio interno.
Para el caso de la Fig. 8.2(a), la fuerza de corte por unidad de área de superficie
de barra se puede escribir así:
m
f
d
d
df
o
Af
o
q
u s
b
b
bsbs
1
1
44
2
∆=
∆
=
∆
==
∑∑ π
π
(8.1)
q = cambio de fuerza en la barra por unidad de longitud.
∑o = área nominal de la superficie de la barra por unidad de longitud.
db = diámetro nominal de la barra
∆fs = cambio en la tensión del acero por unidad de longitud.
Ab = área nominal de la barra.
Si u se considerara como uniforme a lo largo de ld, y T es el esfuerzo a transferir,
entonces se puede calcular la longitud de desarrollo ld a partir de las siguientes
expresiones:
T = Ab fs = u ∑o ld (8.2a)
b
s
d d
u
f
l
4
= (8.2b)
Para la Fig. 8.2(b), la tensión de adherencia responde a la expresión:
u = ∆T / π db ∆x (8.3)

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Algunos códigos, Ref. [3] sección 18.4, tabla 24, especifican valores permisibles
para las tensiones u, lo cual permite calcular, en función de otras variables que luego
se mencionarán, la longitud de desarrollo ld. Más adelante se hará referencia a los
requisitos que estipula el código ACI-318, Ref.[4], y la norma de Nueva Zelanda, Ref.
[5]. Estas son las bases de las actuales normas en nuestro país, CIRSOC 201-2005 e
INPRES-CIRSOC 103-parte2-2005.
8.2. LA ADHERENCIA EN ELEMENTOS DE HORMIGÓN ARMADO.
8.2.1. ELEMENTO EN TRACCIÓN.
La Fig. 8.3(a) muestra una barra prismática de hormigón armado sometida en
sus extremos a un esfuerzo de tracción P. Si bien el caso que se presenta es general,
vamos a suponer, a los efectos de hacer algunas evaluaciones numéricas, que la pieza
tiene sección cuadrada, de 500 x 500 mm de lado, con una barra simple de 40 mm de
diámetro en su eje y que la misma sobresale apenas del hormigón para poder aplicar la
fuerza sólo en el acero. Suponemos que la longitud embebida de la barra es de
4000mm. Se asume además que el hormigón tiene una resistencia característica
f´c=21MPa, por lo que de acuerdo al ACI-318, el material poseería un módulo de
elasticidad longitudinal cercano a Ec= 21000 MPa y una resistencia a tracción del orden
de MPaff ccr 5.133.0 ´
== . Para el acero, supóngase que es una barra conformada, tipo
ADN 420, es decir con fy= 420 MPa y Es= 210000 MPa. La relación de módulos de
materiales es entonces n=10. El área total de acero es As= 1250 mm2
, por lo que la
cuantía es ρs= 0.005 = 0.5 %. Para permanecer en estado I se supone que la carga
axial P alcanza un valor máximo de 250 KN (es decir 25 ton). La Fig. 8.3 pertenece a la
ref.[2], por lo cual la nomenclatura no es la misma que corresponde al ACI ni a la
utilizada en el curso. De todas maneras, las relaciones, por observación, son
inmediatas.
(a)
(b)
(c)
(d)
Fig. 8.3. (a) Vista longitudinal y Sección transversal; (b) Distribución de tensiones fs en estado I; (c)
Tensiones de tracción en el hormigón; (d) Tensiones de adherencia.

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Las Fig. 8.3(b), 3(c) y 3(d) muestran respectivamente y a lo largo de la longitud
de la barra, la distribución de tensiones de tracción fs (σe en la figura) en el acero, de
tensiones de tracción ft (σb en la figura) en el hormigón y de adherencia u (τ1 en la
figura). Corresponden las siguientes observaciones:
(i) Note la variación de las tensiones del acero desde un máximo de 200
MPa a un mínimo de 9.6 MPa (se deja al lector la demostración
respectiva).
(ii) A partir de la sección extrema comienza la transferencia de esfuerzos
desde el acero al hormigón, el que toma tensiones desde cero hasta
0.96 MPa. Este valor es menor que el límite de tracción de 1.50 MPa,
supuesto antes. Estado I.
(iii) En este tramo de transición, debido a la variación de tensiones en el
acero, deben aparecer tensiones de adherencia, que tienen una
distribución bastante compleja, según muestra la figura.
(iv) La fuerza que se debe transferir por adherencia no es el total T=250
KN, sino la diferencia entre Pso, fuerza que toma el acero en la sección
0 o extrema, y Ps1 que es la fuerza que permanece en el acero en la
sección 1-1. Esta es la sección donde se alcanza la compatibilidad de
deformaciones, es decir donde εc = εs. Esa misma fuerza a tomar en la
transición de superficie de ambos materiales es entonces la que el
acero “descarga en el hormigón”, y por ende también, la que el
hormigón tiene que tomar en el tramo central de la barra, de valor
constante, hasta la transición en el otro extremo. Ese valor vale
entonces, 238 KN (de nuevo se deja al lector su derivación).
(v) En las zonas extremas, zona de tensiones axiales variables y u distinta
de cero, no es válida la aseveración de que εc = εs, y la barra presenta
un deslizamiento dentro del hormigón hasta que se alcanza la total
compatibilidad. En el tramo central, se supone que existe contacto
perfecto, no hay deslizamiento, las tensiones axiales permanecen
constantes y u= 0.
(vi) Si se admitiera una distribución uniforme de tensiones para u (lejos de
la realidad, pero que se admite a los fines prácticos), y se tomara como
valor límite el de u =0.3 21 = 1.37 MPa, la longitud de desarrollo sería
cercana a 1450 mm, es decir la relación ld / db del orden de 36, lo cual
es típico de admitir en estos casos. Para tener como referencia, vale la
pena mencionar que el texto ref.[6] da valores para la tensión de
adherencia para estado último del orden de 1.2 cf ´ , y los autores del
texto admiten que en experimentos y bajo ciertas condiciones se han
llegado a medir valores de u ≈ 2.5 cf ´ .
Si ahora la carga P se aumenta en forma considerable, digamos cerca de dos
veces más, es obvio que, tal cual se indica en la Fig. 8.4(a), aparecerán en el hormigón
fisuras en las zonas más débiles de su estructura interna por haberse superado el
límite de su capacidad de deformación de tracción, sección 1 por ejemplo. En ese caso,
el hormigón debe transferir todo el esfuerzo en esa sección al acero, el cual tendrá un
pico de tensión nuevamente, e igual al que corresponde a las secciones extremas. El

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efecto de adherencia hace que el acero intente nuevamente transferir parte de los
esfuerzos a ambos lados de las fisuras hacia el hormigón. Se van generando
longitudes de desarrollo ld a medida que la carga aumenta, con aparición de nuevas
fisuras, cuya configuración y separación depende del grado de adherencia. Las Fig.
8.4(b), (c) y (d) muestran cómo han variado para este estado II las distribuciones de
tensiones en el acero y en el hormigón, como así también las zonas del interior de la
barra donde se generan tensiones de adherencia, con el signo distinto (cambio de
sentido) a cada lado de la fisura.
Fig. 8.4 distribución de tensiones para el estado II, hormigón fisurado.
Entre fisuras principales, que son aquellas que abarcan todo el ancho por lo que
la sección de hormigón es completamente interrumpida, se generan fisuras menores o
secundarias, que no se propagan hasta la superficie externa. En este último caso la
sección de hormigón puede tomar cierta proporción de tracción.
La Fig. 8.5 muestra un esquema de fisuras principales, secundarias y sentido de
las tensiones de adherencia.
Fig. 8.5. Deformación del hormigón entre fisuras y sentido de las tensiones de adherencia.

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8.2.2. ELEMENTO EN FLEXIÓN.
La Fig. 8.6 muestra un tramo de elemento en flexión sometido a momento
positivo donde en la zona inferior aparecen fisuras de tracción.
Fig. 8.6. Elemento sometido a flexión con fisuras por tracción.
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
Fig. 8.7. Efecto de fisuración en elementos de hormigón armado.

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Suponiendo que los momentos varíen desde M1 en la cara izquierda a M2 en la
cara derecha de dicha porción de viga, tal cual se esquematizan en la Fig. 8.7(a), se
generarán tensiones de corte en el tramo ya que hay variación de las fuerzas de
tracción en el acero.
Las Fig. 8.7(b) a (f) indican respectivamente la distribución de momentos
flectores M, de tensiones de adherencia u, de tensiones de tracción ft en el hormigón,
de tensiones de tracción en el acero fs y del módulo de rigidez a flexión EI. Tal cual
muestra la Fig. 8.2(b), las fuerzas de adherencia en una porción de viga de longitud ∆x,
se generan a causa de que las tensiones en el acero, y en consecuencia las fuerzas de
tracción, varían de T a T+∆T. Si se supone una distribución uniforme de u en ese
tramo, por equilibrio deber ser:
∆T = u ∑o ∆x (8.4a)
y se puede admitir que la fuerza interna de tracción T debe variar en la misma forma
que lo hace el momento externo M, por lo que entonces, siendo jd el brazo elástico es:
x
jd
V
jd
M
T ∆=
∆
=∆ (8.4b)
de donde resulta:
∑
=
ojd
V
u (8.5)
Esta ecuación indica que cuando el grado de variación del momento flector (esto
es el esfuerzo de corte) es alto, las tensiones de adherencia resultarán elevadas. Debe
aclararse, sin embargo, que la ecuación 8.5 es muy simplificada y sobre estima el valor
real de las tensiones de adherencia. Esto es porque, tal cual muestra la Fig. 8.7, la
presencia de fisuras en el hormigón a intervalos discretos a lo largo del elemento hace
que aparezcan tensiones adicionales de adherencia debido a la tracción que es posible
que el hormigón aún pueda desarrollar entre las grietas. Es decir, hay cierta
redistribución de las tensiones, por lo que la ecuación anterior es muy conservadora.
Es de hacer notar que, aún cuando la fuerza de corte sea nula (por ser zona de
momento constante), se van a producir tensiones de adherencia debidas a la variación
de la fuerza de tracción en el acero. A tal respecto es interesante analizar la Fig. 8.8,
tomada de Ref.[2]. En esta figura, note además que para el estado I no deberían
aparecer tensiones de adherencia en el tramo central, entre las fuerza P, pues como no
deberían aparecer fisuras, no hay razón para que las fuerzas en el acero varíen en ese
tramo. Sí aparecerán, tal cual se indican, en el estado II.

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Fig.8.8. Distribución de tensiones en viga de hormigón armado para estados I y II.

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8.3. NATURALEZA DE LA RESISTENCIA DE ADHERENCIA.
8.3.1. RELACIÓN TENSIÓN DE ADHERENCIA vs. DESLIZAMIENTO.
Como para cualquier otro tipo de esfuerzo, es conveniente tratar de establecer
para los esfuerzos de adherencia una relación entre la rigidez y la resistencia. En este
caso carece de sentido hablar de ductilidad. La Fig. 8.9, ref.[2], muestra distintas
formas de llevar a cabo el ensayo de arrancamiento (pull-out). Consiste en traccionar
una barra de acero embebida en el hormigón en una cierta longitud de anclaje, lv en la
figura, midiendo el desplazamiento de la barra con respecto al hormigón en la parte de
la misma que sobresale de este último.
Fig. 8.9. Probetas para el ensayo de arrancamiento y las correspondientes distribuciones de
las tensiones de adherencia.
La forma y dimensiones de las probetas, ubicación y longitud del tramo
empotrado, y otros factores influyen considerablemente en los resultados. Así por
ejemplo, si se quiere medir la respuesta para anclaje en hormigón no confinado, la
disposición mostrada en Fig. 8.9(a) no sería muy adecuada por la compresión
transversal en la barra que se induce por la restricción a la deformación transversal de
las placas de apoyo. Se dispondría en este caso de una adherencia adicional por
resistencia al deslizamiento por la acción de presión transversal. De todas maneras
este tipo de circunstancias muchas veces está presente en las estructuras de hormigón
armado debido a presiones laterales de confinamiento, sea por masa de hormigón o
por acción de armaduras transversales. Las probetas dispuestas según Fig. 8.9(b) y(c)
eliminan el efecto anterior. La figura muestra además las complejas distribuciones de

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adherencia sobre el tramo empotrado. A los efectos prácticos se adopta como tensión
de arrancamiento la que corresponde al valor medio, es decir:
vlo
P
u
.∑
= (8.6)
donde en la figura, debe tomarse a u = τ1m. Lo correcto sería tomar una tensión media
tal que no modifique la fuerza efectiva de adherencia (resultante de los diagramas de
tensión).
Fig. 8.10. Relación
resistencia vs.
deslizamiento en barras
lisas y barras
nervuradas en hormigón
armado.
La Fig. 8.10 permite establecer la relación entre las variables estáticas y
cinemáticas, y poder expresar características de resistencia y rigidez. Se ve la clara
distinción entre la respuesta de barras nervuradas o conformadas y la de barras
redondas lisas. Se puede definir entonces la rigidez al deslizamiento o rigidez de
adherencia como la relación u/∆ = τ1/∆. Convencionalmente además, se define como
resistencia de adherencia aquella que se corresponde con un deslizamiento de 0.10
mm. A su vez, la parte de rigidez infinita, que corresponde a contacto perfecto, se
designa como adherencia por contacto. A continuación se comentan las características
de estas curvas en relación a los dos tipos de barras mencionados, lisas y nervuradas.
8.3.2. BARRAS LISAS.
La adherencia en barras lisas es atribuida fundamentalmente a la adhesión
química entre la pasta de mortero y la superficie de la barra. El inconveniente con el
uso de las barras lisas es que aún con un nivel de tensiones axiales bajas se producirá
la rotura de tal mecanismo de ligazón debida a la tendencia de deslizamiento de la
barra en el hormigón que la rodea. Una vez que tal deslizamiento ocurre, la adherencia
será posible si se puede desarrollar cierta fricción entre las rugosidades del agregado
del hormigón y de la superficie de la barra. En consecuencia, esta reserva de
adherencia en las barras lisas dependerá fuertemente de las condiciones de la
superficie del acero.
La Fig. 8.11, ref.[1], muestra diferentes configuraciones de la superficie de
barras de acero redondas bajo diferentes condiciones de oxidación. La variación de las
irregularidades, salientes y depresiones, es significativa, y por ende no es casual que
los diseñadores prefieran utilizar en el hormigón armado barras que estén con cierto
grado admisible de oxidación. Ver también Fig. 8.17.

15
Fig. 8.11. Ampliación del perfil de la
superficie de barras lisas con cierto
grado de oxidación.
Cuando las barras
redondas de acero liso son
sometidas a los ensayos standard
de carga para determinar su
comportamiento al arrancamiento,
tal cual se mostró en la sección
anterior, la respuesta es la que
muestra la Fig. 8.10. El
incremento de la resistencia de
adherencia por rozamiento es
poca, el diagrama tiende a ser
horizontal explicando de esta
manera el fenómeno de
deslizamiento que se observa en
el ensayo.
Dado que la reserva de
resistencia de adherencia
después de vencida la resistencia
inicial química es mínima para las barras lisas, todos los códigos están de acuerdo en
que para el empalme y anclaje de barras redondas lisas en estructuras de hormigón
armado deben utilizarse ganchos reglamentarios en sus extremos.
8.3.3. BARRAS NERVURADAS.
En las barras con algún tipo de configuración superficial, obtenida normalmente
durante la operación de laminado de las barras, se aumenta notablemente la capacidad
de adherencia debido a la interacción entre las nervaduras y el hormigón que las rodea.
La Fig. 8.12 muestra, por ejemplo, las diferentes tensiones inducidas entre dos nervios
de una barra conformada.
Fig. 8.12.
Mecanismos de resistencia que aparecen
entre dos nervaduras de una barra
conformada.
Básicamente, la resistencia al deslizamiento está asociada con las siguientes
tensiones:
(i) Tensiones de corte va debidas a la adherencia química en la superficie
de contacto.

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(ii) Tensiones de normales de apoyo fb, que actúan contra la cara de los
nervios.
(iii) Tensiones de corte vc, que actúan sobre la superficie cilíndrica de
hormigón entre las nervaduras adyacentes.
La relación entre estos mecanismos de resistencia se puede consultar, por
ejemplo, en la ref.[1]. Al sólo efecto de comprender cualitativamente el fenómeno,
pueden observarse las Fig. 8.13, de ref.[1] y Fig. 8.14, de ref.[2]. El mecanismo de
resistencia más importante es el llamado resistencia de corte, mediante el cual, para
que se produzca algún deslizamiento de la barra, deben romperse por corte las
ménsulas de hormigón que se forman entre las salientes de la barra. En ambas
referencias se marca la importancia de la relación a/c.
En la ref.[1] se deduce numéricamente la relación aproximada dada por:
bc f
c
a
v ≈ (8.7)
es decir la relación entre la tensión de corte y la presión sobre las nervaduras.
Fig. 8.13.
Mecanismos de
fallas en las
nervaduras de
barras conformadas.
(a)cuando a/c >
0.15, (b) a/c < 0.10.
Trabajos de investigación demostraron que la relación ca / debería mantenerse
cercana a 0.065. Así por ejemplo, los requerimientos de las normas ASTM son tales
que 0.057< ca / <0.072, y para las DIN 488, se impone 0.065< ca / <0.10. Si las
nervaduras son muy altas y su separación pequeña, la relación ca / crece, por lo que vc
es elevada, y entonces este valor es el que controla la respuesta. En este caso la barra
tenderá a deslizarse, por lo cual este tipo de falla debe evitarse. Si la separación c es
mayor que 10 veces la altura a , entonces se puede producir la desintegración del
hormigón por compresión frente a la cara del nervio, y luego la falla se produce por
separación del hormigón que rodea la barra. Note que fb puede alcanzar varias veces el
valor de la resistencia cilíndrica f´c debido a las condiciones de hormigón confinado en
que se encuentra.
Las nervaduras son normalmente, tal cual se muestra en la Fig. 8.14, del tipo
medialuna, paralelas entre sí e inclinadas con respecto al eje de la barra, pues se ha
demostrado que frente a las del tipo anulares y nervios perpendiculares al eje de la
barra, tienen un mejor comportamiento frente a la fatiga y cargas cíclicas.
La Fig. 8.10 muestra el comportamiento ampliamente superior de las barras
conformadas respecto de las lisas. Note el incremento de resistencia por encima de la
de adherencia por contacto que poseen aquellas, que se atribuye a la resistencia por
corte antes explicada.

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Uno de los aspectos más influyentes de una buena adherencia está asociado al
desarrollo de fisuras. Esto depende fuertemente de la relación resistencia de
adherencia vs. deslizamiento, la que es función como se vio de las distintas
configuraciones de barras y, como se verá, de las diferentes situaciones tanto en
relación a los esfuerzos como a la posición de la barra dentro del hormigón.
A continuación se evalúan otros factores que hacen a la disposición y
construcción de los elementos de hormigón armado.
(a)
(b)
(c)
Fig. 8.14. Ver leyenda de Fig. 4.5 a 4.7 de ref. [2].

18
8.4. INFLUENCIA DE LA POSICIÓN DE LA BARRA CON RESPECTO A LA
COLOCACIÓN DEL HORMIGÓN QUE LAS RODEA.
La relación adherencia vs. deslizamiento para las barras conformadas está
afectada notablemente por el comportamiento del hormigón que se encuentra frente a
las nervaduras. A su vez, la calidad del hormigón en esta región depende de su
posición relativa al momento de hormigonado. Las diferencias más importantes son por
un lado si la barra está colocada en forma horizontal o vertical, y por otro la distancia de
la barra al encofrado.
Fig. 8.15. Formación de oquedades o poros debajo
de barras horizontales como consecuencia del
asentamiento y exudación de agua (bleeding).
Debido al asentamiento del hormigón fresco, existe la tendencia de acumularse
agua debajo de las barras y de las partículas más gruesas del agregado (bleeding o
ganancia de agua). El agua es luego reabsorbida por el hormigón y quedan oquedades
y poros como se muestra en forma esquemática en la Fig. 8.15. Cuando se necesita el
concurso del hormigón en esas zonas y el mismo es deficiente, se producen
deslizamientos.
La Fig. 8.16(c) muestra tres casos diferentes de efectos de capas con poros en
el hormigón y los efectos en la respuesta en términos de deslizamiento. Los
comportamientos son diferentes aunque se tienda a alcanzar la misma relación de
carga última. Se nota claramente la ventaja que tiene la barra en posición vertical. Ver
también la Fig. 8.17.
El efecto de la posición de la barra en el llenado del hormigón es aún más
severo para el caso de barras lisas. La Fig. 8.17 muestra que la resistencia última de
adherencia es drásticamente reducida en el caso de barras horizontales con respecto a
las verticales. Las curvas que están por encima en cada par corresponden a superficies
bastante oxidadas.
Con respecto a la posición de la barra en el encofrado, hay que destacar que en
general se espera que las barras horizontales ubicadas en la parte superior van a tener
desfavorables condiciones de adherencia con respecto a las ubicadas cerca del fondo
del encofrado o de la capa de hormigón llenada previamente. Esto es porque el
fenómeno de ganancia de agua (exudación) y consecuente porosidad mencionada es
mayor en las barras ubicadas en la parte superior.
En tal sentido, el ACI-318-05 estipula, sección 12.2.4. que para el caso de
armaduras horizontales que estén ubicadas de tal forma que se colocan por debajo de
ella más de 300 mm de hormigón fresco en el elemento para el cual se está
determinado la longitud de desarrollo, debe aplicarse un factor de amplificación de 1.3.
Si el elemento está vertical, o con menos de ese espesor de hormigón fresco por
debajo el factor es 1.0.

19
La Fig. 8.18 muestra en forma esquemática cuándo una barra debe considerarse
en posición favorable, I, o desfavorable, II, tomada de ref.[7], aunque en este caso el
umbral lo define un espesor de 250 mm en vez de 300 mm como estipula el ACI-318. Si
la barra está inclinada entre 45 a 90 grados, se puede considerar como ubicada en
zona I.
Fig. 8.16. Influencia de la posición de la barra durante el llenado y de la dirección de los
esfuerzos sobre la respuesta de adherencia.
Fig. 8.17.
Relación carga vs. deslizamiento
para una barra diámetro 16 mm de
acero lisa en distintas posiciones y
con distinto grado de oxidación
superficial.
8.5. INFLUENCIA DEL DIÁMETRO DE LA BARRA Y DE LAS CONDICIONES
DE LA SUPERFICIE.
La Fig. 8.19 muestra la influencia de las indentaciones de la superficie de la
barra, en particular la relación cafr /= a la que antes se hizo referencia. Además, el

20
ángulo entre la cara de la nervadura y el eje de la barra, ángulo α en Fig. 8.12, no
tiene mayor influencia siempre y cuando éste sea mayor de 70o
. Si el ángulo es menor
de 40o
, por ejemplo, y la superficie es suave, se podría producir el deslizamiento a lo
largo de las caras de las nervaduras, por lo que éstas tenderían a empujar al hormigón
fuera del contacto con las barras. Esto puede ser causal de deslizamiento.
Ya se dijo que la oxidación controlada de las barras produce beneficios
adicionales a la adherencia. Por ello, siempre y cuando se cumplan los requisitos
mínimos de condición y diámetro de las barras, no es necesario limpiar para eliminar
esa leve oxidación que sería beneficiosa. Ver Fig. 8.17.
El diámetro de la barra influye poco sobre el valor de la adherencia. Sin
embargo, se prefiere el uso de barras de diámetro menor por dos razones: (i) las
condiciones de anclaje y manejo en obra serán más favorables, y (ii) la sección y por
ende el esfuerzo que deben transmitir, demanda, crece cuadráticamente con el
diámetro, (db
2
), mientras que el perímetro, suministro, lo hace linealmente, por lo que
serán más efectivas las de menor que las de mayor diámetro.
La Fig. 8.20, ref. [2], muestra la influencia del diámetro de la barra sobre la
tensión media de adherencia.
Fig. 8.18. Ejemplos para determinar si las barras de la armadura quedan ubicadas en zonas de
adherencia favorable (zona I) o desfavorable (zona II).

21
Fig. 8.19. Influencia de la superficie nervurada relativa, fr, sobre el valor de cálculo de la
resistencia de adherencia relativa, τ1r, para la longitud de anclaje lv = 10 db = 10 de constante.
Fig. 8.20. Influencia del diámetro de la barra de = db sobre la tensión media de adherencia
relativa, para ∆= 5x10-3
, fr = 0.065, lv= 14cm, βw=f´c = 22.5 MPa.
8.6. EFECTO DEL CONFINAMIENTO.
Las condiciones de adherencia de las barras de acero pueden verse muy
favorecidas si se tiene la posibilidad de suministrar cierto grado de confinamiento al
hormigón que las rodea.
Fig. 8.21. Distintos tipos de falla de anclaje de una barra
simple embebida en hormigón sin y con confinamiento.
La Fig. 8.21 muestra los dos tipos de fallas
que se pueden identificar para una barra de acero
embebida en una masa de hormigón, sin y con
confinamiento transversal.
El confinamiento puede resultar por acción de
armadura transversal o por la misma influencia de
hormigón comprimido, de la misma pieza o de un
elemento adyacente. Si no hay confinamiento, se
origina un tipo de falla asociado a bloques de
compresión que se intentan separar (splitting failure)
por las tensiones perpendiculares de tracción que se
inducen por la transferencia del esfuerzo T=Abfy
hacia el hormigón. Si no hay confinamiento, al
crecer los esfuerzos, las fisuras se dilatan y la barra
se deslizará. Seguramente, las primeras fallas se
producirán cerca del extremo libre de la barra, donde las tensiones de adherencia son

22
elevadas, habrá degradación del hormigón alrededor de las barras, el mismo es
incapaz de recibir el esfuerzo de tracción que la barra le intenta transmitir, y se
producirá, si se alcanzó fy, lo que se llama penetración de fluencia. Esto implica que la
fluencia de la barra comienza a penetrar en la zona donde está anclada. Es decir no
hay transferencia en esa porción desde el acero al hormigón.
Sin embargo, si la dilatación de las fisuras es impedida, los mecanismos de
resistencia al deslizamiento se pueden desarrollar a pleno, y es probable que se
produzca primero la falla por desintegración del hormigón frente a las nervaduras, y
luego, la falla de corte que se mostró en la Fig. 8.13(a). Esta se conoce en la literatura
inglesa como “sleeve” o falla de superficie de corte con un diámetro ligeramente mayor
que el que corresponde a la superficie externa de los nervios.
8.7. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS DEL ACI-318 Y OTRAS
NORMAS EN RELACIÓN AL DESARROLLO DE LAS ARMADURAS.
Los códigos de hormigón armado en general especifican requerimientos
mínimos para que las barras de acero puedan desarrollar en forma efectiva las
tensiones para las que fueran calculadas cuando actúan embebidas en hormigón. Para
esto distinguen los siguientes casos:
(i) La situación en que se encuentra el extremo de la barra que debe transferir los
esfuerzos al hormigón y viceversa, para distinguir por ejemplo si se trata de un
problema de “empalme” o de “anclaje”, y
(ii) La forma que adoptan los extremos de las barras para transferir los esfuerzos
hacia el hormigón y viceversa, que básicamente se clasifican en extremos
rectos, extremos con ganchos normales, dispositivos mecánicos o una
combinación de ellos.
Así es entonces como el ACI-318 en su sección 12.1.1 especifica que en todos
los casos se debe lograr la longitud de desarrollo adecuada hacia cada lado de la
sección en cuestión, sea con extremo recto, gancho o medio mecánico. En forma
explícita aclara que los ganchos NO se deben considerar como efectivos para
desarrollar barras en compresión. La razón de esta limitación se dará más adelante.
Se dijo antes que la longitud de desarrollo es función, inversamente
proporcional, de la resistencia a tracción. La misma es una función de cf ´ y el ACI
limita, sección 12.1.2, este valor a 8.3 MPa, es decir a f´c de 70 MPa.
El reglamento citado especifica las longitudes de desarrollo para los siguientes
casos, en estas secciones:
(i) Desarrollo a tracción con extremos rectos, sección 12.2.
(ii) Desarrollo a compresión, sección 12.3.
(iii) Desarrollo de paquetes de barras, sección 12.4.
(iv) Desarrollo a tracción con ganchos, sección 12.5.
(v) Desarrollo con anclajes mecánicos, sección 12.6.

23
(vi) Desarrollo de mallas de acero, secciones 12.7 y 12.8.
(vii) Desarrollo de torones de pretensado en sección 12.9.
(viii) Desarrollo de armado en flexión, secciones 12.10 a 12.12.
(ix) Desarrollo de armaduras de alma, sección 12.13.
(x) Empalmes es tratado entre las secciones 12.14 a 12.18.
Esta norma, a su vez, previamente y en su capítulo 7 ha establecido las
condiciones para los ganchos normales y los diámetros mínimos de doblado de las
barras. A los efectos de facilitar la comprensión de los conceptos involucrados, en este
trabajo se opta primero por analizar los requerimientos del ACI-318 de longitudes de
desarrollo. Luego se explicará el mecanismo de transferencia de esfuerzos a través de
los ganchos, después de lo cual se presentarán los ganchos normales según la norma.
A continuación se expondrá lo que en relación a anclajes y empalmes con ganchos
especifica la norma. Finalmente, se presentan los conceptos asociados a empalme de
barras y lo que la norma especifica.
8.7.2. DESARROLLO DE BARRAS CONFORMADAS A TRACCIÓN CON
EXTREMOS RECTOS.
Los reglamentos ACI-318, en su capítulo 12, y NZS-3101, en el capítulo 7,
tienen similares expresiones para definir la longitud de desarrollo ld de barras
conformadas con extremo recto, de diámetro bd . En ambos casos se propone en
primer lugar una expresión simplificada y otra como opción un poco más elaborada,
que puede conducir a requerimientos menores. Sin embargo, en ningún caso la
longitud de desarrollo ld debe ser menor de 300 mm para barras conformadas en
tracción con extremos recto.
Fig. 8.22.
Caso típico de arreglo de armaduras en vigas de
hormigón armado
Por ejemplo, el ACI, sección 12.2.2, para el caso en que
el espaciamiento libre de las barras a desarrollar no sea
menor de 2 bd y el recubrimiento libre no menor de bd , ver Fig. 6.22, propone como
expresiones más simples las siguientes:
50.0=dl








cf
fy
´
αβλ db (8.8a)
para barras de diámetro menor a 18 mm, y
625.0=dl








cf
fy
´
αβλ db (8.8b)
para barras de diámetro mayor a 22 mm.

24
Si se compara (8.8a) con (8.2b), para α=β=λ=1.0,
u
df
f
df.
l
bs
'
c
by
d
4
500
== y si fy = fs
la tensión de adherencia acero/hormigón debe ser:
50
4
.´
f
u
c
= ∴
'
cf.u 50= para acero conformado
Las normas duplican los valores de ld para barras lisas, o sea, es como tomar
'
25.0 cfu =
En su sección 12.2.3, opcionalmente, el ACI especifica que:



















 +







=
b
tr
y
d
d
Kccf
f
l
αβγλ
´
9.0 bd (8.9)
y donde el factor 




 +
b
tr
d
Kc
no debe tomarse mayor que 2.5. En estas expresiones se
debe tomar siempre a las tensiones en MPa, y las unidades ld serán las que se tomen
para db.
Es importante hacer notar que en ref.[6] se marca la inconsistencia que por años
ha tenido el ACI haciendo depender la longitud de desarrollo de el diámetro de la barra.
Los autores manifiestan que los análisis y los experimentos demuestran que la ld no
debe depender de db, y así lo toma además el NZS-3101, ref.[5], en su sección 7.3.7.2,
donde para todos los diámetros de barras, adopta una ecuación idéntica a (8.8a).
Ambos códigos están de acuerdo que f´c no debe tomarse mayor a 70 MPa, por lo que
el factor cf ´ termina limitado en 8.3 MPa, tal cual se dijo antes. En definitiva, para
nuestro medio, donde generalmente la barras están comprendidas entre diámetros de 6
mm a 25 mm, se aconseja utilizar siempre la expresión (8.8a).
El ACI-318 en la sección 12.2.4 especifica el significado de los siguientes
factores:
α = factor de ubicación de la armadura, tal cual se explicó en la sección 8.4 de este
trabajo, y se graficó en Fig. 8.18. El factor α puede ser 1.0 para ubicación favorable, y
1.3 en los otros casos.

25
β = factor por revestimiento. Este factor expresa la situación desfavorable que pueden
presentar las barras revestidas con materiales epóxidos, por disminuir la adherencia y
fricción entre barra y hormigón. El factor toma los siguientes valores:
(i) 1.5, si las distancias entre barras revestidas es menor de 6db, o
recubrimiento menor de 3db,
(ii) 1.2 para los otros casos de barras revestidas y
(iii) β = 1 si la armadura no está recubierta.
El ACI especifica que el factor (α β) no necesita ser mayor de 1.70.
λ = factor por densidad de hormigón. Vale 1.0 (uno) para hormigón normal, y 1.30 para
hormigón con agregado liviano.
γ = factor por tamaño de la armadura, que adopta el valor 0.80 para barras de diámetro
menor de 18 mm, y 1.0 para diámetros mayores de 22 mm. Este factor ya fue tenido en
cuenta en las expresiones simplificadas 6.8. En nuestro medio se aconseja usar
siempre el valor de 0.80 para que la ecuación (6.8.b) se transforme en la expresión
(6.8a).
Para los casos más comunes, barras no revestidas y hormigón normal, y
tomando fy = 420 MPa, las expresiones más simples conducen a:
ld = (273 / cf ´ ) db
para caso de barra en posición desfavorable y:
ld = (210 / cf ´ ) db
para barras en situación favorable. Así por ejemplo, cuando se utiliza un hormigón de
f´c = 21 MPa, las longitudes de desarrollo resultan 60 db y 46 db para los casos
desfavorables y favorable respectivamente.
Con respecto a la expresión más sofisticada (8.9), el ACI justifica su presencia
ya que permite calcular más rigurosamente las longitudes de desarrollo en sectores
críticos o en investigaciones especiales. Si se adoptan ciertas combinaciones de
recubrimiento y espaciamiento de armaduras, se pueden llegar a reducciones
importantes. Por ello es conveniente explorar la ecuación (8.9). Una expresión similar, y
teniendo en cuenta los mismos factores, es utilizada en la norma NZS 3101, sección
7.3.7.3. En la expresión del ACI, c representa un espaciamiento o un recubrimiento,
dado en mm, y debe tomarse como el menor entre centro de la barra a superficie de
hormigón más próxima, o mitad de separación entre centro de barras en cuestión.
La Fig. 8.23 es tomada de la ref. [5], y sirve para mostrar el significado físico de
c y la razón de su presencia en la ecuación. En este caso, según el ACI, y obviando
que el NZS no toma distancias a eje sino a caras libres, c debería ser la menor
distancia entre los valores de cb, cs y cp/2. Claro está que lo que se reconoce con este
factor es que si la barra tiene más recubrimiento o más separación a la adyacente, las
condiciones para transferir esfuerzos al hormigón mejoran.

26
Fig. 8.23.
Definición del
significado de
las distancias cb,
cs y cp.
El factor Ktr,
llamado de
factor de armadura transversal, representa la contribución de la armadura de
confinamiento que atraviesa los planos potenciales de falla de hendimiento o de
separación (splitting planes). El factor está dado por:
sn
fA
K
yttr
tr
260
= (8.10)
donde:
Atr = área total de la armadura transversal dentro de un espaciamiento s que cruza el
plano potencial de falla a través de la armadura en desarrollo.
fyt = tensión de fluencia de la armadura transversal, MPa.
s = separación máxima de la armadura transversal dentro de la longitud ld.
n = número de barras que están siendo desarrolladas a lo largo del plano de falla.
La Fig. 8.24 muestra los fundamentos para la evaluación de Atr. De todas
maneras, generalmente se toma Ktr = 0 pues, salvo casos muy especiales, da valores
muy pequeños. La ventaja de usar la fórmula más sofisticada sería, por ejemplo en el
caso de tener un recubrimiento libre mínimo no menor de 2db (es decir en ese caso el
valor de c sería 2.5 db), y una separación libre entre barras no menor de 4db. En ese
caso, y para Ktr = 0, el factor de ecuación (8.9) da 2.5, que es el límite superior que se
puede adoptar, y se obtienen importantes reducciones de longitud de desarrollo, ya
que, por ejemplo, para los casos más comunes, y adoptando γ=0.8, resultarían:
ld = (157 / cf ´ ) db
para caso de barra en posición desfavorable y:
ld = (120 / cf ´ ) db
para barras en situación favorable. Es decir, valores de sólo 0.57 veces los obtenidos
de las fórmulas simplificadas. Así por ejemplo, cuando se utiliza un hormigón de f´c= 21
MPa, las longitudes de desarrollo resultan 35db y 27db para los casos desfavorables y
favorable respectivamente.
Tanto el ACI-318, sección 12.2.5, como el NZS:3101, consideran el caso en que
se tenga más armadura de la requerida en un elemento sometido a flexión. En ese
caso, la longitud de desarrollo se puede reducir en la misma proporción que el cociente
entre la sección requerida y la proporcionada. Esto NO es válido si las barras a

27
desarrollar pueden alcanzar la tensión de fluencia, como es el caso de armaduras que
son parte del sistema sismo resistente.
8.7.3. DESARROLLO DE BARRAS LISAS A TRACCIÓN.
Por los fundamentos antes dados, las barras lisas en tracción sólo pueden
desarrollar en forma confiable su resistencia a través de ganchos. La longitud de
desarrollo en ese caso, según el NZS:3101, sección 7.3.8, debe ser el doble del valor
ldh que se obtiene en su sección 7.3.14.2 y que corresponde al desarrollo de barras en
tracción para barras conformadas y con gancho normal. Ver más adelante ecuación
(8.12).
8.7.4. DESARROLLO DE BARRAS CONFORMADAS A COMPRESIÓN.
Los mecanismos de transferencia de esfuerzos de barras en tracción al
hormigón son diferentes si la barra está en compresión. En primer lugar , hay una
menor tendencia de que ocurran las fallas por separación (splitting) que se dan en
barras desarrolladas en tracción, porque el hormigón que la rodea está en compresión.
En segundo lugar, una parte de la compresión de la barra puede ser transmitida al
hormigón directamente por presión de punta. El peligro en este tipo de mecanismo
reside en que la presión de punta pueda hacer saltar las zonas del hormigón
movilizadas para soportar las fuertes presiones de compresión, muy concentradas. El
desarrollo de este mecanismo es posible si después del extremo de la barra existe
suficiente masa de hormigón, o algún otro dispositivo que distribuya los esfuerzos en
compresión.
La Fig. 8.25 muestra a la izquierda los dos mecanismos de transferencia a
través de tensiones de punta y de adherencia. Cuando las barras son de diámetro
importante, y el recubrimiento de hormigón escaso, se pueden dar fallas como la que
se esquematiza en el centro de la figura. Para evitar este problema, se debería
disponer de estribos como se indican. Como se ve, sea por tracción o por compresión
es conveniente disponer de armaduras transversales en las zonas de transición de
transferencia de esfuerzos.
Fig. 8.25. Efecto de presión de punta S en barras comprimidas; el peligro de fractura se reduce
disponiendo de armadura transversal como se indica.

28
La Fig. 8.26 muestra también la posibilidad de que la presión de punta tienda a
producir una rotura con superficie cónica cuando las barras terminan muy próximas a la
superficie libre de hormigón. Ver Fig. 8.37.
Fig. 8.26.
Precaución a tomar cuando se interrumpen barras
cercanas a las superficies libres de hormigón. Ver
Fig. 8.37.
En ese caso se debe disponer de un
gancho a 90 grados en la dirección opuesta a
la ubicación de la barra. Este detalle podría
además completarse con armadura
transversal con barras cortas tipo caballete como muestra la Fig. 8.27. Sin embargo,
este detalle no es recomendado por la ref.[1] para absorber los esfuerzos de corte que
se generan en los apoyos, por la tendencia a ser empujadas la parte inferior de dichas
barras hacia abajo, induciendo fisuras de tracción en las zonas de compresión. En ese
caso, en los extremos de las vigas deben colocarse estribos a corta distancia. Lo más
aconsejable sería tratar de continuar la columna por encima del nivel de viga o losa,
formando una especie de “stub” vertical, que tiene además la ventaja que allí se
pueden anclar las barras en compresión de la columna, que han pasado rectas por el
nudo y que en consecuencia no generaron congestión de acero en zona crítica.
Fig. 8.27. Pobre respuesta que se
obtiene si se agregan barras tipo
caballetes en los apoyos.
La Fig. 8.28 muestra que
los ganchos no son adecuados
para anclar barras comprimidas.
En definitiva, las normas no consideran reducción de longitud de desarrollo en
compresión por la existencia de ganchos. Esto ya se adelantó en la sección 8.7.1.
Fig. 8.28. Los ganchos no son
apropiados para anclar barras
comprimidas, en especial en
columnas.
En definitiva, las normas
reconocen la situación más
favorable para desarrollar
esfuerzos de compresión, por
lo que las longitudes de

29
desarrollo resultan menores que las de tracción. Así por ejemplo, la norma ACI-318,
sección 12.3.2 especifica que para barras conformadas en compresión la longitud de
desarrollo no debe ser menor de 200 mm, ni de la que resulte de:
b
c
y
d d
f
f
l
´
24.0= (8.11a)
ni de:
byd dfl 04.0= (8.11b)
aunque esta longitud puede ser reducida por los siguientes factores:
(i) (Asr/AsP) cuando hay armadura proporcionada en exceso, AsP, por encima de
la requerida Asr, pero que no esté sometida a fuerzas sísmicas, y
(ii) 0.75 cuando hay armadura de confinamiento de diámetro 6mm con
separación no mayor de 100mm, o se cumple con lo que especifica la
sección 7.10.5 de la misma norma.
Si se expresa a la longitud de desarrollo como:
b
'
c
y
d d
f
f
λx αl β=
note que, comparando con la ecuación (8.8a) de ld para tracción, el factor x es igual a
0.5, mientras que para compresión el factor es 0.25 (el cual a su vez si se confina con φ
6 @ 10 cm se reduce a x = 0.25 x 0.75 = 0.1875).
8.7.5. DESARROLLO DE BARRAS LISAS A COMPRESIÓN.
La norma NZS:3101, en la sección 7.3.10 especifica que las longitudes de
desarrollo de las barras lisas en compresión deben duplicarse con respecto a las que
corresponden a las barras nervuradas.
8.7.6. DESARROLLO DE PAQUETES DE BARRAS.
En ciertas circunstancias es necesario disponer de paquetes de barras para
soportar los esfuerzos. Podría ser que fueran grupos de barras colocadas en contacto
unas con otras, como se muestra en la Fig. 8.29.
Fig. 8.29.
Ejemplos de grupos de barras.
Estos casos no son muy comunes,
en particular en diseño sismo resistente
donde las cuantías de acero deben ser
limitadas para que los elementos
estructurales posean suficiente
ductilidad.

30
Otro caso que se muestra en Fig. 8.30, corresponde a grupo de barras formando
diagonales de tracción y compresión en vigas de acople de tabiques de hormigón
armado, donde las barras están muy cerca unas de otras, soportando casi la misma
fuerza.
Fig. 8.30.
Detalles de armado de
una típica viga de
acople de tabiques de
hormigón armado.
El código ACI-318, sección 12.4.1, al igual que el NZS:3101, sección 7.3.16.4,
establece que en estos casos es necesario aumentar la longitud de desarrollo con
relación a la que correspondería para la barra individual. El adicional de longitud es
atribuido a la reducción del diámetro exterior expuesto de las barras, por lo que la
superficie de transferencia es menor. Ambas normas citadas están de acuerdo en que
los incrementos tanto para barras sujetas a compresión como a tracción debe ser de un
20 % para paquete de 3 barras y 33 % para un paquete de 4 barras.
Fig. 8.31.
Anclaje requerido cuando se trabaja con varias barras o grupos de
barras en tracción.
Las normas además estipulan que a los efectos de aplicar los factores de
modificación de la longitud de desarrollo de un grupo de barras, éste debe ser tratado
como una unidad de diámetro equivalente al área del total de grupo o manojo de
barras.
Para el caso de la Fig. 8.30, se puede generar una situación como la que se
esquematiza en la Fig. 8.31. En este caso, la ref. [8] sugiere que las longitudes de
desarrollo individuales (generalmente son de diámetros iguales) sea incrementada en
un 50 %.

31
8.7.7. DESARROLLO DE BARRAS EN TRACCIÓN CON EXTREMOS CON
GANCHOS NORMALES.
8.7.7.1 Introducción
Cuando la longitud recta disponible para anclaje o empalme de barras no es
suficiente, se pude disponer de un extremo con gancho que reduce en forma
considerable la longitud de desarrollo, designada como ldh en este caso (h por hook).
Tal cual se explicitó antes, para compresión no se puede utilizar el gancho como
reductor de longitud de desarrollo. La Fig. 8.32 muestra los ganchos reglamentarios de
acuerdo al ACI-318, mientras que la Fig. 8.33 hace lo propio con los que propone el
NZS:3101.
Fig. 8.33.
Ganc
hos
norma
les
según
el
NZS:3
101.
Fig. 8.32.
Ganchos normales según el ACI-318.
Fig. 8.34.
Forma típica de ejecutar ensayos de

32
arrancamiento de barras con ganchos. Distribución de tensiones en el acero.
Para observar la efectividad de los ganchos, en los ensayos de arrancamiento
como el que se esquematiza en la Fig. 8.34, se elimina el contacto de la barra con el
hormigón en la porción recta antes del gancho.
Lo que se obtiene de los ensayos es la relación carga vs. deslizamiento, el cual
se mide en el punto donde la barra entra al hormigón. De la figura se observa que la
distribución de deformaciones, y por lo tanto de tensiones, en el acero a lo largo del
gancho revela que la barra transfiere la fuerza de tracción rápidamente hacia el
hormigón y que la porción recta que sigue al gancho es generalmente inefectiva. Esto
es particularmente cierto para barras nervuradas, pero en barras lisas la transferencia
de esfuerzos es más lenta, y por lo tanto la extensión recta que sigue al gancho puede
dar beneficios para el anclaje. Note de las Figs. 8.32 y 8.33 las exigencias de las
normas al respecto, sean barras lisas o conformadas.
Es de destacar que el mayor beneficio del gancho está en las tensiones que se
puedan desarrollar en el lado interno del mismo, del lado cargado. Por lo tanto las
condiciones del hormigón que rodea esa zona son las que controlan el comportamiento
del anclaje. Si existiera porosidad o espacios sin llenar, se pueden producir
deslizamientos de la barra que degradan el anclaje. La Fig. 8.35 muestra la respuesta
para ganchos a 180o
y diferentes
posiciones del mismo respecto a
la dirección de colado del
hormigón. Se muestra la relación
fs/f´cu vs. el deslizamiento, donde fs
es la tensión de tracción del acero
aplicada a la barra frente al
gancho, y f´cu es la resistencia
cúbica del hormigón que rodea al
gancho. Se deja al lector las
conclusiones.
Fig. 8.35.
Relación Carga vs. Deslizamiento
para anclaje de barras nervuradas
con ganchos.
La Fig. 8.36 muestra comportamiento frente al arrancamiento para distintos tipos
de doblado extremo, incluido extremos rectos. Se ve que los ganchos, para una misma
longitud de anclaje, no necesariamente proveen mejores condiciones que un extremo
recto. Si se reconoce que del lado interno del doblado se introducen fuertes
concentraciones de tensiones, por lo que se pueden inducir grandes deformaciones en
el hormigón, es viable comprender que para la misma longitud de embebido, el extremo
recto vertical da los mejores resultados. En la figura, las longitudes de contacto son
iguales en todos los casos a 10 db. Note que si la tracción en la barra es aplicada en

33
dirección contraria al sentido de llenado, las diferencias son menores. Esto es porque
los ganchos se apoyan sobre hormigón que no está afectado por falta de llenado, por
ganancia de agua o por sedimentación. A menor ángulo de doblado, menor
concentración de tensiones, y por ende menor deslizamiento. Por lo tanto, con mayor
diámetro de doblado se transmitirá mayor carga para el mismo valor de deslizamiento
admitido.
Cuando una barra se dobla alrededor de otra transversal, como es el caso de
anclaje de estribos, se pueden desarrollar tensiones de tracción del orden de 10 a 30 %
mayores para el mismo valor de deslizamiento. Sin embargo, este beneficio solamente
puede ser obtenido si existe contacto directo entre el gancho y la barra que sirve de
apoyo. En las condiciones normales de construcción, dicho contacto no se puede
garantizar, en particular si los estribos son de diámetro importante. Además, en esa
zona de contacto es muy probable que la calidad del hormigón no sea muy buena
(discontinuidad, porosidad, etc.). Esos dos factores pueden inducir deslizamientos a
tensiones relativamente bajas.
Fig. 8.36. Comportamiento de anclajes de barras de acero conformadas con varios grados de
doblado. (a) barras superiores y (b) barras inferiores.
8.7.7.2. LONGITUD DE DESARROLLO PARA BARRAS NERVURADAS CON
EXTREMOS CON GANCHOS.
El ACI-318, sección 12.5.1, al igual que el NZS:3101 sección 7.3.14.2, establece
que la longitud de desarrollo ldh, que se indica en la Fig. 8.32, para barras con resalte y
extremo en gancho, no debe ser menor de 150 mm, ni menor de 8db y tampoco menor
del valor en mm que resulta de esta expresión:
b
c
y
dh d
f
f
l
'
24.0 321 βλααα= (8.12a)
donde:

34
(i) α1 factor de recubrimiento. Vale 0.70 para el caso de barras de diámetro
menor de 36 mm que tengan un recubrimiento lateral (es decir normal al
plano del gancho) no menor de 60 mm y para los ganchos a 90o
, con
recubrimiento en la extensión de la barra más allá del gancho de 50 mm. El
código NZS, sección C7.5.2.8 establece además que si las barras de la viga
son ancladas dentro de las barras de la columna que pasan por el nudo, ese
factor de 0.70 es apropiado.
(ii) α2 factor de confinamiento. Vale 0.80 para barras de diámetro menor de 36
mm en donde los ganchos estén confinados vertical u horizontalmente por
estribos separados a no más de 3db lo largo de ldh.
(iii) α3 relación entre Arequerida/Aexistente (Asr/AsP) cuando hay armadura
proporcionada en exceso, AsP, de la requerida Asr, pero que no esté sometida
a fuerzas sísmicas.
(iv) β factor por revestimiento. Este factor expresa la situación desfavorable que
pueden presentar las barras revestidas con materiales epóxidos, por
disminuir la adherencia y fricción entre barra y hormigón. El factor toma el
valor de 1.2 para los otros casos de barras revestidas con epoxi.
(v) λ factor por densidad de hormigón. Vale 1.0 para hormigón normal, y 1.30
para hormigón con agregado liviano.
Note que ldh se mide desde la sección crítica hasta el extremo exterior o borde del
gancho. Además, se ve que no se hace diferencia entre barras horizontales que
puedan estar en la parte superior o inferior del encofrado. El ACI en sus comentarios
aclara que para el caso de ganchos esta distinción (que castigaba con el factor 1.30
para barras superiores) es difícil de visualizar o justificar para el caso de barras con
ganchos.
El estudio de fallas de barras con gancho ha demostrado que la causa principal
de la falla está dada por la pérdida o separación del recubrimiento del hormigón en el
plano del gancho, ver Fig. 8.37, en donde de todas maneras existen defectos en el
detalle de nudo (compare con esquema de Fig. 8.26). La separación se inicia desde la
parte interior del gancho donde las tensiones en el hormigón son muy elevadas. Por
ello la importancia de los recubrimientos laterales y del confinamiento.
Fig. 8.37.
Incorrecto detalle de
anclaje con ganchos a
180o
. Comparar con
esquema de falla de Fig.
8.26. Importancia del
confinamiento del núcleo.
Inconveniencia del tipo de
gancho.

35
Note que para los casos comunes de fy= 420 MPa, y α1= α2 = α3= β= λ =1.0, la
expresión se reduce a:
b
c
y
dh d
f
f
l
'
24.0= (8.12b)
es decir, muy parecida a la de una barra nervurada en compresión con extremo recto.
CONFORMADO SOMETIDAS A TRACCIÓN.
Según muestra la Fig. 8.38, ACI-318, sección 12.7, la longitud de desarrollo de
la malla electro soldada de barras nervuradas y medida desde la sección crítica hasta
el extremo libre debe calcularse como el producto de la longitud ld evaluada según la
ecuaciones 8.8 o 8.9, afectada por un factor de reducción, pero no menor de 200 mm.
El factor de reducción se aplica al caso en que exista al menos una barra transversal
dentro de la longitud de desarrollo y a más de 50 mm de la sección crítica. Dicho factor,
que no necesita ser mayor a 1.0, debe tomarse como el mayor entre (fy–250)/fy, y
(5db/sw), donde sw es la separación entre las barras de la malla a desarrollar.
Si la barra de la malla a desarrollar no tiene barra transversal o ésta está a
menos de 50 mm de la sección crítica, el factor se debe tomar igual a 1.0.
En las mallas el desarrollo de la fuerza depende tanto de las armaduras
transversales como de la longitud de embebido de la barra en cuestión.
Fig. 8.38. Longitud de desarrollo de malla de
acero conformado electrosoldada.
8.7.9. DESARROLLO DE MALLAS ELECTROSOLDADAS DE ACERO LISO
SOMETIDAS A TRACCIÓN.
Según muestra la Fig. 8.39, ACI-318, sección 12.8, la longitud de desarrollo para
el caso de malla con barras lisas que poseen 2 alambres transversales, y con el más
próximo a la sección crítica a más de 50 mm, no debe ser menor de 150 mm, ni de:
λ
c
y
w
w
d
f
f
s
A
l
'
(3.3= (8.13)
donde Aw es el área de una barra individual a empalmar.

36
Fig. 8.39.
Longitud de desarrollo de la malla electro
soldada de barras lisas.
8.8. EMPALMES DE ARMADURAS.
8.8.1. INTRODUCCIÓN.
Las longitudes de las barras de acero tienen dimensiones limitadas. Las barras
en nuestro medio tienen una longitud máxima de 12 metros. Barras de diámetro menor
o igual a 12 mm se pueden conseguir en rollos. De todas maneras, por razones
también de orden constructivo, las barras se colocan en obra con dimensiones
limitadas. En consecuencia, es necesario empalmar las barras de acero para que
tengan continuidad en el hormigón. En general, los empalmes pueden clasificarse en
directos e indirectos. Los directos son aquellos en los que la transferencia de esfuerzos
se hace de barra a barra directamente sin la intervención del hormigón. Este es el caso
de empalmes por soldadura y por elementos mecánicos, como manguitos roscados o a
presión.
En el empalme indirecto, las barras de acero transmiten los esfuerzos a través
del hormigón que las rodea. Este es el caso de los empalmes por solape, donde
además a veces es necesario de la intervención de barras de acero transversales. Lo
importante de destacar es que en los empalmes indirectos el hormigón en contacto con
las barras interviene en el mecanismo de transferencia (que no se hace de acero a
acero), y por lo tanto la ubicación del empalme es importante para juzgar su efectividad
y el comportamiento de la sección de hormigón armado en dicha zona.
8.8.2 EMPALMES DIRECTOS.
8.8.2.1. Empalmes soldados.
Los empalmes por soldadura deben ser sometidos a un control de calidad muy
exigente, el que debería incluir muestras preparadas en el mismo sitio de la obra, para
asegurar las características de resistencia y deformación.
El código ACI-318 en su sección 12.4.3.2 especifica que las uniones soldadas se
deben regir por la norma del “Structural Welding Code-Reinforcing Steel”, ANSI/AWS,
American Welding Society D1.4. La norma establece que se requiere considerar la
soldabilidad del acero y los procedimientos adecuados para efectuar la soldadura. Los

37
planos y especificaciones de construcción deben ser explícitos en estos casos. La
soldabilidad del acero está basada en su composición química o equivalente de
Carbono (CE). A su vez, el código de procedimientos de soldadura establece un
precalentamiento y temperaturas de interpaso que son función del contenido de
carbono y del diámetro de las barras. En la sección 12.14.3.3. el ACI establece que un
empalme soldado debe desarrollar por lo menos un 125 % de la tensión real de fluencia
de la barra especificada mediante ensayos. El motivo es alejar la falla de la zona de
empalme, que por soldadura podría verse fragilizada.
La norma DIN 4099 establece que los empalmes pueden hacerse a tope (butt
weld) o por superposición con otra barra o con cubrejuntas. La Fig. 8.40, ref.[7],
muestra los diferentes casos. Para las limitaciones en cada caso consultar la norma
respectiva.
Fig. 8.40. Tipos de empalmes por soldadura propuestos en ref.[7].
El reglamento NZS:3101, en su sección 7.3.16.1, dice que los empalmes por
soldadura deben satisfacer la norma NZS 4702. En la sección 7.3.16.5 establece que
solamente con el tipo de soldadura a tope se puede alcanzar la resistencia a rotura de
la barra. En ese caso, en su sección C.7.3.16.5, se establece que cuando está
correctamente ejecutada, la unión puede soportar severas condiciones de reversión de
deformaciones, por lo cual este tipo de empalme se puede implementar en cualquier
sección del hormigón. Así entonces, este tipo de soldadura es apta para ser utilizada
en uniones de barras longitudinales de regiones potenciales de articulación plástica en
vigas, o en uniones viga-columna, etc. Si la unión está hecha por soldadura de solape,
sólo es posible alcanzar alta resistencia, pero no asegura que sea mayor que la de
rotura de la barra. Por ello, este caso y la de uniones con elementos mecánicos no
puede efectuarse en zonas críticas, como aquellas posibles de plastificación.

38
La ref. [6] indica que los empalmes no deben ejecutarse en zonas de rótulas
plásticas, ni dentro de una distancia a partir de las mismas igual a la profundidad o
diámetro de la columna, para permitir el cambio de tracción por efecto de corte. Esta
restricción, dice la referencia citada, debería aplicarse a cualquier tipo de empalme, sea
directo o indirecto. En Japón el tipo de unión por soldadura a tope adquirió gran auge.
Sin embargo, durante el terremoto de Kobe (Kyogo-Ken-Nambú, del 17 Enero de
1995), fueron muchas las fallas por soldadura que se produjeron. La Fig. 8.41 muestra
la falla de flexión de una de las columnas del Hanshin Expressway durante dicho
evento. La falla se inició en las soldaduras a tope, que estaban ejecutadas en la misma
sección de hormigón y en la zona de máximo momento, cercana a la base de la
columna. Al menos 50 de esas columnas de ese viaducto fallaron provocando el
colapso total que se observa en la Fig. 8.42. Ver también la Fig. 8.88.
Fig. 8.41.
Fallas de Soldadura a tope en
las barras longitudinales de
las columnas de hormigón
armado de una de las
columnas de la Hanshin
Express Way, Kobe, Japón,
durante el terremoto del 17 de
Enero de 1995.
Fig. 8.42.
Falla de Flexión por encima
de las bases de las columnas
durante el terremoto de Kobe,
1995.
En Japón aún es
común para barras de
diámetro mayor de 22 mm
el uso de las uniones con
soldadura a tope del tipo
mostrada en la Fig. 8.40
(indicada como Fig. 5.1),
pero se requiere de licencia
especial para ejecutar este
tipo de unión. En este caso, se utiliza un procedimiento en el que los extremos de las
barras son calentados (a gas) a una temperatura adecuada, se presionan uno contra
otro y se logra la fusión mientras que se forma un bulbo en la sección de contacto. Para
barras de diámetro mayor de 32 mm es común el uso de conectores mecánicos, debido

39
a la dificultad de lograr en el sitio la condición necesaria de calentamiento
indispensable para la fusión de los extremos en barras de esos diámetros.
Para barras menores de 16 mm es común el uso de empalmes indirectos (por
traslape). Es evidente que se trata de evitar las grandes longitudes de empalme por
solape (que se verán más adelante) necesarias para barras de gran diámetro.
8.8.2.2. Empalmes con conectores mecánicos.
Como se verá, el eslabón débil de las uniones indirectas es el hormigón entre las
barras a unir. Cuando se desea transferir la resistencia total de las barras al hormigón
se debe disponer de longitudes que como se verá luego, a veces son bastante
mayores a las longitudes de desarrollo ld antes calculadas.
Si la pieza de hormigón armado tiene bastante armadura y de diámetros
importantes, se requiere de considerables cantidades de acero adicional para
materializar el empalme. En columnas de edificios de varios pisos tal vez las longitudes
necesarias de empalme excedan del 1/3 o de 1/2 de la altura de piso. Además se
pueden producir congestiones de acero lo cual interfiere con la apropiada
compactación del hormigón.
Sin un buen hormigón la transferencia de esfuerzos por métodos indirectos no
es confiable. Por eso surgen los métodos de transferencia directa, entre los que se
encuentran los que utilizan componentes mecánicos.
Al igual que para uniones soldadas, cuando se usan conectores mecánicos, el
ACI-318, sección 12.14.3.4 especifica que las conexiones deben desarrollar en tracción
y compresión por lo menos un 125 % de la tensión de fluencia real de las barras a
empalmar. Más adelante se mencionarán las prescripciones adicionales que establece
la norma NZS en relación a los conectores mecánicos, en particular la forma de
ensayos para aceptación de la conexión. En el caso de miembros sometidos a cargas
sísmicas, el requisito es que las conexiones deben poder desarrollar la resistencia a
rotura de las barras.
En la sección 8.11 se verán algunas tendencias actuales en Japón respecto a
metodologías de anclajes y empalmes. Como se sabe, En este país existe una fuerte
cultura de experimentación, y existen firmas privadas, corporaciones, que son las que
marcan el estado del arte en desarrollos innovadores.
8.8.2.2.1. Empalmes con manguitos roscados.
La ref. [7] contiene bastante información con respecto a uniones con manguitos
roscados. La Fig. 8.43 muestra detalles de este tipo de uniones. Las mismas no son
muy utilizadas en nuestro medio.
Fig. 8.43. Distintos tipos de empalmes por manguitos roscados.

40
8.8.2.2.2. Empalmes con manguitos a presión para barras nervuradas.
Las mismas consideraciones anteriores corresponden a este tipo de unión.
Algunas de ellas se pueden ver en la Fig. 8.44(a) y (b). En este caso, se utiliza un trozo
de tubo de acero anular o manguito que se posiciona solapando los extremos de las
barras a unir (generalmente del orden de 5 veces el diámetro de la barra a unir, es
decir 2.5 db para cada lado). Se presiona en frío contra ellas, forzando que la
nervaduras se introduzcan en las paredes del manguito.
Alternativamente, a veces el manguito se diseña con un diámetro
adecuadamente mayor que el de la barra y por un proceso térmico se llena el espacio
entre barra nervurada y el manguito con un componente metálico.
Fig. 8.44(a). Empalme con manguito a presión.
Los manguitos a presión pueden también emplearse para empalmes roscados,
como se muestra en la Fig. 8.44(b). El perno roscado es de acero de alta resistencia.
Este tipo de empalme permite la transmisión de acero a acero tanto a esfuerzos de
tracción como de compresión.

41
Fig. 8.44(b).
Empalme de manguito roscado a presión para barras nervuradas.
La norma NZS, sección 7.5.1.3 establece que a más
de los requerimientos antes mencionados para uniones
soldadas y con conectores, los empalmes mecánicos deben
ser ensayados a través de 8 ciclos de carga hasta que en la
barra se alcance una tensión máxima de 0.90fy. El requisito
es que durante este ensayo, bajo la carga máxima de
tracción o compresión, el cambio de longitud, medida sobre la
longitud completa del sistema de conexión, no debe resultar
en más del 10 % en exceso de la extensión de la misma longitud de una barra sin
empalmar.
8.8.3 EMPALMES INDIRECTOS.
En el caso de un empalme por solape o traslape, la transferencia de esfuerzos
de una barra a otra se hace a través del hormigón que rodea ambas barras. En
cualquier parte de la longitud de empalme la fuerza se transmite de una barra al
hormigón por adherencia y también por este mecanismo simultáneamente se transmite
del hormigón hacia la otra barra. Dentro del hormigón se generan tensiones muy
elevadas y fuerzas que tienden a la falla por separación (splitting failure). En
consecuencia, la integridad de un empalme por solape depende de que se pueda
desarrollar la adherencia entre barra y hormigón sin que éste se desintegre o se
induzcan excesivas deformaciones.
8.8.3.1. Traslapes de tracción. En Los empalmes traslapados sometidos a tracción
existe una fuerte tendencia a la falla de hendimiento o separación. Si bien el
mecanismo de transferencia es bastante complejo, se pueden obtener algunas
conclusiones por inspección de la forma de falla del mecanismo.

42
Fig. 8.45.
Distintos tipos de fallas por
empalmes por solape en
columnas.
La Fig. 8.45
muestra distintas
situaciones de
empalmes de barras en
columnas.
Como se ve, tanto
para columnas circulares
como para las de
sección rectangular, una
falla del empalme
implicaría un movimiento relativo longitudinal entre las barras empalmadas, lo que se
debería dar si es posible la formación de una serie de superficies de fractura
perpendiculares a las caras de la columna. Además se debería generar una superficie
de falla paralela a la superficie de la columna que induzcan a la dilatación de las fisuras
radiales (perpendiculares al radio) o circunferenciales, que permiten a las barras
deslizarse con respecto al núcleo de la columna.
Fig. 8.46. Fallas en columnas con empalmes en las regiones extremas.
La Fig. 8.46 muestra fallas de empalmes por traslape en columnas, donde las
barras longitudinales de las columnas son de diámetro grande.

43
Fig. 8.47.
Tensiones de tracción inducidas por las fuerzas de
transferencia que se desarrollan en los empalmes
por solape.
Con referencia a la Fig. 8.45, se ve que
existe un bloque de hormigón de longitud ls
(longitud de traslape) y perímetro p que estará
asociado a cada barra. Si se permite cierta
plastificación en la resistencia a tracción del
hormigón, ft, y en referencia a la Fig. 8.47, la fuerza transversal que se resiste a la
formación de las superficies de fisuras es entonces ftpls. Suponiendo que la resistencia
al deslizamiento es suministrada por diagonales de compresión a 45o
entre las
deformaciones de barras adyacentes, Fig. 8.47(a), o entre barras y el núcleo del
hormigón, Fig. 8.47(b), la fuerza de tracción transversal es igual a la resistencia
longitudinal o fuerza que el acero debe desarrollar. Por lo tanto, la máxima fuerza Tb
que puede ser transferida sin la colaboración de armadura transversal está dada por:
stsbb plffAT == (8.14)
En la ref. [6], de donde se extraen estos conceptos, se dan mayores detalles del
mecanismo de resistencia, pero para resumir, y adoptando un valor límite superior del
perímetro dado por:
)(22 bdcp += (8.15)
y para valores de recubrimientos típicos, se llega a que la longitud de traslape
necesaria es del orden de (comparar con la ecuac. 8.8a):
b
c
s
s d
f
f
l
'
50.0= (8.16)
donde para valores de las tensiones en MPa, las unidades de ls son las de db. La
misma referencia aconseja que el empalme esté suficientemente confinado por
armadura transversal para que no se desintegre el mecanismo de transferencia de
corte por fricción en el caso que se supere la resistencia a tracción del hormigón.
Fig. 8.48(a). Transmisión de esfuerzos en un empalme por traslapo: el esfuerzo Z se transmite
por compresión oblicua, por lo que se origina una tracción transversal.

44
Tal cual se muestra en la Fig. 8.48a, donde los esfuerzos a transmitir se
designan con Z, tomada de ref. [7], y las diagonales comprimidas con D, debido a que
sólo parte del perímetro de las barras puede participar en el mecanismo de
transferencia y debido a las condiciones adversas del hormigón que rodea las barras, la
longitud de empalme debería ser mayor que la longitud de desarrollo ld que
corresponde a una barra aislada. La Fig. 8.48b muestra las fisuras entre las barras y
las diagonales comprimidas, por ensayos realizados por Y. Goto en Japón (tomada de
ref. [7]).
Fig. 8.48(b).
Fisuras entre las barras que muestran claramente las diagonales
comprimidas.
El efecto de “wedging” o contacto entre las superficies de las
barras a empalmar hace que se tienda a formar una fisura a lo
largo de una línea que pasa a través de los centros de las barras
traslapadas. Este efecto se esquematiza en la Fig. 8.49, donde
son empalmadas cuatro barras de una viga. Es claro que
solamente las ramas externas del estribo son las que ofrecen
resistencia contra la separación de los bloques de hormigón que
se intentan separar por debajo de las armaduras. El estribo es el
que toma las fuerzas de tracción del modelo de reticulado,
fuerzas ∆Zq en Fig. 8.48a, que completa el mecanismo de
resistencia.
Fig. 8.49(a). Posible formación de
fisuras en empalmes por traslape.
Fig. 8.49(b). Vista de la formación de
fisuras a lo largo del elemento
estructural.
El extremo libre de las
barras empalmadas, por ser focos
de discontinuidad, actúan como
iniciadores de fisuras a través de
las zonas de tracción. Ver la Fig.
8.48(b). La fisura transversal
dispara a su turno fisuras de
separación. Esto produce el incremento de la distancia A-B de la Fig. 8.49(a), lo cual se
puede monitorear en ensayos a través de una adecuada instrumentación, a medida
que las cargas se incrementan. El inicio de la fisuración se puede detectar a partir de
un incremento repentino de las dimensiones de la sección transversal en coincidencia
con la ubicación de los traslapes.

45
Fig. 8.50. Distribución cualitativa de las deformaciones
transversales en un empalme por superposición de barras.
Mediciones experimentales han demostrado
que las expansiones transversales son mayores en
coincidencias con los extremos libres de las barras.
Esto se grafica en la Fig. 8.50. Por ello es que
cuando se terminan varias barras que están fuertemente tensionadas en la misma
sección, los efectos de deformación son acumulativos, a menos que las separaciones
laterales de los empalmes sea generosa.
En consecuencia, es beneficioso
alternar los empalmes de forma tal que
los extremos libres de las barras no
sean coincidentes, a menos que las
barras estén separadas por una
distancia mayor de 12db. Lo que se
recomienda es que se alternen los
extremos libres a través de media
longitud de empalme, o por más de
1.30 veces dicha longitud, tal cual se
muestra en la Fig. 8.51. Las ventajas y
desventajas de cada caso se deducen
por inspección de las figuras.
Más adelante se verá las
prescripciones de las normas, que
tienen que ver con la ubicación de los
empalmes, las longitudes de empalme
y el número de barras a empalmar.
Fig. 8.51. Expansión transversal y fisuras en
empalmes por superposición desfasados o
alternados. (a) expansión transversal por
superposición de traslape; (b) la expansión
trasversal no se acumula; (c) superposición de
expansión transversal no es crítica.
Dentro del rol que le cabe a la armadura transversal, en la resistencia al corte, en evitar
pandeo de barras y proveer confinamiento de hormigón armado, está también la que
corresponde a suministrar resistencia de adherencia. La falla de un empalme en
tracción es muy violenta y completa si no se ha suministrado armadura transversal en
la zona de unión de las barras. Con un mínimo de contenido de armadura de estribos,
por ejemplo, 0.15%, se incrementa notablemente la resistencia del empalme, se
restringe el crecimiento de la fisuración y se puede asegurar el comportamiento dúctil
de la pieza.
8.8.3.2. Traslapes de compresión.

46
Debido a las condiciones de adherencia más favorables para barras en
compresión que en tracción, los códigos permiten menores longitudes de solape en
empalmes comprimidos.
La mayor diferencia entre empalmes en tracción y en compresión radica en que
en este último caso las barras pueden transferir parte de la fuerza por presión de punta.
Algunos ensayos han demostrado que las presiones de punta han alcanzado hasta 5
veces la resistencia cilíndrica del hormigón en los extremos de barras traslapadas en
compresión.
Otros ensayos de empalmes de barras en compresión han demostrado que:
(i) La presión de punta fue la responsable de la mayoría de las fallas en los
empalmes, independientemente de la longitud de empalme ensayada. Los
ensayos se efectuaron para longitudes de empalme entre 9 a 38 veces el
diámetro de las barras. Una falla típica de presión de punta se observa en la
Fig. 8.52.
(ii) La capacidad de los empalmes fue mejorada cuando se dispuso de armadura
de confinamiento, la cual limitó la expansión lateral del hormigón. En tales
casos se llegó a medir presiones de punta de hasta 120 MPa.
(iii) Un incremento del espesor del recubrimiento de hormigón en la zona del
empalme en compresión no resultó significativo.
(iv) Cuando se usaron barras longitudinales de diámetro pequeño, menores de
14 mm, en el solape, la presión de punta no influencia en forma apreciable la
respuesta, y en ese caso el uso de armadura transversal, como se utiliza
fuera de la zona de empalme, suele ser suficiente.
Fig. 8.52. Falla de un empalme por solape en
compresión por presión de punta.
El efecto explosivo (falla muy frágil) que
puede producir una presión de punta excesiva,
requiere de armadura transversal con poca
separación, la cual debe prolongarse más allá
de los extremos de las barras. La Fig. 8.53, de
ref.[7], ilustra el concepto e indica una expresión
razonable para el cálculo y disposición de la
armadura transversal.

47
Fig. 8.53.
Empalmes por
traslape de barras en
compresión. La
armadura transversal
debe extenderse más
allá de los extremos
de las barras.
8.8.4. PRESCRIPCIONES REGLAMENTARIAS RESPECTOS A LOS EMPALMES.
El código ACI-318, sección 12.14 aclara que los lugares de empalmes deben
quedar bien definidos en los planos. En sus comentarios recomienda que se ubiquen
lejos de los puntos de máximo esfuerzo de tracción. El uso de factores 1.3ld y 1.0ld que
se verá más adelante tiende a motivar al diseñador en este aspecto.
En su sección 12.14.2.1 aclara que para barras de diámetro 36 mm o mayores
no se pueden usar traslapes, excepto en casos específicos que luego aclara, por
ejemplo, para barras de columnas unidas a bases, ver Sección 15.8.2.3 y comentarios.
Para los paquetes de barras aclara que se debe tomar la longitud de desarrollo
para barra individual aumentada por los coeficientes que antes se mencionaron de 1.20
y 1.33 para paquetes de 3 y 4 barras respectivamente. Los traslapes de las barras
individuales de un paquete no deben sobreponerse y no se deben empalmar paquetes
enteros por solape.
En la sección 12.14.2.3. aclara que en elementos sometidos a flexión, las barras
traslapadas que no están en contacto no deben estar separadas por más de 150 mm ni
de 1/5 de la longitud de traslape. La razón es que si las barras a traslapar están muy
separadas se crea una sección en el hormigón no armada.
8.8.4.1. Empalmes por traslape en tracción.
El ACI, sección 12.15 establece que la longitud requerida para traslapes en
tracción es básicamente la que se requiere para el desarrollo de las barras, es decir ld.
Referirse a ecuaciones 8.8 y 8.9 para extremos rectos en tracción, ecuación 8.12 para
extremos con ganchos en tracción y ecuación 8.11 para barras en compresión, con o
sin gancho. En ningún caso la longitud del empalme debe ser menor de 300 mm. Se
debe calcular esa longitud utilizando los coeficientes respectivos que ya fueron

48
analizados, sin aplicar el que corresponde a exceso de armadura (ACI, sección 12.2.5).
La barra lisa no puede traslaparse con extremo recto.
De todas maneras, el ACI castiga con un factor de 1.3, y designa como traslape
clase B cuando el área de acero en toda la longitud del empalme suministrada no es
mayor que el doble de la requerida por análisis, o bien cuando se empalma más de la
mitad del esfuerzo a transferir dentro de la longitud de empalme. Tal cual se expresó
antes, se trata de motivar (o forzar) a que el diseñador ubique los empalmes fuera de
las regiones de máximo esfuerzo, ya que allí el área de acero colocada fácilmente
puede exceder el doble de los requerimientos, y además para que realice los traslapes
en forma escalonada. Para los otros casos el traslape lo designa como tipo A, y en ese
caso la longitud de desarrollo es igual a la de empalme, es decir el coeficiente es 1.0.
La siguiente tabla muestra una síntesis de lo anterior:
Porcentaje máximo de As traslapado en la longitud
requerida para dicho traslape [%]requeridoA
adoproporcionA
s
s
50 100
Igual o mayor que 2 Clase A Clase B
Menor que 2 Clase B Clase B
Se ve entonces que cuando las tensiones de las barras debido a cargas
mayoradas es mayor que 0.5fy en tracción, los traslapes deben tomarse siempre como
de clase B.
El código NZS:3101, sección 7.3.17 especifica que las longitudes de desarrollo,
ld, y de empalme, Lds (s por “splice”), para barras corrugadas pueden ser las mismas.
No hay motivos para incluir nuevos coeficientes. Aclara que las barras lisas no pueden
empalmarse con extremos rectos. Esta norma además aclara cual es el valor que se
debe adoptar para el factor cp en el cálculo de Lds, lo cual queda aclarado en la Fig.
8.54. Esa es la distancia que el ACI menciona como espaciamiento libre entre las
barras (de la cual es función la longitud de empalme) y que se muestra en la Fig. 8.56.
En la sección 12.15.4.1 especifica que los empalmes deben estar escalonados por lo
menos 600 mm. Esta norma no contiene el factor de 1.3 del ACI-318.
Fig. 8.54. Definición de cp para
los empalmes.

49
Fig. 8.55.
Separación de las barras
empalmadas (NZS).
Fig. 8.56.
Criterio del ACI para el espaciamiento libre
de barras traslapadas.
En la sección 7.3.17.3 la norma
NZS aclara además que en el caso de
que en miembros en flexión las barras a
empalmar no estén en contacto, y su
separación sea mayor de 3db, entonces
Lds ≥ Ld + 1.5 sL, lo cual se grafica en la
Fig. 8.55.
Es importante hacer notar
además lo que la norma NZS establece
en su sección 7.3.17.6 donde expresa que en el caso de anclaje de los ganchos de
estribos éstos no debe estar en el recubrimiento de hormigón, sino que se deben anclar
a través y dentro del núcleo de hormigón y el gancho puede ser horizontal, vertical o
inclinado, en función de la conveniencia para la construcción.
8.8.4.2. Empalmes por traslape en compresión.
El típico caso de empalme de barras de refuerzo en compresión se encuentra en
las columnas donde las barras llegan generalmente un poco más arriba del nivel
superior de la losa de cada piso (debe permitir el empalme respectivo), o a veces pasar
un piso sin empalme y traslapar en el siguiente (cortes normales entre 6 a 8 m). Rara
vez es posible, por razones constructivas utilizar la barra completa de 12 m de largo,
aunque esto sería ideal por razones económicas y también para evitar los problemas
derivados de los empalmes.
El ACI en sección 12.16.1 establece que la longitud del empalme en barras a
compresión no debe ser menor de:
(i) 0.07fydb cuando fy ≤ 420 MPa, o bien
(ii) (0.13fy – 24)db para fy > 420 MPa
(iii) 300 mm.

50
Si la resistencia del hormigón f´c es menor de 20MPa, la longitud de traslape se
debe incrementar en un 1/3.
Cuando se traslapan barras de diferente diámetro, la longitud de empalme debe
ser la mayor entre la longitud de desarrollo de la barra mayor y la de empalme de la
barra menor.
Cuando los empalmes a compresión están protegidos a lo largo de toda la
longitud de traslape con armadura transversal tal que sea igual o mayor que 0.0015h.s,
donde h es la altura del elemento y s la separación de estribos, se permite disminuir la
longitud de traslape al afectarla por 0.83. Si el empalme está confinado con zunchos en
espiral, entonces el factor puede ser 0.75. De todas maneras el empalme nunca debe
ser menor de 300 mm.
8.8.4.3. Disposiciones especiales para diseño sísmico.
Se debe recordar que el ACI-318 tiene disposiciones para las construcciones en
general, pero que en el Capítulo 21 agrega requisitos adicionales o modificatorios de
secciones anteriores para los casos de construcciones en zonas de sismicidad
moderada y fuerte. Si la sismicidad es baja valen las disposiciones generales. Algunas
de las disposiciones que pueden modificar lo relativo a ubicación y longitud de
empalmes se muestran a continuación.
Cabe aclarar que el CIRSOC 201-2005 no sigue el ACI en la parte sísmica.
(i) ubicación de traslapes.
En la sección 21.3.2.3, el ACI-318 establece que sólo se permiten traslapes de
armadura en flexión cuando se proporcionan estribos o espirales en la longitud del
traslape. La separación máxima de la armadura transversal que envuelve a las barras
no debe exceder de d/4 ni de 100 mm. Además, no pueden traslaparse barras (i) dentro
de los nudos, (ii) a una distancia de dos veces la altura del elemento desde la cara del
nudo y (iii) donde el mecanismo de colapso indique zonas potenciales de rotulación
plástica. La razón es que no es confiable el traslape en zonas donde habrá fuertes
reversiones de deformación y tensión.
En la sección 21.4.3, para armadura longitudinal de columnas, el ACI establece
que los traslapes sólo se permiten dentro de la mitad central de la longitud del
elemento, y deben estar dimensionados como traslapes de tracción. La pérdida del
recubrimiento de hormigón que puede llegar a ocurrir en los extremos de columnas que
forman pórticos hace que no sea conveniente ubicar los traslapes en esas zonas por el
debilitamiento que ocasionaría. En la mitad de la altura generalmente las inversiones
de momentos involucran menores tensiones que en los extremos.
(ii) longitud de desarrollo para barras a tracción con gancho.
En la sección 21.5.4.1 establece que la longitud de desarrollo para barras a
tracción con gancho estándar a 90o
no puede ser menor de 8 db ni de 150 mm, ni que
la longitud que surge de:

51
b
c
dh d
f
f
l
y
´
185.0= (8.17a)
por lo que para el caso normal de fy= 420 MPa, resulta:
b
c
dh d
f
l
´
1
78= (8.17b)
El ACI aclara que el gancho a 90o
debe estar situado dentro del núcleo
confinado de una columna o elemento de borde.
Es importante comparar este requerimiento con el que se expresó en la sección
8.7.7.2, ecuación (8.12.b), que corresponde a cargas principalmente gravitatorias y
zona sísmica leve. En principio hay que reconocer que la expresión (8.17.b) ya tiene
incorporados los coeficientes de 0.70 y 0.8 que se designaron como α1 y α2 en la
sección 8.7.7.2, pues ante acciones sísmicas es requisito que el gancho a 90o
esté
embebido en hormigón confinado. Además, α3 no corresponde ser menor de 1.0 en
este caso. En definitiva, si en la ecuación (8.12.b) se hubieran dado las condiciones de
usar los coeficientes de minoración 0.70 y 0.80, el factor hubiera resultado 56 (en vez
de 100), por lo cual el incremento efectivo por acción cíclica respecto a al de carga
estática es básicamente 78/56 = 1.40.
(iii) longitud de desarrollo para barras a tracción sin gancho.
En la sección 21.5.4.2 el ACI establece que la longitud de desarrollo, ld, para
barras con extremo recto no debe ser nunca menor de 300 mm, y además:
(a) 2.5 veces mayor que el que resulta de aplicar la ecuación (8.17a) si el espesor de
hormigón colocado de una sola colada debajo de la barra no excede de 300 mm, y
(b) 3.5 veces mayor que el que resulta de aplicar la ecuación (8.17a) si el espesor de
hormigón colocado de una sola colada debajo de la barra excede de 300 mm.
Es decir que para extremos rectos vuelve a considerar la diferencia entre barra
en posición favorable o desfavorable.
En definitiva, la longitud de desarrollo sería para el caso de barra con extremo
recto y en posición favorable:
b
c
d d
f
f
l
y
´
46.0= (8.18a)
que se transforma para el caso de acero ADN-420 en :
b
c
d d
f
l
´
1
195= (8.18b)

52
y para barra en posición desfavorable:
b
c
d d
f
f
l
y
´
65.0= (8.19a)
que se transforma para el caso de acero AND-420 en:
b
c
d d
f
l
´
1
273= (8.19b)
Si se comparan estas exigencias con las que corresponden a la ecuación
(8.8.a), que es para extremos rectos y cargas no cíclicas o casos generales, y
suponiendo λ =β =1.0 y acero ADN-420, es decir con la expresión:
210=dl








cf ´
1
α db
se ve que para α=1.3 (posición desfavorable) ambas exigencias coinciden. Sin
embargo, para α=1.0 aparece una menor exigencia para casos de acción sísmica, lo
cual no es razonable. Tal vez, el ACI-318 debería directamente expresar que para
extremos rectos no hay modificación a lo exigido en su parte general. De lo contrario,
(aunque esto no tendría sentido pues complica la norma sin necesidad) el factor a
utilizar para mayorar la longitud de desarrollo desde el caso con gancho hacia el caso
sin gancho debería ser 2.5 x 210/193= 2.70 en vez de 2.5.
(iv) Evaluación de la comparación de la longitud de desarrollo para barras a
tracción con y sin gancho según ACI. Resultados de ensayos de barras a
carga cíclica.
Pareciera ser que el ACI no tenía intenciones de incrementar en caso de tratarse
de acción dinámica, las longitudes de desarrollo para los casos de barras con extremo
recto, pero si tiene la intención de incrementar en el caso de extremos con ganchos, en
casi un 40 % según se demostró antes. Esto podría explicarse si se analizan los
resultados que se presentan, por ejemplo, en la refs. 11 y 12, y las consignadas en el
apéndice de ref. 10.
En la Fig. 8.57, (a), (b), y (c) se muestran respectivamente las idealizaciones,
configuración de fisuras y los esquemas de los ensayos que se presentan en las
referencias citadas. El objetivo de estos estudios fue analizar los comportamientos de
barras embebidas en hormigón sometidas cargas cíclicas, con extremos rectos y con
ganchos a 180o
y 90o
. Una de las principales conclusiones fue la siguiente: ”para barras
con ganchos sometidas a esfuerzos cíclicos con reversión de cargas, la resistencia de
adherencia y la absorción de energía es suministrada inicialmente por el extremo
embebido recto antes del gancho. Debido a que el empleo del gancho reduce esa
longitud previa al gancho (note que para f´c= 21Mpa la longitud de desarrollo para
extremo recto resulta ld ≅ 45db, mientras que si es con gancho a 90o
, para carga cíclica
daría ldh ≅ 17db, de las cuales la longitud pre-gancho sería del orden de 13db, luego un

53
desarrollo de cuarto de circunferencia aproximado de 4db, seguido de extremo final
recto de 12db, lo que da una longitud total de embebido aproximada a 30 db; es decir el
pre-gancho de 13db más los 4db que dan 17db representan cerca de (17/45) 1/3 de la ld
de la barra recta), se puede producir un efecto adverso en la absorción de energía. Una
vez que el efecto de deslizamiento llega al extremo recto pre-gancho no existe
capacidad de absorción de energía a menos que los movimientos por cargas de
presión sobre el hormigón que rodea al gancho sean restringidos. Aún cuando se
colocaron armaduras transversales (estribos) en cantidad más del doble de la requerida
para prevenir una falla de corte, estos fueron insuficientes para limitar en forma
adecuada los movimientos de los ganchos a 180o
, una vez que el deslizamiento entró
en la zona del gancho”.
Fig. 8.57(a).
Esquema 3-D de nudo y representación de la porción de
espécimen del ensayo que se muestra en Fig. 8.57(c).
En otra de las ref. N. Hawkings aclara que, tal
cual se muestra en la Fig. 8.58(a) para barra recta y (b)
para extremo con gancho a 180o
, la respuesta de esta
última es mucho más pobre que cuando el extremo es
recto, puesto que una vez que el deslizamiento entra al
gancho el movimiento de éste tiende a romper la
conexión. Para el ensayo que se muestra en la Fig. 8.59,
se compara el extremo recto con el de gancho a 90o
. Las
curvas de respuesta se muestran en la Fig. 8.60 (a) y
(b). En este caso la conexión con gancho tiene mejores
características cuando es sometido a tracción que a
compresión, pero aún así no es tan buena como la respuesta con extremo recto. Una
ventaja adicional que se observó del gancho a 90o
, de acuerdo a Hawkings, con
respecto al gancho a 180o
es que para cargas de tracción a desplazamientos mayores
del que corresponde al pico de capacidad, hay cierta ganancia en resistencia con el
incremento de desplazamiento.
Fig. 8.57(b.) Configuración de fisuras bajos cargas monotónica y bajo carga cíclica.

54
Fig. 8.57(c). Representación de los ensayos de Hawkings et al.

55
Fig. 8.58. Comparación de respuestas en términos de tensión vs. deslizamiento de
barras embebidas con extremo recto y con gancho a 180o
bajo carga cíclica.
a) barra terminada en forma recta
b) barra terminada con gancho a 180o
.

56
Fig. 8.59(a). Esquema de disposición probeta y de elementos de carga.
Haciendo referencia a los mencionados ensayos de Hawkings et al, se aclara
que el hormigón tenía una resistencia cilíndrica a compresión promedio (hubo varios
ensayos) cercana a f´c = 32 MPa, y el acero una tensión de fluencia cercana a fy = 320
MPa. Si se aplicaran los criterios del ACI, las longitudes de desarrollo deberían haber
sido:
bbb
c
d ddd
f
f
l y
37
32
320
65.0
´
65.0 ===
para extremo recto, y:
bbb
c
dh ddd
f
f
l
y
5.10
32
320
185.0
´
185.0 ===
para extremos con gancho a 90o
. Según se ve en la Fig. 8.57(c), en los ensayos se ha
utilizado ldh ≅ 569 mm (22.4”), lo cual para una barra # 10 que equivale a diámetro 32
mm, resulta ldh ≅ 18db. Para la barra recta, ld ≅ 610 mm ≅ 19 db.
Se concluye entonces que los resultados de los análisis sobre los ensayos sobre
las barras a cargas cíclicas demostró que la presencia de los ganchos causaron un
marcado deterioro de las condiciones de anclaje. Tal vez esa fue la razón por la que se
incrementó la longitud de desarrollo en un 40 % para carga cíclica con respecto a carga
estática, si la barra tiene extremos con gancho.
Uno de los problemas prácticos que se presentan a menudo en las obras, y que
no formó parte de esta investigación, es que muchas veces los ganchos son causales

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