Diseño De Acero Y Madera.docx

EVALUACIÓN SÍSMICA DEL RENDIMIENTO DE LA ESTRUCTURA DE ACERO RELLENA CON MUROS DE CORTE DE MADERA PREFABRICADOS. RESUMEN Los sistemas estructurales híbridos de madera y acero ofrecen una solución moderna para construir estructuras de varios pisos con características más respetuosas con el medio ambiente. Este documento presenta una evaluación integral del rendimiento sísmico para un tipo de estructura híbrida de madera y acero de varios pisos. En dicha estructura híbrida, los marcos de acero resistentes al momento se rellenan con muros de corte de madera ligera prefabricados para servir como sistema de resistencia de carga lateral (LLRS). En este documento, se propusieron objetivos de desempeño basados en la deriva bajo varios niveles de riesgo sísmico basados en observaciones experimentales. Luego, se desarrolló y verificó un modelo numérico de la estructura híbrida considerando la acumulación de daños y la degradación de la rigidez mediante resultados experimentales, y se llevaron a cabo análisis no lineales de la historia del tiempo para establecer una base de datos de respuestas sísmicas. Los resultados numéricos sirven además como base técnica para estimar el período fundamental de la estructura y evaluar el comportamiento posterior al rendimiento y las probabilidades de falla de la estructura híbrida bajo varios niveles de riesgo sísmico. Se definió un parámetro de reparto de carga para describir la distribución de la fuerza lateral del marco de la pared, y se propuso y calibró una fórmula mediante los resultados analíticos del historial de tiempo para estimar el parámetro de reparto de carga. Además, también se evaluaron el daño no estructural inducido por el terremoto y la deformación residual, lo que demuestra que, si se diseña correctamente, se puede obtener un rendimiento sísmico deseable con un esfuerzo de reparación aceptable para el sistema estructural híbrido de madera y acero propuesto. INTRODUCCIÓN En los recientes terremotos devastadores en todo el mundo, muchos edificios sufrieron graves daños, lo que provocó enormes pérdidas sociales y económicas. El terremoto de Wenchuan en China en 2008, con una magnitud de Mw 8.0, causó aproximadamente $ 130 mil millones de dólares en pérdidas de propiedad [1]. La encuesta posterior al terremoto reveló que las víctimas fueron causadas principalmente por el colapso de mampostería o edificios de concreto con gran masa sísmica y baja calidad de construcción. El terremoto de Christchurch de 2011 en Nueva Zelanda, con una magnitud de Mw 6.3, causó 185 muertes, y la ciudad central de Christchurch se vio gravemente afectada por daños severos en edificios e infraestructuras que ya estaban debilitados por el terremoto de Canterbury anterior, con una magnitud de Mw 7.1, en 2010 [2]. Las experiencias de terremotos mayores pasados demostraron que la madera relativamente liviana o los edificios a base de madera mantuvieron a más personas seguras. Para proporcionar una alternativa para los sistemas de construcción de varios pisos en zonas sísmicas, se propuso una estructura híbrida de madera y acero por He et al. [3] y Li et al. [4]. En tales estructuras, los marcos de acero resistentes al momento se rellenan con muros de corte de madera ligera prefabricados para servir como sistema de resistencia de carga lateral (LLRS), y los diafragmas se componen de uniones de acero en forma de C y un entablado de madera de dimensiones. El peso del sistema estructural propuesto se reduce en gran medida con la aplicación de ensamblajes de madera; Por lo tanto, la acción sísmica en todo el edificio también se reduce considerablemente. En este estudio, el sistema estructural propuesto utiliza muros de corte de madera ligera como rellenos, en lugar de paneles de CLT, para proporcionar resistencia lateral. CLT es un producto de panel sólido con una disposición transversal de tableros de madera unidos con adhesivos. Aunque la CLT tiene una rigidez en el avión considerablemente mayor en comparación con un

sistema de madera de marco ligero, los altos costos de producción pueden limitar su amplia aplicación, especialmente en un país con recursos forestales limitados, como China. Por lo tanto, con un costo de producción relativamente bajo, los muros de corte de madera ligera pueden proporcionar una solución más rentable para edificios híbridos de madera y varios pisos. En el sistema estructural propuesto, el LLRS está compuesto por un marco de acero resistente al momento y un muro de corte de marco de madera ligero de relleno. Para un sistema interactivo de marco de muro cortante, se observa en la norma ASCE 7-10 [8] que la resistencia al corte de los muros cortante debe ser al menos el 75% del diseño cortante de la historia en cada piso. Por consiguiente, los marcos del sistema interactivo de armazón de muros de cortante deben ser capaces de resistir al menos el 25% del cortante de la historia de diseño en cada piso. Sin embargo, resultados experimentales previos de He et al. [3] demostró que los muros de corte de marco de madera clara normalmente son insuficientes para resistir el 75% del corte de historia de diseño en una estructura híbrida de madera y acero. Por lo tanto, la evaluación del mecanismo de reparto de carga entre el marco de acero y el muro de corte de madera de relleno parece necesaria para alcanzar una comprensión más completa del comportamiento sísmico de la estructura. Este documento presenta una evaluación de rendimiento sísmico de la estructura híbrida de madera de acero de varios pisos. Los resultados de las pruebas crearon y verificaron un modelo numérico no lineal que consideraba la acumulación de daños y la degradación de la rigidez, y se evaluó el rendimiento sísmico de la estructura híbrida propuesta con enfoques basados en el rendimiento. 2. CONSIDERACIONES BÁSICAS DE DISEÑO. La unidad básica de la estructura híbrida de acero y madera propuesta se muestra en la Fig. 1. El marco de acero se montó con elementos de acero Hsection laminados en caliente con una conexión rígida de viga a columna, y se instalaron muros de cizalla de marco de madera ligera prefabricados como muros de relleno. Como un sistema estructural modularizado, los muros de corte de madera de marco ligero consisten en un marco de madera, hecho de madera de dimensiones, y paneles de revestimiento hechos de tablero de fibra orientada (OSB) o tablero de madera contrachapada, y los paneles de revestimiento están conectados al marco de madera por clavos. El marco de madera se fabrica normalmente con madera con las dimensiones 2 × 4 (es decir, 38 mm × 89 mm de sección transversal) o 2 × 6 (es decir, 38 mm × 140 mm en sección transversal), y la distancia entre la madera adyacente es normalmente asignados como 305 mm, 406 mm o 610 mm. El grosor de los paneles de revestimiento puede ser de 9,5 mm, 12 mm o 14,7 mm. La rigidez y la resistencia de un muro de corte de madera de marco ligero se determinan principalmente por los diseños de las conexiones clavadas de revestimiento a marco (es decir, espacio entre clavos, tamaño de clavo). Las conexiones atornilladas se utilizaron para conectar los elementos de contorno de la pared de relleno al marco de acero.

CONEXIÓN PERFILADA ENTRE MADERA Y ACERO VIGA DE ACERO

VIGA DE

TALADRO DE MADERA

VIGA DE

MARCO DE MADERA

VIGA DE REVESTIMIENTO

ENVOLVIMIENTO PARA LA CONEXIÓN DEL MARCO

VIGA DE COLUMNA DE ACERO

VIGA DE

Las conexiones atornilladas transfieren la fuerza de corte entre la fama de acero y la pared de relleno, asegurando que la pared de relleno y el marco de acero puedan deformar y resistir simultáneamente las cargas laterales. El marco de acero resistente al momento, combinado con la pared de relleno, actúa como doble LLRS. Cuando se somete a una fuerza de corte, la resistencia lateral de un muro de corte de madera ligera proviene de la combinación de resistencia de corte de las numerosas conexiones clavadas de revestimiento a marco, y es bastante difícil predecir con precisión la resistencia lateral de un marco de madera ligera. Muro cortante con cálculos teóricos. Los estudios previos [9-10] demostraron que la desviación de la intersección podría estar correlacionada con el rendimiento de resistencia a la carga lateral de los muros de corte de madera ligera en un cálculo sencillo. Por lo tanto, las LLRS híbridas pueden diseñarse con enfoques basados en el rendimiento. Esta sección proporciona un procedimiento de diseño preliminar para el LLRS híbrido de madera y acero propuesto, que sigue principalmente el procedimiento de diseño basado en el rendimiento recomendado por Goel y Chao [11] para muros de corte de chapa de acero. El diseño consideró un mecanismo de rendimiento preferido preseleccionado, como se muestra en la Fig. 2. Este mecanismo de rendimiento consiste en la formación de bisagras plásticas en ambos extremos de viga y bases de columna, y el "rendimiento" de la pared de relleno. Dado que la respuesta de empuje del muro de corte de madera exhibe una alta propiedad no lineal, el "rendimiento" de un muro de corte de madera se puede considerar como el punto en la curva de empuje correspondiente al 40% de la capacidad última (es decir, 0.4 Ppeak). De acuerdo con el concepto de balance de energía, la demanda de energía inelástica es igual al trabajo inelástico realizado internamente en un sistema estructural. La demanda total de energía de tensión del sistema inelástico de un solo grado de libertad (SDOF) se puede predecir mediante.

donde Ee es la demanda de energía de deformación elástica; Ep es la demanda de energía de la tensión plástica; γ es el factor de modificación de energía; M es la masa sísmica; Sv es la velocidad espectral correspondiente al período fundamental de la estructura T1; Sa es la aceleración espectral; y g es la aceleración de la gravedad. Suponiendo que toda la estructura es un sistema SDOF, la energía elástica Ee se puede estimar por Eq. (2) de acuerdo con Akiyama [12]:

donde Vb es la cizalla de base y G es el peso sísmico de la estructura. El factor de modificación de energía puede ser determinado por.

donde μt es la relación de ductilidad de desplazamiento objetivo y es igual a Δt / Δy. Entonces, Δt es el desplazamiento lateral del objetivo, y Δy es el desplazamiento lateral del rendimiento. Ru es el factor de reducción basado en la ductilidad, igual a Δeu / Δy, y Δeu es el desplazamiento lateral elástico del objetivo. Teniendo en cuenta el mecanismo de rendimiento seleccionado, la estructura puede idealizarse como un sistema SDOF elástico perfectamente plástico equivalente, y la energía plástica Ep se calcula como.

donde Vby es el cizallamiento de la base de rendimiento de la estructura. La demanda de energía plástica es igual al trabajo realizado por la fuerza lateral bajo deformación inelástica como.

donde Fi y Hi son la fuerza lateral y la altura de la historia ith; θp es una deriva plástica entre pisos e igual a θt - θy; Es la deriva de inter-pisos objetivo, y isy es la deriva de inter-pisos de rendimiento; y ηi es el factor de distribución de fuerza lateral de la historia. Sustituyendo Eq. (4) en la ec. (5) genera una ecuación cuadrática, y da su solución.

Mecanismo de rendimiento del híbrido acero-madera LLRS.

Las distribuciones de fuerza lateral dadas en los códigos de diseño se basan principalmente en la respuesta elástica de las estructuras. Las distribuciones de fuerza lateral durante una respuesta no lineal pueden no estar representadas por un código que se define como distribuciones de fuerza lateral, y esto puede llevar a predicciones inexactas de las demandas de fuerza lateral. Para tener en cuenta el comportamiento inelástico estructural durante los grandes terremotos, la distribución de la fuerza basada en el estado inelástico de la estructura puede considerarse según lo recomendado por Chao et al. [13]. La cizalla de la base de rendimiento requerida en la historia I, Vi, y la que se encuentra en la historia superior, Vn, puede ser determinada por las Ecs. (7) y (8):

donde Gi y Gn son el peso sísmico de la i y la historia superior, respectivamente; Hola y Hn son la altura de la i y la historia superior, respectivamente. En el diseño basado en el rendimiento para muros de corte de chapa de acero, normalmente se asume que la placa de acero soporta corte de piso completo [14]. Sin embargo, para el híbrido de acero y madera LLRS, la resistencia al corte del muro de corte de la madera normalmente es insuficiente para resistir el corte de toda la historia, y se debe considerar la contribución de la resistencia lateral del marco de acero.

Por lo tanto, se propone que la historia obtenida se corte de las ecuaciones. (7) y (8) deben dividirse aún más de acuerdo con una relación de carga compartida κ. Luego, el muro de corte de madera de relleno está diseñado para llevar el corte de la historia κVi, y el marco de acero está diseñado para cumplir con (1 − κ) Vi. La figura 3 muestra el diagrama de flujo de diseño de fuerza lateral propuesto para el híbrido de madera de acero LLRS. Para el procedimiento de diseño propuesto, se debe definir el objetivo de la deriva y se debe estimar el período fundamental de la estructura. Más importante aún, debe determinarse un parámetro apropiado para compartir la carga κ. Sin embargo, no se dispone de una base técnica para estimar el período estructural del sistema híbrido de madera y acero, y la investigación sobre el mecanismo de reparto de la carga en el marco de la pared y el comportamiento posterior al rendimiento de la estructura híbrida de madera y madera de varios pisos también es bastante insuficiente. Para arrojar algo de luz sobre estos temas, en este estudio se llevó a cabo una investigación sobre el rendimiento sísmico no lineal de la estructura híbrida de madera y acero.

3. PROTOTIPO DE CONFIGURACIÓN DE LA ESTRUCTURA. En esta sección, se proporcionaron varias estructuras prototipo, y el rendimiento sísmico no lineal de estas estructuras sirvió como punto de referencia para proporcionar recomendaciones sobre el procedimiento de diseño (por ejemplo, qué parámetro de carga compartida κ debería ser adoptado). La configuración de la estructura del prototipo consistía principalmente en dos parámetros, uno era la altura del edificio y el otro la relación de rigidez de la pared lateral al marco. Las alturas de construcción elegidas fueron 3 pisos, 6 pisos y 9 pisos. Según estudios anteriores en la ref. [3], la relación de rigidez entre la pared lateral y el marco, λ, fue un parámetro importante que afectó el comportamiento de resistencia a la carga de la LLRS, donde λ se define como

donde Kwood es la rigidez lateral del muro de corte de madera de relleno y se puede determinar como 0.4 Pico / relleno de relleno, donde Ppeak (kN) es la carga máxima resistida por el muro de corte de madera de relleno en la curva de la columna vertebral; y fillen el relleno (mm) es el desplazamiento lateral de la pared de relleno en 0.4 Pico. Entonces, ksteel es la rigidez lateral elástica del marco resistente al momento del acero y puede determinarse mediante análisis de marco o modelado de elementos finitos. Estudios previos revelaron que para los diseños prácticos del híbrido de acero steel LLber, λ normalmente oscilaba entre 1.0 y 3.0. λ tuvo una influencia significativa en el mecanismo de reparto de la carga del marco de la pared, la capacidad de disipación de energía y la ductilidad de la LLRS. Si LLRS adoptó un λ grande, el muro de corte de madera de relleno tendía a resistir una gran parte de la carga lateral. En consecuencia, la ductilidad de la LLRS probablemente disminuya debido a la rigidez y la degradación de la resistencia de la pared de cizallamiento de madera de relleno. En este estudio, se consideraron tres relaciones de rigidez lateral diferentes (es decir, λ = 1: 1, 2: 1 y 3: 1) para cada altura de construcción, lo que dio como resultado nueve diseños de estructura prototipo. Los planos de planta idénticos se adoptaron para todas las estructuras de prototipos, como se muestra en la Fig. 4, que también proporciona las elevaciones de los LLRS. La altura de la historia fue tomada como 3.3 m. La carga activa en el piso se tomó como 2,5 kN / m2 para edificios de oficinas, y se tomó una carga viva en el techo de 0,5 kN / m2. Las cargas muertas para los pisos y techos fueron 4.0 kN / m2 y 1.8 kN / m2, respectivamente. El acero estructural de carbono suave Q235B, con una resistencia elástica de 235 MPa y un módulo de elasticidad de 206 GPa, se usó para los miembros del marco de acero.

Configuración de las estructuras prototipo.

Luego, el muro de corte de madera de relleno se diseñó de acuerdo con las disposiciones del Código Chino para el Diseño de Estructuras de Madera (CCDTS) [17]. Específicamente, la rigidez del marco de madera de corte ligero se diseñó como λ veces la rigidez del marco de acero, y la rigidez requerida del marco de madera de corte ligero se logró principalmente mediante el ajuste de los diseños de las conexiones clavadas de revestimiento a marco. como el uso de espacios más pequeños para las paredes más rígidas. Como se mencionó anteriormente, la rigidez del muro de corte de madera se puede calcular como la rigidez secante correspondiente al 40% de la capacidad de resistencia a la carga final. Para las estructuras prototipo, la estructura de los muros de corte de madera se fabricó con madera de 2 × 6 dimensiones (es decir, sección transversal de 38 mm × 140 mm) con una separación de 305 mm entre miembros adyacentes y clavos comunes 12d, que se confirman a ASTM F1667 [18], con 82 mm de longitud y 3,8 mm de diámetro, se utilizaron como sujetadores de encofrado a marco. Otra información de diseño de los muros de corte de madera del marco de luz para las estructuras prototipo se enumeran en la Tabla 2. Las conexiones atornilladas se usaron para conectar el muro de corte de madera de relleno al marco de acero. De acuerdo con Li et al. [19], estas conexiones atornilladas fueron diseñadas para tener una rigidez y resistencia suficientes para

que la fuerza de corte se transfiera efectivamente entre el acero y la madera, permitiendo que el marco de acero y la pared de madera de relleno resistan las cargas laterales como un sistema dual.

* Nota: 150/300 (S o D) indica que los paneles de revestimiento están unidos a los miembros del marco de madera con un espacio de clavos de 150 mm en el centro a lo largo de los bordes del panel, y un espacio de 300 mm en el centro a lo largo de los soportes intermedios. S (o D) indica que el marco de madera está enfundado con paneles OSB de una cara (o de doble cara). 4. MODELO DE ELEMENTOS FINITOS. 4.1. Descripción general Se desarrolló un modelo de elementos finitos no lineales (FE) para la estructura propuesta utilizando el marco OpenSees [20]. El marco de acero se modeló mediante un elemento de columna de viga basado en el desplazamiento (es decir, dispBeamColumn) con un material de acero bilineal uniaxial con una propiedad de endurecimiento cinemático (es decir, steel01). El límite elástico y el módulo de elasticidad del acero fueron de 235 MPa y 206 GPa, respectivamente. Las secciones de acero se unieron en secciones de fibra y se agregaron con cizallamiento y rigidez torsional. Para aumentar la precisión del modelado, la integración de Gauss-Lobatto en cinco puntos se asignó con la columna de acero y los elementos de viga.

4.2. Modelado de paredes de madera El comportamiento de histéresis del muro de corte de madera liviana presentó un efecto de pellizco significativo debido a la degradación de la resistencia / rigidez. En estudios anteriores, se desarrollaron algunos modelos histeréticos que se integraron con un elemento definido por el usuario en un software disponible comercialmente, como ABAQUS, para modelar el comportamiento de las paredes de madera para cortar como elementos de resorte multilineales [21–22]. Para aumentar la robustez del modelo numérico, también se desarrolló un elemento histerético de base mecánica para muros de corte de madera dentro de ABAQUS, y el elemento definido por el usuario se utilizó para simular la respuesta sísmica de estructuras híbridas de madera-acero [23]. Sin embargo, la compilación del elemento definido por el usuario normalmente requiere un tiempo y esfuerzo significativo, lo que hace que este enfoque de modelado sea demasiado difícil de usar por otros. OpenSees se ha convertido en una herramienta preferida en ingeniería de terremotos, con una completa biblioteca de elementos. En este estudio, el comportamiento de histéresis de los muros de corte de madera ligera fue modelado por el elemento "twoNodeLink" con el material uniaxial "Pinching4", que fue desarrollado para sistemas pellizcados dentro del marco OpenSees. Siempre que la histéresis de un muro de corte de madera se obtuviera de un experimento o modelado numérico detallado, la calibración de los parámetros del material "Pinching4" podría realizarse fácilmente mediante el algoritmo de regresión.

4.3. Verificación del modelo Se estableció y verificó un modelo de FE de 1 compartimiento y 1 bahía, como se muestra en la Fig. 5, mediante los resultados de las pruebas presentadas en He et al. [3]. Las predicciones del modelo de la histéresis de desplazamiento de carga y la compartición de carga entre el marco de acero y la pared de relleno se compararon con los resultados de la prueba, como se muestra en la Fig. 5 (c), 5 (d) y 5 (e). Además, la comparación entre las predicciones del modelo de

disipación de energía acumulada y las obtenidas de la prueba también se presentó en la Fig. 6. Se puede observar una buena concordancia entre los resultados de la prueba y las predicciones del modelo. Por lo tanto, el modelo se utilizó más para evaluar el rendimiento sísmico de las estructuras prototipo de varios pisos.

Fig. 5. Verificación del modelo FE: (a) muestra de ensayo; (b) modelo FE de la LLRS; (c) fuerza de corte en LLRS; (d) fuerza de corte en el marco; y (e) fuerza de corte en pared.

Fig. 6. Verificación de la disipación de energía acumulada. 5. Evaluación del rendimiento sísmico. El rendimiento sísmico de las estructuras prototipo con diferentes relaciones de rigidez lateral se evaluó con simulaciones numéricas. Los objetivos de rendimiento de la LLRS híbrida de madera de acero se definieron primero de acuerdo con las disposiciones existentes y las observaciones de prueba permeables, y luego se usaron una serie de movimientos de suelo, escalados para que coincidieran con el espectro de diseño de una zona propensa a los sismos en China. análisis de la historia del tiempo. Se evaluaron las probabilidades de falla con respecto a los diferentes niveles de peligro y también se investigó el mecanismo de reparto de la carga en el marco de la pared. 5.1. Objetivos de rendimiento basados en la deriva La deformación entre pisos suele ser un buen indicador de daño estructural o no estructural. Tanto para el marco de acero resistente al momento como para el muro de corte de madera ligera, la respuesta esperada con una correlación bien establecida entre las medidas de daños locales y globales puede estar relacionada con la deriva entre pisos. Los niveles de rendimiento estructural y el daño ilustrativo tanto para las estructuras de estructura de acero como para las estructuras de madera de estructura ligera se proporcionan en ASCE / SEI 41 [24]. Los límites de deriva entre pisos para los marcos de acero resistentes al momento fueron proporcionados por una versión anterior de ASCE / SEI-41 [25]; 0.7%, 2.5% y 5.0% fueron definidos como límites de deriva para los niveles de desempeño de ocupación inmediata (IO), seguridad de vida (LS) y prevención de colapso (CP), respectivamente. Sin embargo, parece que estos límites de deriva no son lo suficientemente conservadores, especialmente para el nivel de rendimiento de CP. Además, los programas de investigación han cuantificado los límites de deriva entre pisos para estructuras de madera de marcos ligeros y sistemas estructurales similares, como las estructuras de acero conformadas en frío. Para estructuras de madera de marcos ligeros, Filiatrault y Folz [9] y Pang et al. [26] adoptó el 1,0%, el 2,0% y el 3,0% como límites de deriva para los niveles de rendimiento de IO, LS y CP, respectivamente. Para las estructuras de acero conformadas en frío, Dubina [27] sugirió diferentes límites de deriva entre pisos, que corresponden a diferentes niveles de rendimiento como 0,3%, 1,5% y 2,5% para los estados completamente operativos, parcialmente operativos y finales, respectivamente. Fiorino et al. [28] definió los límites de deriva entre pisos para las estructuras de acero conformadas en frío basadas en la curva de respuesta genérica del resultado de una prueba de muro de corte. Sin embargo, no hay disposiciones de código para determinar los objetivos de rendimiento sísmico y los límites relativos de deriva entre pisos para el sistema híbrido con marcos de acero y muros de corte de madera de relleno. Por lo tanto, se hicieron intentos para proporcionar límites racionales de deriva entre pisos para los sistemas estructurales propuestos en base a resultados de pruebas anteriores y las descripciones de daños en ASCE / SEI-41 [24]. Se consideraron tres niveles de rendimiento, incluyendo IO, LS y CP. El nivel de rendimiento de IO es el estado de daño posterior al terremoto en el que una estructura sigue siendo segura de ocupar y ha ocurrido poco daño. El comportamiento de resistencia a la carga lateral del híbrido de acero y madera LLRS se obtuvo experimentalmente, como se muestra en la Fig. 7. El eje y de la Fig. 7 se define como V / Vmax, donde V es la fuerza de corte en el LLRS bajo la correspondiente deriva, y Vmax es la capacidad de resistencia de carga lateral máxima del LLRS. Los resultados de las pruebas demostraron que una división menor del panel de revestimiento cerca de las conexiones

clavadas en las esquinas se observó inicialmente bajo una relación de deriva del 0,5%, y el rendimiento de los miembros del marco de acero se observó por primera vez bajo la relación de deriva del 0,7%. Por lo tanto, la relación de deriva del 0,5% fue un límite de deriva razonable para el nivel de rendimiento de IO en este estudio. A medida que avanzaban las pruebas, el daño acumulado en las conexiones clavadas y en la zona de cesión seguía gastándose en los miembros de acero. Se observaron muchas fallas en la conexión de clavos en las esquinas del revestimiento bajo la relación de deriva de 2.0%, pero la estructura todavía tenía suficiente rigidez y resistencia contra el inicio del colapso parcial o total. Cuando la relación de deriva alcanzó el 3,0%, muchas de las conexiones clavadas fallaron debido a la cortina de borde o la fractura por fatiga, y se observó una gran producción de los miembros de acero. Por lo tanto, de manera similar a las suposiciones en las Refs [9,26], el 2,0% y el 3,0% se adoptaron como límites de deriva para los niveles de rendimiento de LS y CP, respectivamente. 5.2. Entrada sísmica