REVISTA 64 nov19
Nueva terminal oeste del aeropuerto de Argel
ASOCIACIÓN DE INGENIEROS ESTRUCTURALES
Efecto del fuego sobre la resistencia al punzonado en losas de hormigón
Recomendaciones en el diseño y ejecución de bases aisladas de aerogeneradores
AÑO 25 / NOVIEMBRE 2019 / EDICIÓN 64 / $300 - Ext: 15 USD
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SUMARIO
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Nota de Tapa NUEVA TERMINAL OESTE DEL AEROPUERTO DE ARGEL
EFECTO DEL FUEGO SOBRE LA RESISTENCIA AL PUNZONADO EN LOSAS DE HORMIGÓN RECOMENDACIONES EN EL DISEÑO Y EJECUCIÓN DE BASES AISLADAS DE AEROGENERADORES
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ALMUERZOS AIE RECUPERAR LA JERARQUÍA DEL CIRSOC VISITA DE LOS SOCIOS DE LA AIE AL PASEO DEL BAJO PRESENTACIÓN DEL ÚLTIMO LIBRO DEL CPIC LA AIE ASESORÓ EN EL CONCURSO INTERNACIONAL DE IDEAS PARA LA EXPO 2023
DISEÑO DE UN TÚNEL SEGMENTAL DETERMINACIÓN DE LAS FORMAS DE VIBRACIÓN DE ESTRUCTURAS A PARTIR DE LA VIBRACIÓN AMBIENTE
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CURSOS AIE
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EDITORIAL
Misión cumplida
Esta nueva edición de la revista ie, la última del año 2019, nos encuen-
tra ante una elección y renovación parcial de la Comisión Directiva de
nuestra Asociación de Ingenieros Estructurales (AIE), de acuerdo a lo
previsto en nuestros estatutos.
Entiendo que es una virtud para destacar de AIE esta renovación pe-
riódica de los profesionales que asumen la responsabilidad de conducir
Estas y otras acciones deberán contribuir a ofrecer mejores respuestas
para el desarrollo de nuestra especialidad y el progreso de nuestro país.
Un hecho significativo y que tiene mucha influencia en nuestra acti-
vidad es la situación institucional que está atravesando el CIRSOC, generada durante varias décadas por su progresivo desfinanciamiento
y por la disminución de su importancia relativa dentro de la estructura
la Institución, contando siempre con el apoyo invalorable y perma-
del Estado Nacional.
cios de la institución.
Con el objeto de intentar revertir esta situación, en conjunto con la Aca-
Este esfuerzo, realizado durante más de cuatro décadas, ha permitido
Consejo Profesional de Ingeniería Civil, la Facultad de Ingeniería de
nente de los socios que terminan su período y del conjunto de los so-
demia Nacional de Ingeniería, el Centro Argentino de Ingenieros, el
posicionar a la AIE como referente en la Ingeniería Estructural. Quiero
la Universidad de Buenos Aires, la Federación Argentina de Ingenieros
Echarte a la trayectoria otorgado a la AIE por el Consejo Profesional
niones con el Secretario de Planificación Territorial y Coordinación
señalar, en este sentido, el Premio Ingeniero Civil Roberto Pedro de Ingeniería Civil (CPIC).
La AIE ha tenido siempre una vocación de reunir a profesionales es-
tructuralistas de todo el país y de hecho participan en nuestras actividades colegas de todas las provincias.
La Comisión de Cursos ha tomado en este sentido un protagonismo fundamental desde el momento en que los cursos de capacitación y ac-
Civiles y la Universidad Tecnológica Nacional, hemos mantenido reu-
de Obra Pública, a quien le hemos planteado la necesidad de devolver
al CIRSOC la jerarquía, recursos y autoridad como organismo rector de la seguridad en las obras civiles.
Las reuniones fueron positivas y sirvieron, a nuestro juicio, para que las autoridades responsables se informen de esta situación.
Como resultado de las conversaciones, las instituciones que llevamos
tualización han comenzado a dictarse, no solo en forma presencial,
a cabo esta iniciativa, hemos presentado al Sr. Secretario, con copia
nuestro alcance. Esto ha permitido que accedan no solo colegas aleja-
la Secretaría), una nota con propuestas concretas para alcanzar los ob-
sino también, mediante las plataformas que la tecnología pone hoy a dos de la Ciudad Autónoma de Buenos Aires, sino incluso, aquellos
que están fuera de las fronteras de nuestro país.
Tomando la experiencia exitosa de las 25° Jornadas de Ingeniería Es-
tructural realizadas en 2018 en la ciudad de Resistencia, la Comisión
al Ministro de Interior, Obras Públicas y Vivienda (de quien depende
jetivos enunciados.
Nuestro planteo tiende a que la jerarquización del CIRSOC conforme
una Política de Estado.
Directiva ha evaluado y aceptado la propuesta de la Facultad de Cien-
cias Exactas, Ingeniería y Agrimensura de la Universidad Nacional de
Rosario, y por lo tanto, las próximas Jornadas en 2020 se realizarán en la Ciudad de Rosario.
Ing. Gustavo Ernesto Darin Presidente de la Asociación de Ingenieros Estructurales presidente@aiearg.org.ar
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Publicación de la Asociación de Ingenieros Estructurales para la información y divulgación de temas científicos y técnicos Edición 64 ISSN 16671511 / AÑO 25 / Noviembre 2019
COMISIÓN DIRECTIVA DE LA AIE Presidente
Ing. Gustavo E. Darin secretario
Ing. Horacio G. Pieroni tesorero
Ing. Mario C. Chiesa Vocales titulares
Inga. Carolina Fainstein Ing. Aldo Loguercio Ing. Fernando Presa Ing. Mariano Travaglia Vocales suPlente
Ing. Oscar E. Bruno Ing. Marco J. Lazo Pacheco reVisores de cuentas
Ing. Hugo A. Chevez Ing. Rogelio D. Percivati Franco secretaría
Vilma Fernández Pozzi Lic. María Laura Rivas Díaz Sandra Orrego reVista ie comité editorial
Director: Ing. Rogelio D. Percivati Franco Inga. Laura Cacciante Ing. Marcos De Virgiliis Ing. Carlos Gustavo Gauna
Prohibida la reproducción total o parcial de textos, fotos, planos o dibujos sin la autorización expresa del Editor. Los artículos firmados son de exclusiva responsabilidad de sus autores o de las firmas que facilitan la información y no reflejan necesariamente la opinión de la AIE.
Producción editorial
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ASOCIACIÓN DE INGENIEROS ESTRUCTURALES
Hipólito Yrigoyen 1144 1º, C1086AAT Ciudad Autónoma de Buenos Aires Te: +54 (11) 4381-3452/5252-8838 Info09@aiearg.org.ar www.aiearg.org.ar
Tirada: 2.000 ejemplares.
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corresPonsales
ARGENTINA
Bahía Blanca: Ing. Mario Roberto Minervino Córdoba: Ing. Carlos Prato Corrientes: Ing. Nello D' Ascenzo Mendoza: Ing. Antonio Manganiello e Ing. Rufino Julio Michelini Necochea: Ing. Eloy Juez Río Gallegos: Ing. Otto Manzolillo Rosario: Ing. José Orengo Salta: Inga. Susana B. Gea San Juan: Ing. Alejandro Giuliano San Miguel de Tucumán: Ing. Roberto Cudmani
EXTERIOR
Bolivia: Ing. Mario R. Terán Cortez (La Paz) Brasil: Dr. Ing. Paulo Helene (San Pablo), Ing. Silvio de Souza Lima (Rio de Janeiro), Prof. Darío Lauro Klein (Porto Alegre) Colombia: Ing. Luis Enrique García (Bogotá), Prof. Harold Muñoz (Santa Fe de Bogotá) Chile: Ing. Rodolfo Saragoni Huerta (Santiago) China: Ing. Carlos F. Mora (Hong Kong) República Dominicana: Ing. Antonio José Guerra Sánchez Estados Unidos: Inga. María Grazia Bruschi (Nueva York) España: Ing. Jorge Alberto Cerezo, Prof. José Calavera Ruiz (Madrid), Dr. Antonio Aguado de Cea (Barcelona) Israel: Ing. Mario Jaichenco (Naharia) México: Dr. Ing. Pedro Castro Borges (Mérida, Yucatán), Ing. Daniel Dámazo Juárez (México DF) Paraguay: Ing. Angélica Inés Ayala Piola (Asunción) Portugal: Prof. Antonio Adao da Fonseca (Porto) Perú: Ing. Carlos Casabonne (Lima) Puerto Rico: Ing. José M. Izquierdo (San Juan) Uruguay: Ing. Gerardo Rodríguez (Montevideo) Venezuela: Dra. Inga. Oladis Troconis de Rincón (Zulia)
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Nueva terminal oeste del aeropuerto de Argel La nueva terminal oeste del aeropuerto de Argel forma parte del plan de ampliación del aeropuerto de Argel, que permitirá incrementar su capacidad desde los 12 hasta 22 millones de pasajeros anuales. Se trata de una obra de grandes dimensiones, proyectada y ejecutada en un tiempo muy reducido, con la complejidad de lograr un diseño singular en una zona de alta sismicidad.
INTRODUCCIÓN El proyecto de la nueva terminal fue adjudicado en
2013 a la unión temporal de empresas formada por Prointec, LLewelyn Davies y Brea. El proyecto de es-
tructura, desde la fase de diseño conceptual hasta su
aprobación final, fue desarrollado íntegramente por
una Joint Venture formada por Aliva Ingenieros,
Metra Ingenieros y QL Ingeniería (actualmente
Vista de la terminal y el viaducto desde el estacionamiento
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Qube). Posteriormente, se participó durante la ejecu-
ción como asistencia técnica a la dirección de obra, llevada a cabo por la empresa Prointec.
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El trabajo realizado por este equipo consistió en el pro-
yecto de la estructura del edificio de la nueva terminal, edificios auxiliares, infraestructura de viaductos y pa-
sarelas peatonales de acceso, pasarela de conexión entre ambas terminales (nueva y existente), prepasa-
relas, etc. Es una obra en la que se han empleado dis-
tintos materiales estructurales: Hormigón armado,
pretensado, estructura metálica, y materiales textiles. En particular el artículo se centra sobre las estructuras
proyectadas por Metra Ingenieros en el denominado
“lado tierra”, principalmente el viaducto de acceso
principal y las pasarelas peatonales.
La obra fue adjudicada en el año 2014 a la empresa
constructora China State Construction Engineering
Corporation (CSEC) por un importe de 800 millones
de Euros. La entrada en servicio de la nueva terminal tuvo lugar en abril de 2019.
PRINCIPALES CONDICIONANTES DEL PROYECTO En todo proyecto se parte de unas premisas y/o condi-
ciones de contorno sobre la base de las cuales se de-
sarrolla una solución que, a juicio del proyectista, sea la más razonable para hacer frente a todos estos con-
dicionantes. En el caso particular de este proyecto, los principales condicionantes se pueden resumir a continuación:
• El viaducto debía permitir el acceso al
• La acción sísmica fue absolutamente
determinante a la hora de abordar el proyecto e
integrar en el mismo todos los requisitos
habituales de estas estructuras aeroportuarias.
• El proyecto, desde la fase inicial de colaboración en el diseño conceptual con los arquitectos hasta
su aprobación final, se desarrolló en un plazo
aproximado de unos 10 meses.
• El proyecto se ejecutó por medio de un equipo “multinacional”, con culturas de proyecto y
procedimientos de trabajo muy diferentes.
• El propio equipo que desarrolló el proyecto de estructura estaba formado por tres empresas
diferentes, jóvenes, y localizadas físicamente en
tres ubicaciones distintas: Madrid, Murcia y
Buenos Aires.
aeropuerto a los pasajeros de “salidas” en el nivel
DESCRIPCIÓN GENERAL DEL PROYECTO
(+4.80) y de “llegada” en el nivel +0.00.
El viaducto de acceso comprende una estructura lineal
un edificio ya que debe cumplir con ambas
por:
superior (+8.90), al nivel medio de Mezzanine
• La estructura es un híbrido entre un puente vial y funcionalidades.
• La posición de los apoyos de la estructura debe
tener en cuenta todas las interferencias existentes
de 700 metros de largo, aproximadamente, compuesta
- Rampa inicial en terraplén de 85 metros con contención de muros mecánicamente
estabilizados.
para permitir el tránsito vial y peatonal en todos
- Estructura de rampa de entrada de 124 metros de
existentes en esa zona del aeropuerto, como por
- Estructura principal de 306 metros de largo y
pasarelas de acceso a las otras zonas del
- Estructura de rampa de salida de 102 metros de
los niveles, así como los demás servicios
ejemplo el acceso a una estación de metro, aeropuerto, instalaciones generales, etc.
• Si bien se trata de elementos de infraestructura se buscaban criterios estéticos, dado que forman
parte del complejo arquitectónico del aeropuerto.
Vista de la pasarela peatonal con cubierta de telas (Boulevard)
largo.
doble nivel (+9.00 y +4.80).
largo.
- Rampa final en terraplén de 85 metros con contención de muros mecánicamente
estabilizados.
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Planta esquemática del Viaducto
El ancho del viaducto varía entre 8.70 metros en la
ESTRUCTURA PRINCIPAL VIADUCTO
Desde el nivel inferior del viaducto parten dos pasa-
luces de 36 m en sentido longitudinal, con vanos ex-
“Boulevard Nord” y “Boulevard East”. El boulevard
transversal, de forma tal que estos constituyen una re-
zona de rampa y 72 metros en la zona principal.
relas peatonales de 5.40 m de ancho, denominadas
Nord tiene una longitud de 450 m y conecta con el es-
tacionamiento del aeropuerto, mientras que el boule-
vard East tiene una longitud de 270 m y conecta con
la antigua terminal y con el metro.
Esta estructura, desarrollada en el nivel +9.00, tiene
tremos de 27 m, y 12 m, 16.50 m y 18 m en sentido tícula regular de 36 x 12/16.5/18 m.
Por debajo de esta plataforma principal, y vinculada con esta se desarrolla una planta de un mezzanine de
3315 m² en un nivel intermedio (+4.80 m) con núcleos
de ascensores y escaleras tanto fijas como mecánicas
que unen los tres niveles (+0.00, +4.80 y +9.00).
La estructura superior soporta, además de las sobrecargas de tránsito, una cubierta de telas tensadas.
El tablero superior está materializado mediante una
losa de hormigón postesado de espesor variable, entre 0.70 m en centro de vano y 1.60 m en apoyos. Los ca-
bles de pretensado se dispusieron siempre en direc-
ción longitudinal (en los vanos de 36 metros), utilizándose un total de 85 vainas de 100 mm de diá-
metro con 15 cordones de 0.6” cada una. No se dis-
puso pretensado en la dirección transversal, diseñándose en ese caso como hormigón armado.
Planta esquemática de Boulevard Nord (1) y Boulevard East (2)
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El tablero inferior (nivel Mezzanine) está compuesto
zona (aceleración básica de 0.40 g). Como resultado
caso, dado que este nivel no soporta cargas de tránsito,
como para hacer frente a las solicitaciones sísmicas,
por una losa también de hormigón postesado. En este
se dispuso de un espesor variable entre 0.60 y 1.20 m,
con algo menos de pretensado (50 vainas de 85 mm de
final se buscó dotar a la estructura de suficiente rigidez
con valores de deformaciones admisibles.
diámetro con 11 cordones de 0.6” cada una).
Corte típico longitudinal del nivel inferior (Mezzanine)
Este nivel de mezzanine permite la distribución a di-
Las fundaciones, debido a la baja capacidad portante
vards) que conectan con otras áreas del aeropuerto,
de diámetro con longitudes entre 18 y 35 metros según
ferentes pasarelas peatonales (denominadas Boule-
como ser la zona de estacionamiento, la antigua terminal, o la estación del metro.
Corte típico longitudinal del nivel superior del Viaducto
del terreno, se proyectaron mediante pilotes de 1.50 m
el caso, agrupados en cabezales de entre 4 y 9 pilotes.
Vista inferior del Viaducto
Las pilas de apoyo se encuentran unidas monolítica-
mente al tablero conformando una estructura aporti-
cada y con sección cuadrada de dos tipos:
- Pilas dobles de 1.60 m de lado dispuestas en forma de A.
- Pilas simples de 1.80 m de lado. La elección de cada una de ellas en las diferentes po-
siciones responde a los condicionantes funcionales, estructurales y estéticos en cada caso, siendo el sis-
tema resistente a esfuerzos horizontales de vital im-
portancia para la elevada peligrosidad sísmica de la
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DISPOSICIÓN DE JUNTAS Como parte de la estrategia global de diseño, la dis-
posición de las juntas constituye una cuestión central, más aún en este caso particular, donde el diseño
sismorresistente impone un alto grado de exigencia. En este caso se optó por una solución continua de 306 metros sin juntas, logrando una sobre redundan-
cia de vínculos, favoreciendo la seguridad ante las
Vista nivel superior y pasarelas de conexión (Boulevards)
acciones sísmicas y evitando complejos diseños, ha-
bituales en esos casos.
Por el contrario, se presenta una gran exigencia de cara a las acciones térmicas y reológicas, tema que
debió ser estudiado con mucha mayor precisión.
En resumen, el problema es que bajo condiciones nor-
males, las losas tienden a acortarse debido a efectos reológicos y de temperatura; acortamiento que no ocu-
rre a nivel de fundación.
Vista inferior con mezzanine a la izquierda
Vista frontal de la estructura
Vista desde arriba del viaducto
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En consecuencia, las columnas que parten de un nivel
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“fijo” hasta la primer planta “libre”, están sometidas a esfuerzos derivados de dicho fenómeno, mientras
que la losa en este nivel está sujeta a esfuerzos de la misma naturaleza, pero de signo opuesto por la misma
un periodo suficientemente extenso, como para
permitir que la fluencia vaya acomodando y
relajando la estructura de los estados tensionales
que la contracción va provocando. Este problema
causa. Abordar este análisis de modo muy simplifi-
se puede abordar a través del método del
se manifiestan en la realidad.
cuenta este fenómeno de un modo relativamente
cado suele dar resultados muy conservadores que no Básicamente, esto se debe a diferentes hipótesis simplificadoras, muy útiles para las verificaciones estruc-
turales habituales, como ser:
1. Suponer que las fundaciones son elementos infinitamente rígidos, tanto a los
desplazamientos laterales, como a las
rotaciones. En rigor, hay una interacción suelo-
estructura que difiere bastante de esta hipótesis.
Se comprueba una apreciable diferencia
entre un apoyo muy rígido, y un apoyo
coeficiente de envejecimiento que permite tener en
sencillo.
3. Llevar a cabo verificaciones de estado limite
último, sin tener en cuenta la no-linealidad del
comportamiento de las secciones, principalmente
de los elementos verticales. El efecto de la
fisuración, por ejemplo, relaja notablemente los
niveles tensionales de las deformaciones
impuestas. Vale tener en cuenta que, de cara a las
deformaciones impuestas, los efectos de la
fisuración reducen sustancialmente las
solicitaciones para las verificaciones en Estado
Límite Último (relación momento-rigidez de las
infinitamente rígido.
columnas). No obstante lo anterior, resulta
las cargas. Así, por ejemplo, la deformación
de Servicio, realizando un control adecuado de la
2. Despreciar la variable tiempo en la aplicación de impuesta debida a la contracción, se desarrolla en
imprescindible una verificación del Estado Límite
fisuración bajo estados de carga cuasi-permanentes.
Rampa de salida
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ESTRUCTURAS DE RAMPA DE ENTRADA Y DE SALIDA Las rampas de acceso y descenso, presentaban dificul-
suelven en hormigón armado.
En algunos tramos, por cuestiones de arquitectura se
tades geométricas complejas, tanto en su forma como
establecieron vanos de 24 y hasta 27 m. En estos casos
ron mediante losas de hormigón armado de espesor
porando cables de pretensado.
dad en este sentido.
Las columnas que sirven de apoyo se han diseñado en
Los apoyos de estas losas están materializados con
nes que varían entre 0.90 x 1.10 m hasta 1.10 x 1.50 m
en la disposición de apoyos. Es por ello que se diseñaconstante de 0.70 m que permitieron mayor flexibili-
pilas circulares o cuadradas dependiendo de las exigencias arquitectónicas, formando una unión mono-
lítica con el tablero.
especiales se mantuvo la misma sección, pero incor-
hormigón armado de forma rectangular con dimensiosegún el caso, unidas de manera monolítica a la losa.
En este caso, se han dispuesto juntas a media madera,
cada 80-90 metros aproximadamente, buscando posi-
cionarlas en los puntos de momento nulo (aproxima-
Las fundaciones, al igual que en la estructura princi-
damente entre 20-25% de la luz).
metro agrupados en cabezales de 4 pilotes.
En el boulevard Nord se dispuso además una cubierta
ESTRUCTURAS PARA BOULEVARDS
Las fundaciones, se diseñaron con pilotes de 1.20 m
pal, se proyectaron mediante pilotes de 1.50 m de diá-
La estructura para los boulevards consiste en un típico
Sección típica de Boulevard
picos de esta estructura son de 21 m de largo y se re-
puente losa de hormigón de espesor variable de 1.05 m en apoyos y 0.60 m en centro de vano. Los vanos tí-
textil tensada.
de diámetro.
ACCIONES Y CRITERIOS GENERALES DEL DISEÑO SÍSMICO Argelia es un país con una notable actividad sísmica.
El último gran terremoto se produjo en el año 2003,
con una magnitud de 6.7 grados en la escala Richter,
y un saldo de más de 1000 fallecidos.
El documento que regula las bases de diseño y accio-
nes a adoptar desde el punto de vista sísmico es el “Document Technique Reglamentaire DTR C 2-4.8 Regles Parasismiques Algeriennes RPA 99 / Version 2003”.
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Corte longitudinal típico con disposición de junta
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En el esquema general para resistir los esfuerzos ge-
El procedimiento empleado para el análisis sísmico de
sistemas de pórticos de hormigón (estructura principal
la acción sísmica está representada por medio de un
sarelas Boulevards) ya que las columnas presentan di-
por la RPA 99.
nerados por la acción sísmica, se optó en general por del viaducto y comportamiento longitudinal de las pa-
mensiones similares a las de la losa en apoyos, por lo
la estructura fue el método modal espectral, en el que
espectro de respuesta (Sa/g), en este caso el definido
que, cumpliéndose los criterios de armado para este
RESUMEN GENERAL
nudos.
gelinas.
tipo de acción, es posible asegurar la ductilidad en los
Por el contrario, en las zonas de estructuras de rampas, y para el comportamiento transversal de las pasarelas del Boulevard, donde no se puede asegurar la ductili-
dad de los pórticos, se adoptó un funcionamiento
Pasarela en bifurcación con cubierta de telas
Normativas utilizadas para las acciones: Normas ArNormativas utilizadas en el diseño: Euro códigos.
Software utilizado en modelaciones: Sofistik.
Materiales utilizados: Hormigón C35 / Acero de armar B500 / Acero de pretensar Y1860.
mucho más conservador como péndulo invertido.
Para el caso de la pasarela Boulevard, en sentido trans-
versal, la estructura muestra un comportamiento se-
mejante al de un péndulo invertido, y las pilas son responsables de resistir las cargas horizontales. Longitudinalmente, la estructura forma pórticos, con rigi-
deces similares entre pilas y losas. Si bien existen
también núcleos de ascensores y escaleras, éstos se en-
cuentran separados de la estructura principal mediante
juntas, por lo que no intervienen para resistir la acción
sísmica.
PARTICIPARON EN ESTE PROYECTO Ing. Horacio Pieroni (Metra Ingenieros) Ing. Mario Glikman (Metra Ingenieros) Ing. Ana Saguier Padilla (Metra Ingenieros) Ing. Emilio Reviriego (Metra Ingenieros) Ing, Rosa González Ruiz (Aliva Ingenieros) Ing. Guillermo Corres Peiretti (Aliva Ingenieros) Ing. Alberto Brusa Echevariarza (Aliva Ingenieros) Ing. Rubén Alonso Alonso (Aliva Ingenieros) Ing. Iago González Quelle (QL Ingeniería)
Vista construcción pasarela
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Efecto del fuego sobre la resistencia al punzonado en losas de hormigón
Por el Ing. Civil Héctor Eduardo Ludzik Perfil del autor Héctor Eduardo Ludzik es Ingeniero Civil, especializado en construcciones y seguridad industrial, con experiencia en mantenimiento de infraestructura y conservación edilicia, gestión de proyectos y servicios, seguridad estructural contra incendios y explosiones, normativa NFPA y sistemas de gestión ISO 9001 y 14001, OHSAS 18001. Socio activo de la Asociación de Ingenieros Estructurales de Argentina y matriculado en el Colegio de Ingenieros de Buenos Aires.
Los efectos sobre las estructuras debido a los incendios pueden resultar catastróficos, en particular para el caso del punzonado que, aún bajo temperatura ambiente es un fenómeno complejo y la adición de la temperatura elevada conduce a una mayor incertidumbre respecto de su comportamiento. A continuación se comentan las conclusiones en distintos ensayos en estos últimos años, como así también, se expone una serie de métodos de evaluación y estimación de la resistencia al punzonado frente al fuego.
1. INTRODUCCIÓN El fuego ha representado tradicionalmente una ame-
naza real para la seguridad de los edificios.
Los efectos de la alta temperatura en las estructuras
son dos: las propiedades mecánicas se ven afectadas negativamente, y la dilatación térmica con las conse-
cuentes deformaciones inducen "acciones indirectas" suplementarias. Históricamente, se ha dado por sen-
tado el correcto comportamiento del hormigón frente
al fuego. Los criterios de diseño se han basado en los
ensayos de exposición al fuego "estándar" típicamente
expresado en términos del recubrimiento requerido.
Sin embargo, la aplicabilidad general y la utilidad de
este enfoque es tema de debate ya que los regímenes
de calentamiento en los incendios reales pueden ser bastante diferentes, como así también el efecto del en-
friamiento no es usualmente contemplado en los pro-
cedimientos de verificación. Las Figuras 1 y 2 ilustran
el colapso de las estructuras del estacionamiento de Gretzenbach, Suiza, en 2004, el cual resulta un claro
ejemplo de la complejidad del fenómeno del punzo-
nado como mecanismo de falla bajo fuego.
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2. EFECTOS DEL FUEGO EN EL HORMIGÓN El correcto comportamiento del hor-
migón frente al fuego a menudo se
ha dado por supuesto, considerando
su naturaleza no combustible y su
capacidad de funcionar como una
barrera térmica, evitando la propaga-
ción del calor y las llamas. Los crite-
rios de diseño están centrados en la magnitud del recubrimiento y las di-
mensiones de la sección. Sin em-
bargo, aún existen lagunas de
información en el conocimiento del verdadero com-
portamiento de las estructuras de hormigón bajo condición de incendio.
material, debido a la falla en la resistencia a la tracción
de la superficie. Es causado por las fuerzas mecánicas
generadas dentro del elemento debido a un fuerte ca-
lentamiento o enfriamiento, es decir, tensiones térmi-
En esencia, el comportamiento bajo fuego del hor-
cas, y/o, por la rápida expansión de la humedad dentro
terial en función de la temperatura. Dado que la
ticial dentro de la estructura.
con el acero, generalmente se generan fuertes gra-
De esta serie de cambios físicos y químicos produci-
migón expuestas al fuego, y, junto con la alta inercia
son reversibles al enfriarse, pero otros son irreversi-
migón está relacionado con las propiedades del ma-
difusividad térmica es bastante baja, en comparación dientes de temperatura dentro de las piezas de hor-
del hormigón que aumenta la presión del agua inters-
dos en el hormigón sometido al calor, algunos de ellos
térmica, implica que la región central puede tardar
bles y pueden debilitar significativamente la estruc-
Figura 3 ilustra la evolución de temperaturas dentro
la degradación de la resistencia con la temperatura.
puesta a un fuego estándar durante 1hr, 2hr, 3hr y 4hr,
Respecto a las consecuencias estructurales, los ele-
mucho tiempo en calentarse. A modo de ejemplo, la
de una losa de hormigón de densidad normal excalculadas por el método de Hertz.
Otro problema que ocurre cuando el hormigón está
expuesto al fuego es el descascaramiento o “spalling”,
fenómeno que involucra el desprendimiento repentino
de fragmentos de hormigón desde la superficie del
Figura 1
tura después de un incendio. La Figura 4 esquematiza
mentos de hormigón pueden fallar en una serie de for-
mas diferentes. Para las losas de hormigón armado cargadas, si la resistencia de la armadura de acero se
pierde debido al calentamiento, entonces hay una
falla por flexión o de resistencia a la tracción. Las es-
tructuras también pueden colapsar cuando se pierde
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Figura 2 la adherencia entre el hormigón y las barras de arma-
3.1 Ensayos en condiciones de alta temperatura
Un aspecto crítico resulta en las fallas por corte,
por punzonado en condiciones de alta temperatura
dura, con la falla por tracción de hormigón asociada. donde se estará frente a un modo de falla frágil.
condujeron en los últimos años a una serie de ensayos
Finalmente, las fallas de compresión generalmente
más precisa en cuanto a la estimación de las cargas de
están asociadas con la pérdida de resistencia del hor-
migón en la zona del bloque de compresión relacio-
nada con la temperatura.
3. PUNZONADO EN LOSAS DE HORMIGÓN BAJO ALTAS TEMPERATURAS El fenómeno del punzonado es un mecanismo de falla frágil de losas de hormigón sometidas a altas
fuerzas localizadas. En las estructuras de losas pla-
nas ocurre en las zonas de apoyo de la columna, de-
bido a un esfuerzo de corte bidireccional. Este tipo
de falla es catastrófica pues no muestran signos vi-
sibles antes de la misma.
Tal lo que se ha expuesto en párrafos anteriores, el
efecto del fuego y la consecuente evolución de la temperatura provoca reducción de la resistencia mecánica de los materiales, afectándose propiedades in-
trínsecas de los mismos, y, a su vez, aparición de estados de deformaciones y tensiones adicionales a las condiciones de temperatura ambiente.
|20|
Las incertidumbres asociadas al mecanismo de falla e investigaciones con el fin de lograr una metodología
falla.[1][4][5] Si bien resulta un tópico ávido de
mayor investigación, y más allá de las diferencias en
las metodologías en los ensayos, pueden citarse algu-
nas conclusiones que resultan de interés al momento
del diseño de este tipo de estructuras.
Las tipologías de los ensayos pueden resumirse en
la Figura 5 donde se ilustran las formas de aplicación
del flujo de calor y carga según la investigación desarrollada.
Uno de los aspectos en que coincidieron varios ensa-
yos consistió en investigar la influencia del tipo de
enfriamiento, esto es, analizar qué sucede con la re-
sistencia de la losa según sea la forma de lograr al-
canzar nuevamente la temperatura ambiente. La
metodología de las distintas pruebas coincidía en eva-
luar el comportamiento de la muestra sometida a carga
mientras era aumentado el flujo de calor sobre la misma.
Como se mencionó antes, los incendios reales dispo-
nen de una característica particular y propia de cada
IE-REVISTA 64-oct19.qxp_IE-REVISTA 61 14/11/19 17:11 Página 21
Figura 3
uno en su etapa de enfriamiento, dependiente de di-
versos factores. Este aspecto no está contemplado en
los procedimientos tradicionales de estimación de resistencia última, y debería ser tenido en cuenta al
momento de diseño.
A modo de síntesis, se enumeran algunos comentarios
relacionados con las distintas pruebas y conclusiones generales obtenidas:
• Una mayor duración de la exposición al fuego provocó un aumento considerable de la
temperatura de las muestras y el deterioro del
hormigón. A su vez, varias muestras fallaron
durante la etapa de enfriamiento. [1] Puede
verse cualitativamente en la Figura 6 una
cuestión que fue determinada en diversos
ensayos, y consiste en que, durante la etapa de
enfriamiento, la temperatura máxima fue
hallada dentro de la masa de hormigón y no en
los extremos. [3]
• En varias muestras ensayadas fue manifestado el fenómeno de “spalling” [4][5]
Figura 4
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• Se compararon las cargas obtenidas por
Figura 5
ensayos con las estimadas por diversas normas. Se encontró una adecuada
estimación a través del método de la
Fisura Crítica de Muttoni – Fernandez
Ruiz [1] [4].
3.2 Estimación de resistencia al punzonado en losas de hormigón armado
A continuación, se expondrán una serie de
métodos para la estimación de la resisten-
cia al punzonado en losas de hormigón ar-
mado.
3.2.1 método aci 318
Según la normativa, el aporte resistente del
hormigón se obtiene a partir de las siguien-
tes expresiones, en unidades SI:
Donde β es la relación entre el lado mayor y el lado menor del área cargada efectiva; αs
Figura 6
para columnas de borde, 20 para columnas de esquina;
• En caso de aumentar la velocidad del enfriado a
distancia d/2 del borde de la columna; d la altura útil
la respuesta final del elemento ensayado. [4][5]
través de agua, la resistencia al punzonado de la
losa fue notoriamente menor que ante un modo
de enfriado natural, es decir por aire. Esta
bo es el perímetro de la sección crítica situado a una
en la sección crítica; y fc la resistencia característica del hormigón.
cuestión también fue ensayada desde el punto de
3.2.2 método de la Fisura crítica (a. muttoni –
hormigones bajo distintas formas de enfriado,
El Método de la Fisura Crítica se basa en una fisura
vista de evaluar la resistencia a compresión de
Fernández ruiz)
resultando en conclusiones análogas. [5]
crítica que atraviesa una biela de compresión incli-
sobre piezas en las cuales se intentó modelar el
gura 7). Para los elementos sin armadura de corte, la
• Una serie de ensayos fueron llevados a cabo
efecto del arriostramiento en sus bordes. Esta
nada que transfiere la carga de la losa a la columna (Fi-
resistencia al corte se rige por el ancho de fisura y la
situación mostró una notable reducción de la
rugosidad de esta. El método establece que la resisten-
aquellas mismas piezas que no estaban
ción entre el criterio de falla y la relación de
resistencia al corte por punzonado que en arriostradas. [1] [2]
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es igual a 40 para columnas interiores, 30
• El recubrimiento de las armaduras resultó clave en
cia al corte por punzonado se encuentra en la intersecrotación-carga de la losa, siendo:
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Figura 7
Criterio de falla
Curva carga-rotación
Siendo:
ψ: rotación de la losa; dv: altura estática resistente a corte; d: altura efectiva; dgo: tamaño de árido de re-
ferencia (16mm); dg: tamaño del árido; rs: distancia
desde el eje de la columna (o superficie de apoyo) hasta la zona de momento (para losas con luces regu-
lares rs≈0.22 l, siendo l la luz entre columnas; fyd: límite elástico de las armaduras de flexión; es: mó-
dulo de elasticidad del acero; msd: momento medio (por unidad de longitud) en la faja de apoyos de la co-
lumna; mrd: momento resistente medio de cálculo
(por unidad de longitud) en la faja de apoyo.
3.2.3 capacidad portante del hormigón a altas
temperaturas
Referencias [1] Smith, HKM, Stratford, T & Bisby, L 2015, Punching Shear of Reinforced Concrete Slabs under Fire Conditions: Experiment vs. Design. in CONFAB 2015: The First International Conference on Structural Safety under Fire & Blast. [2] Smith, HKM, Stratford, T & Bisby, L 2015, The Punching Shear Mechanism in ReinforcedConcrete Slabs under Fire Conditions. in PROTECT 2015 - Fih International Workshop on Performance, Protection & Strengthening of Structures under Extreme Loading. pp. 704-711. [3] Smith, HKM, Stratford, T & Bisby, L 2014, Punching Shear of Restrained Reinforced Concrete Slabs Under Fire Conditions. in 8th International Conference on Structures in Fire. vol. 1, Tongji University Press, Shanghai, pp. 443-450. [4] Bamonte P., Fernández Ruiz M., Muttoni A., Punching shear strength of R/C slabs subjected to fire, Proceedings of the 7th International Conference on Structures in Fire SiF2012 (Eds. M. Fontana, A. Frangi, M. Knobloch), 2012, pp. 689-698. [5] Hamed Salem, Heba Issa, Hatem Gheith, Ahmed Farahat, Punching shear strength of reinforced concrete flat slabs subjected to fire on their tension sides. HBRC Journal Volume 8, Issue 1, April 2012, Pages 36-46.
Ambos métodos comentados anteriormente requie-
ren estimar la capacidad portante del hormigón a altas temperaturas. Para el diseño de componentes
estructurales pueden citarse, entre otras, las recomendaciones del ACI 216.1-07 y las del Eurocódigo
(EN 1992-1-2).
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Recomendaciones en el diseño y ejecución de bases aisladas de aerogeneradores La presente publicación brinda una serie de recomendaciones para el cálculo y construcción de bases aisladas superficiales de aerogeneradores con inserto conformado por jaula de pernos. En el mismo se indican las verificaciones necesarias por fatiga de materiales, rigidez y de los estados límites de servicio. Todos estos aspectos ponen énfasis en las últimas metodologías aplicadas en la construcción de fundaciones superficiales de hormigón armado para aerogeneradores. Por los Ing. Hugo Donini – Ing. Rodolfo Orler
Hugo Donini es Ingeniero Civil e Hidráulico. Investigador y docente de la U.N.P.S.J.B. (Sede Trelew). Miembro Plenario de la Asociación de Ingenieros Estructurales. hugo.donini@gmail.com. Rodolfo Orler es Ingeniero en Construcciones. Investigador y docente de la U.N.P.S.J.B. (Sede Trelew). Ex Docente de la Facultad de Ingeniería de la Universidad Nacional del Comahue. Miembro Plenario de la Asociación de Ingenieros Estructurales. rodolfoorler@yahoo.com.ar Ambos son autores del libro “Introducción al Cálculo de Hormigón Estructural”, “Plateas de Hormigón Armado” y “Análisis de las Patologías en las Estructuras de Hormigón Armado”.
INTRODUCCIÓN Nuestro país, pionero en Latinoamérica, dispone actualmente de nu-
merosos parques eólicos localizados en distintas provincias (Figura 1), siendo Santa Cruz, Chubut, Río Negro y Buenos Aires las que concentran el mayor potencial eólico argentino.
Figura 1: Aerogeneradores en el Parque Eólico de Rawson, Chubut (registro propio)
ASPECTOS RELACIONADOS CON EL DISEÑO DE BASES AISLADAS PARA AEROGENERADORES Las bases aisladas superficiales son una tipología usual en la funda-
ción de aerogeneradores para suelos con adecuada capacidad por-
tante. El presente artículo procura abordar los aspectos más
relevantes relacionados con el diseño y la ejecución de estas bases.
En las referencias bibliográficas se incluyen algunas normas y có-
digos que establecen consideraciones para su diseño estructural. En
lo referente a los Reglamentos CIRSOC, si bien no resultan del marco de aplicación de estas estructuras, permiten abordar aspectos
relacionados con el cálculo, la durabilidad y la tecnología del hor-
migón armado.
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GEOMETRÍA EN PLANTA La geometría de las bases aisladas de aerogeneradores resulta im-
portante al momento de definir su diseño, presentándose distintas
variantes. Las fundaciones circulares (Figura 2) permiten absorber
Las fundaciones de base cuadrada (Figura 3) son más sencillas de
encofrar y tienen armaduras inferiores dispuestas en dos direcciones
ortogonales. La armadura superior puede colocarse radialmente atravesando el inserto o la jaula de pernos.
de manera más adecuada el cambio de dirección de los esfuerzos
Las bases de superficie octogonal resultan una alternativa a las de
ción de presiones al suelo, pero presentan en contrapartida algunas
cofrado y armado, y mantienen ciertas ventajas para absorber los es-
zado de éstas es usualmente en dirección radial y circunferencial.
referencias [11], [18] y [19]).
transmitidos por los aerogeneradores y generan menor concentradificultades en el encofrado y la colocación de las armaduras. El traComo alternativa es posible efectuar un armado ortogonal.
sección circular, puesto que presentan mayor simplicidad en el en-
fuerzos transmitidos por los aerogeneradores (ver al respecto las
SECCIÓN TRANSVERSAL La sección transversal puede ser de espesor constante o variable. El espesor variable permite optimizar la rigidez con una mayor al-
tura en la zona que rodea a la columna del aerogenerador, procu-
rando una mayor resistencia al punzonado y al corte. No obstante,
es necesario tener especial precaución al momento de calcular las
secciones críticas para dichos esfuerzos según la alternativa selec-
cionada.
El espesor y la forma transversal de la base dependen también del
medio de unión con el aerogenerador. Existen básicamente tres métodos de vinculación:
Figura 2: Armado circunferencial de una base tronco-cónica y otra ya hormigonada (registro propio)
Figura 3: Fundación de base cuadrada (registro propio)
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a) Inserto anular embebido: consiste en un anillo metálico de una pieza que debe ser colocada y nivelada previamente al
hormigonado de la base. El anillo cuenta con una brida
inferior y otra superior, y un mecanismo de ajuste para su
nivelación, con una desviación máxima permitida respecto del plano horizontal del orden de ± 4 mm. La brida superior es la
que vincula a la base con el fuste del aerogenerador. La brida
inferior es la encargada de transmitir los esfuerzos de flexión, corte y punzonado a la base. Entre las bridas existe una serie
de orificios por los que pasa la armadura longitudinal superior.
y las variaciones de la velocidad de disipación. El hormigón del ele-
mento cercano a la superficie tiene la posibilidad de disipar calor
con mayor facilidad que el hormigón interior de la masa, y en poco
tiempo alcanza la temperatura del aire. Por su parte, la zona interior
del hormigón tarda varios días en uniformar su temperatura con el
medio ambiente, en general, y en función de la clase y contenido de
cemento, en un plazo de 4 a 6 días. Es necesario llevar un estricto control de las temperaturas, por lo que es recomendable colocar un
mínimo de 2 termopares en la base, uno cercano a la superficie (al-
rededor de 0,2 m) y del borde lateral (en el orden de los 0,50 m); y
(Figura 4.a).
el otro a 1,50 m de la superficie y a aproximadamente 3 m del lateral.
cilíndrico compuesto por una serie de pernos de anclaje fijos a
Estos valores pueden requerir modificaciones según las dimensio-
b) Adaptador de acero con pernos a presión: es un adaptador
una brida superior e inferior. En algunos casos la brida inferior
se coloca por encima de la armadura y otras por debajo. Es común observar un incremento del espesor de la base en la
zona central por debajo del adaptador con una depresión que resulta de suma importancia para el buen comportamiento resistente (Figura 4.b).
c) Adaptador de acero con pernos a presión con pedestal:
nes totales de la base. Los termopares deben ser fijados a la armadura vertical para evitar que los mismos sean desplazados o doblados du-
rante el colado y la compactación del hormigón. El proceso de hor-
migonado debe desarrollarse de forma continua y en una sola
operación hasta completar el volumen de la base. El hormigón puede
ser colado en capas de 0,50 metros de espesor máximo. El inicio del
vertido del hormigón de la primera capa debería comenzar en el cen-
consiste en una serie de pernos de anclaje con una brida
tro de la base conformando un cono de descarga que se expanda
alternativas anteriores (Figura 4.c).
colado del hormigón no debe superar 1,50 metros de altura por gra-
inferior pero con un pedestal con una altura superior al de las
hasta completar una altura de 0,50 metros (Figura 5). La altura de
Figura 4: Esquema ilustrativo de las secciones típicas y de los medios de unión (elaboración propia)
COLOCACIÓN DEL HORMIGÓN Y DE LAS ARMADURAS
vedad. Durante la primera etapa debe buscarse que el hormigón ver-
Para afectar lo menos posible el comportamiento estructural, gene-
completamente, asegurando de esta manera que no queden oqueda-
estas estructuras con importantes volúmenes de hormigón, las dife-
tarea se continúa con el hormigonado en forma circunferencial y con
ralmente el colado del hormigón se realiza en una sola etapa. En rencias de temperatura pueden originarse en el calor de hidratación
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tido desde el centro penetre en primer lugar por debajo de las armaduras inferiores de la zona central de la base hasta recubrirlas
des debajo del inserto metálico o la jaula de pernos. Completada esta un sentido de avance radial desde el centro hacia los laterales.
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Figura 5: Proceso de hormigonado de una base para aerogenerador (registro propio)
Figura 6: Disposición de barras superiores en cruz para evitar desplazamientos relativos de las armaduras (registro propio)
En todos los casos, estas recomendaciones quedan subordinadas
ANÁLISIS ESTRUCTURAL
En el proceso de armado de las bases debe verificarse entre otros
Interacción suelo-fundación
a las indicaciones del fabricante y/o proveedor del aerogenerador.
aspectos:
- Excavación y compactación del terreno.
- Colocación y tapado de los tubos de PVC correspondiente a los conductores eléctricos.
- Ejecución del debido hormigón de limpieza.
Respecto a la modelación de la fundación y su interacción con el suelo, es recomendable utilizar métodos alternativos al de Winkler.
A pesar de la facilidad de su aplicación, el método de Winkler posee objeciones al momento de evaluar la interacción suelo-estructura. Se mencionan algunas:
- Ensamble y disposición de la jaula de pernos o bien la
- Los resortes que simulan el suelo no actúan
- Colocación de las armaduras disponiendo de separadores
- El comportamiento asentamiento – cargas no es lineal.
colocación del inserto metálico.
que garanticen los recubrimientos mínimos inferiores y laterales.
- Evaluar la posibilidad de colocación de empalmes mecánicos
en lugar de aquellos por yuxtaposición con el debido soporte y
constatación de su comportamiento con los ensayos estáticos y dinámicos necesarios para verificar su resistencia a fatiga debido a los elevados ciclos a los que se verán expuestos durante la vida útil de la estructura.
- Verificación de las separaciones de las armaduras, asegurando el embebimiento de toda la armadura y el control de la fisuración.
- En caso de bases de sección y armado circular, debe
verificarse que no se solapen los empalmes de anillos consecutivos.
- Evitar que las armaduras colocadas en adyacencias al inserto o jaula de pernos tomen contacto con los mismos.
- Verificar el correcto atado de las armaduras, en especial las de punzonado por su disposición y forma.
- Colocar armaduras superiores de vinculación dispuestas en forma de cruz para evitar desplazamientos relativos de las restantes durante las distintas tareas (Figura 6).
independientemente.
- Los esfuerzos y deformaciones se pueden encontrar por debajo de los reales.
- No permite evaluar la influencia de una fundación sobre el entorno.
- No es posible modelar las variaciones estratigráficas del suelo y la influencia de la fundación a mayor
profundidad.
Por otra parte, el hecho de elegir un único valor del coeficiente de
balasto (k) en una base de la extensión de las tratadas no parece acertado, ya que éste depende de varios factores:
- Tamaño de la fundación.
- Área tributaria del nudo sobre el que se aplica.
- Variaciones con la profundidad.
- Dependencia del tiempo debido a asentamientos por consolidación y por consolidación parcial.
Como alternativas, se sugiere el método de resortes pseudo-acoplados [1], resortes acoplados, resortes lineales [17] o bien el de ele-
mentos finitos.
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Éste último es el que mejor se aproxima al comportamiento de este
tipo de bases, pudiendo modelar la estratigrafía del suelo, la varia-
ción de sus parámetros y visualizar la distribución de presiones en
esfuerzos e importancia de la estructura se sugiere utilizar 2, aunque
ciertas referencias indican un valor de 1,5 [4].
profundidad, entre otros aspectos.
Modelación de las bases
Es conveniente que la fundación sea modelada por elementos finitos
sólidos, evitando utilizar elementos lámina que no permiten conocer adecuadamente la distribución interna de las tensiones, el compor-
tamiento espacial de la fundación, etc. Es necesario recordar siem-
pre que estos modelos sólo representan una aproximación para el
hormigón estructural.
ALGUNOS ASPECTOS REFERIDOS AL DISEÑO ESTRUCTURAL Verificación de esfuerzos admisibles en el suelo Para que se verifique la condición de esfuerzos admisibles en el suelo, se debe cumplir (1). Donde:
(1)
σadm = capacidad admisible del suelo.
σmáx = esfuerzo máximo que le transmite la fundación al suelo con-
siderando cargas de servicio.
Las bases de aerogeneradores se encuentran sometidas a elevados momentos flectores, lo que origina diagramas parciales de presiones
sobre el suelo. En las referencias [8], [9] y [10] se pueden consultar mecanismos para el cálculo de las presiones transmitidas al suelo.
Para que se verifique al volcamiento a la fundación se debe cumplir (2)
Donde:
mr = momento resistente al volcamiento por el peso propio de la estructura y del suelo de relleno.
ecuaciones de momentos flectores (Mr) y (Mext) respecto del punto
A. El momento flector total externo (Mext) resulta: (3) Con:
my = momento flector de servicio transmitido por el aerogenerador a nivel del fuste de la base.
Fx = fuerza horizontal de servicio transmitida por el aerogenerador a nivel del fuste de la base.
ht = h + hf + hf1. h = altura máxima (en caso de presentarse una sección de espesor variable).
hf = altura del fuste por debajo del nivel del suelo. hf1 = altura del fuste sobre el nivel del suelo. El momento resistente (Mr) se puede obtener de la ecuación (4). (4) Donde: Fz = fuerza axial normal de servicio transmitida por el aerogene-
rador.
mext = momento de volcamiento calculado al nivel inferior de la
δ = 0,9. Coeficiente reductor que contempla posibles incertidumbres
γv = coeficiente de seguridad. Considerando la envergadura de los
de relleno (Ds).
fundación.
|28|
De acuerdo a los parámetros de la Figura 7, es posible deducir las
h + hf = altura del suelo de relleno.
VERIFICACIÓN AL VOLCAMIENTO la condición (2).
Figura 7: Nomenclatura adoptada y esquema de una base tronco-cónica (elaboración propia)
en la estimación del peso propio de la base (Dc) y en el peso del suelo
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b = lado o diámetro de la base.
(5)
medida desde el borde comprimido al baricentro de las armaduras,
el diámetro de las mismas, su sección, los esfuerzos y la tensión en
servicio consecuente en las armaduras y el hormigón. Para el cálculo
de las cargas externas, suele utilizarse el 60% de las máximas cargas
VERIFICACIÓN AL DESLIZAMIENTO Para verificar a deslizamiento la fundación, se debe cumplir la expresión (6).
Con:
fundamentalmente del área cobaricéntrica del hormigón con las ar-
maduras más traccionadas, el ancho de la base, su altura total y la
(6)
γd = coeficiente de seguridad al deslizamiento. Se sugiere utilizar
2, aunque otras referencias indican un valor de 1,5 [4]. (7)
operativas de los aerogeneradores. El valor calculado de (w) debería estar comprendido en un intervalo de 0,2-0,3 mm. Para condiciones
de exposición severas entre 0,1-0,2 mm [9] [10].
VERIFICACIÓN A FATIGA DE LOS MATERIALES Los problemas de fatiga se presentan si la estructura posee simultá-
neamente:
- Importantes oscilaciones de tensiones en el hormigón y en la armadura.
- Estas oscilaciones se hacen presentes durante millones de veces en la vida útil de la estructura.
Donde: μ = coeficiente de fricción entre el suelo y la base de hormigón.
A su vez, en la referencia [9] se indica que las fundaciones sujetas a
cargas horizontales deben verificar para condiciones drenadas la ecuación (8).
(8)
La fatiga es un proceso de daño estructural progresivo. Bajo cargas
repetidas, el hormigón puede fisurarse e incluso alcanzar la rotura bajo cargas inferiores a su resistencia en ensayo estático. La resis-
tencia a fatiga depende de la oscilación de la tensión, el historial de
cargas, las características del hormigón, etc. Por ejemplo, para 106
ciclos la resistencia del hormigón a compresión es del orden del 50% de su resistencia estática. La resistencia a fatiga de las barras corru-
gadas está ligada a numerosas variables, entre las que se pueden
Con: aeff = área efectiva comprimida del suelo por debajo de la base. c = coeficiente de cohesión del suelo.
φ = ángulo de fricción interna del suelo.
mencionar:
- Tensiones mínima y máxima.
- Diámetro.
Para condiciones no drenadas en arcillas φ = 0, por lo que deberá verificarse:
(9)
- Tipo de corrugado.
- Carga de rotura.
- Proceso de fabricación del acero. El comportamiento de las barras individuales no es el mismo que el de las embebidas en el hormigón. El cálculo a fatiga de los materia-
les que componen el hormigón armado de las bases puede efectuarse
Y constatarse adicionalmente: (10)
VERIFICACIÓN A FISURACIÓN Se puede calcular el ancho probable de fisura (w) según lo indicado
por las referencias [9] y [10]. La verificación a fisuración depende
mediante el procedimiento del Art. 6.7.3 del Model Code CEB-FIP 90 [6] o el Art. 7.4.1.4 del CEB-FIP 2010 [7] siempre que se verifi-
que el número de ciclos y las restricciones para las cuales está plan-
teado. El procedimiento simplificado es aplicable a estructuras sometidas a no más de 108 ciclos. Los esfuerzos a considerar son los
momentos generados por la acción del viento, el peso propio de la
base y el del suelo sobre ella. En el caso de los aerogeneradores suele trabajarse con 107 ciclos. Un aspecto a considerar es que el cuantil
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de la resistencia característica del hormigón según ACI 318-19 [2]
CÁLCULO A PUNZONADO
Code CEB-FIP 90 (Art. 2.1.3.2).
Según el Código ACI 318-19 [2], la resistencia al punzonado o corte
y CIRSOC 201-05 (Art. C 2.3.1.1) [15] difiere respecto del Model
GROUT Cuando se empleen anclajes con jaula de pernos, el grout de relleno
debe ser verificado a los procesos de fatiga que se generan por la
transmisión de tensiones de la columna del aerogenerador a través
en dos direcciones resulta:
(11) Donde debe cumplirse: (12)
de la brida, sumado al efecto de la presión ejercida por el tesado de
los pernos.
VERIFICACIÓN DE LA RIGIDEZ DE LA BASE
vn = tensión de corte nominal resistente de la base, en MPa. vu = tensión de corte último, en MPa.
cias naturales del conjunto compuesto por la base de fundación, el
vc = tensión de corte desarrollada por el hormigón, en MPa. vs = tensión desarrollada por la armadura de corte, en MPa. φ = coeficiente de reducción de resistencias, igual a 0,75.
la correcta determinación de las cargas transmitidas al suelo. Para
Es usual el armado para absorber el punzonado como consecuencia
Los aerogeneradores están sometidos a fuertes tensiones dinámicas. Las propiedades dinámicas del sistema, en especial de las frecuen-
fuste, el aerogenerador y su rotor, son de especial importancia para
evaluar los esfuerzos sobre la fundación no se considera que el suelo
de los valores de los esfuerzos transmitidos y de los propios gene-
provea una restricción rígida sino que se emplean resortes equiva-
rados. Bajo esta condición, la altura útil (d) a reemplazar en las ecua-
suelo. Por ello, la fundación debe proporcionar valores mínimos de
brida inferior de ancho (t) del inserto metálico o de la jaula de pernos
como de los elementos que la componen. La mayoría de los prove-
fuerzos de flexión. Se pueden emplear barras en forma de horquillas
tido para las bases de hormigón armado, y en especial, de la
debe estar vinculada a la armadura longitudinal tanto en la parte su-
lentes (lineales y torsionales) que dependen de las propiedades del rigidez. Ésta depende de la resistencia y características del suelo, así edores de aerogeneradores plantean requisitos mínimos en este sen-
componente rotacional. Su importancia radica en la respuesta estructural dinámica ante la acción del viento y los sismos. En la refe-
rencia [9] se incluyen expresiones para la determinación de la
rigidez estática de las bases que dependen principalmente del mó-
dulo de corte dinámico (G), el coeficiente de Poisson (ν), el radio de
la fundación (R) y la profundidad (H) del/los estrato/s analizado/s.
ciones de punzonado corresponde a la distancia existente entre la de anclaje de radio (Rb) y la armadura colocada para tomar los es-
o estribos de múltiples ramas. La armadura de corte y de punzonado
perior como en la parte inferior. Los estribos deben estar adecuada-
mente anclados. Para el cálculo deberá considerarse el efecto de los
momentos flectores no balanceados según el art. 8.4.4 del ACI 318-
19 [2], con un (γf) aproximadamente igual a 0,6 [3] [20].
El procedimiento responde a cálculos estáticos, aproximándose a
CÁLCULO A CORTE
este análisis para altas frecuencias de vibración. Sin embargo, el cál-
Es habitual que luego de la armadura de punzonado adyacente al nú-
frecuencias de vibraciones nulas. La rigidez dinámica se aparta de
culo estático es representativo para fundaciones de aerogeneradores sometidas a cargas generadas por el viento. En zonas sísmicas, se
suelen efectuar adecuaciones.
ASENTAMIENTOS DE LA BASE Los asentamientos de las bases aisladas pueden clasificarse en elás-
ticos instantáneos y en dependientes del tiempo por fenómenos de consolidación. En términos generales, es usual el valor de 3 mm/m como límite de asentamientos diferenciales [4] y una inclinación
máxima de 0,5º en condiciones de servicio [9].
|30|
con:
cleo de la base se prosiga con armadura de corte. Tal disposición de-
penderá de la altura de la base (rigidez), para cuando la misma sea
variable con el diámetro. Las disposiciones a corte del ACI 318 no
tienen en cuenta el efecto del tamaño, y por tanto pueden conducir
a valores no conservadores. Mientras que para las vigas este incon-
veniente se subsana con el requerimiento de estribos mínimos para
cuando (Vu) supera a (0,5φVc), esta disposición no tiene un equi-
valente en las fundaciones. Investigaciones llevadas a cabo (Uzel et
al., 2011 [21]) indican que la expresión usual para el cálculo de (Vc)
es conservadora si la relación entre la distancia del borde de la columna y de la base (L0) y su altura útil (d) es menor a 2,5, indepen-
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dientemente del espesor de la base. De lo contrario, para valores de L0/d mayores a 3 se registraron roturas con hasta el 50% del (Vc)
predicho por el ACI 318, por lo que será necesario aplicar modelos
más complejos, como el de puntal-tensor para su cálculo generando valores de (Vc) menores.
de desarrollo del refuerzo en las zapatas, se permite considerar las
columnas o pedestales de concreto de forma circular o de polígono
regular como elementos cuadrados con la misma área”. A partir de
ello, es sencillo deducir que las columnas o pedestales de hormigón
con sección transversal circular de diámetro (b) o con forma de po-
lígono regular, como elementos de sección cuadrada de igual área de lado (c). No obstante, para determinar la forma de la sección equi-
valente y la posición de los planos de falla a flexión, corte y punzo-
CÁLCULO A FLEXIÓN La flexión en una base para aerogeneradores debe analizarse tanto para la superficie inferior como la superior. El armado de la cara in-
ferior de la fundación se obtiene a partir del momento flector último
generado por el diagrama de presiones y la acción estabilizadora mi-
nado deberá aplicarse un criterio conservador basándose en la diferencia de rigideces entre la columna metálica del aerogenerador
(cuando se emplee esta metodología) y la base de hormigón armado.
norada del peso propio del hormigón (Dc) y del suelo por sobre ella
JAULA DE PERNOS DE ANCLAJE
timizar el uso de acero considerando distintas secciones de cálculo,
Básicamente la jaula de pernos es un sistema de anclaje que se man-
(Ds) (13). Para el caso de secciones de altura variable, es posible opcon variación de la altura útil y de los esfuerzos externos. (13)
El armado de la porción superior de la base toma en cuenta su sepa-
ración del suelo a causa de las excentricidades que se presentan por
el momento externo. Debido a ello, el peso propio del hormigón y
del suelo sobre él genera un momento flector que tracciona la porción superior.
(14)
tiene unido por los dos anillos de acero, uno inferior y otro superior
(Figura 8). Normalmente llega desmontado al sitio de la obra, y es
ensamblado por los operarios en pocas horas con la asistencia de
grúas, piezas de nivelación y de distancia (Figura 9). Su principal ventaja es la mejor transmisión de esfuerzos al hormigón respecto del inserto metálico de una pieza, el cual en ocasiones, presenta pe-
queños desvíos respecto de la normal o bien separaciones de la base
del hormigón, lo cual puede conducir a fenómenos de inestabilidad
en la torre del aerogenerador. Las partes expuestas de los pernos de
anclaje de acuerdo a sus distintas configuraciones (Figura 10) deben ser protegidas mediante protectores o capuchones plásticos.
Para la verificación de la cuantía mínima deberían emplearse las es-
pecificaciones de la referencia [9], la cual indica valores entre 0,25%
y 0,50%, para evitar fisuras por contracción y temperatura. Consi-
derando que los requerimientos de armadura por fenómenos de con-
tracción y temperatura se incrementan por encima de los de flexión, algunos proyectistas emplean el art. 9.6.1.3 del ACI 318-19 [2], li-
mitando el armado a flexión a un 133% del necesario por momentos
flectores últimos (art. 9.3.1 de la referencia [3]). Es necesario pro-
ceder con suma cautela respecto del empleo de este artículo y sus consecuencias sobre el comportamiento de la base a corte y punzo-
nado. Se sugiere sobre este fenómeno la lectura del ACI 445R-99.
Respecto del armado a flexión de fundaciones de base circular con trazado ortogonal, es citable el Art. 9.8.2.1 del Eurocódigo EC-2 [5]
por el que se indica que la armadura principal tiene que concentrarse
en su centro para un ancho del 50%±10% del diámetro.
Para la ubicación de las secciones críticas correspondientes a mo-
mentos, corte y longitud de anclaje de la armadura en las bases, el Código ACI 318-19 establece (Art. 13.2.7.3) que: “Para la localiza-
ción de las secciones críticas para momentos, cortantes, y longitud
Figura 8: Aspecto general de la jaula de pernos de anclaje
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Figura 9: Jaula de pernos montada y disposición de algunas armaduras de una base tronco-cónica
y Fz), del radio de colocación de los mismos (Rb) y de la fuerza de
tesado de los pernos indicada por el proveedor del aerogenerador (Ft). Seleccionada la cantidad de pernos de anclaje, es necesario ve-
rificar la fuerza de arrancamiento bajo condiciones últimas según
las combinaciones de estados de carga.
RELLENO CON GROUT DE ALTA RESISTENCIA La función del grout de alta resistencia (Figura 11) es soportar las fuerzas de compresión de la columna del aerogenerador y distribuir-
las sobre la superficie de la base, por lo que la superficie del hormi-
gón debe ser lo más horizontal posible. De igual forma, el área de
contacto y la unión entre el hormigón y el mortero, así como la re-
sistencia del mortero y el área de contacto entre éste y la brida de los
pernos de anclaje son factores importantes. Algunos aspectos que pueden alterar la inyección son los fenómenos de contracción del
Figura 10: Distintas tipologías de uniones con grout sobre bases aisladas con pernos de anclaje El número de pernos de anclaje (n) de la jaula que configura la vinculación del fuste del aerogenerador con la base de fundación de-
pende de las cargas externas transferidas por la superestructura (My
Figura 11: Esquema del corte de una base aislada para aerogeneradores con jaula de pernos
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hormigón en contacto con el mortero, los excesos de pasta de ce-
mento en las terminaciones de contacto con el grout y la falta de ho-
rizontalidad en la superficie de aplicación. La ejecución del sellado
con grout debe ser en una sola operación, con las temperaturas que
indique el proveedor y respetando los tiempos mínimos de curado establecidos.
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Nota: La finalidad del presente artículo no es el proyecto o cálculo de bases de aerogeneradores, sino la evaluación de la sensibilidad de los parámetros que intervienen en su comportamiento.
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Diseño de un Túnel Segmental Lote 3 – Emisario Riachuelo El emisario Riachuelo es una de las 3 grandes obras del Sistema Riachuelo, un gran proyecto de infraestructura pensado y ejecutado para ampliar la capacidad de transporte de efluentes cloacales y beneficiar a 4.300.000 habitantes que residen en el ámbito de la Ciudad de Buenos Aires y el conurbano bonaerense. Por Ing. Rodolfo Aradas, Ing. Darío Tsingas, Ing. Mirko Martini
El Dr. Ing. Rodolfo D Aradas es Ingeniero Civil de la Universidad de Buenos Aires y PhD de la Universidad de Nottingham, Reino Unido. Docente de Facultad de Ingeniería de la Universidad de Buenos Aires. Se desempeñó como Director Técnico en la empresa CH2M (Jacobs). Darío Tsingas es Ingeniero Estructural especializado en túneles y estructuras subterráneas. Mirko Martini es Ingeniero especializado en Diseño y Construcción de Túneles. Matriculado en los Consejos Profesionales de Ingeniería Civil del Reino Unido y de Italia y Miembro de las Asociaciones Británica e Italiana de Tunelería. El Sistema Riachuelo se encuentra constituido por tres
grandes obras organizadas en tres lotes de construc-
ción: el lote 1, denominado “Colector Margen Iz-
quierda, Desvío Colector Baja Costanera y obras
Cámara de carga
complementarias”, el Lote 2, denominado “Planta de
Pretratamiento”, y por último el Lote 3, denominado
“Emisario Planta Riachuelo”. Conceptualmente, el colector margen izquierda es el encargado de intercep-
tar la Segunda y Tercera Cloaca Máxima y el caudal
en tiempo seco de todas las obras pluviales que actual-
mente vierten al Riachuelo y que serán derivados y tratados en la planta de Pretratamiento del Lote 2. Si bien el sistema de desagües de esta zona de la ciudad
es un sistema separativo y por ende su componente pluvial es concebida para descargar libremente a un
cuerpo receptor, en la actualidad es de amplio recono-
Túnel
cimiento que reciben descargas cloacales e industria-
les que, de no mediar tratamiento, ejercen un impacto
significativo en el ambiente.
La planta de pretratamiento (Lote 2), se encarga de re-
mover los componentes del efluente (sólidos y grasas
principalmente) en forma previa a que el efluente sea
conducido hacia el “Emisario Planta Riachuelo” donde se termina de completar el tratamiento cloacal
mediante un proceso de difusión y dilución en el Río
de la Plata.
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Tres grandes partes conforman el Emisario Riachuelo: la cámara de
carga, el tramo de transporte del emisario y el tramo de difusión, que es el último paso de todo el sistema a partir del cual se descarga el
efluente en forma distribuida para realizar la mezcla y depuración
de los efluentes pretratados aprovechando la gran capacidad de tratamiento de un curso como el Río de la Plata.
En el presente artículo se describirán los aspectos salientes, desde el
punto de vista estructural, del diseño de la cámara de carga y el túnel.
Modelo estructural de cámara de carga
CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS PRINCIPALES DE EMISARIO RIACHUELO (LOTE 3) • Cámara de Carga
> Tipología estructural: muros colados y revestimiento Interno de 1,20 m y 0,50 m respectivamente
> Profundidad de los muros colados: 59 m (fundado en el manto de arcillas firmes de la formación Paraná)
> Profundidad final de la cámara de carga: 48 m
> Espesor de tapón de fondo de hormigón macizo: 3 m
> Espesor de losa de fondo de subpresión de hormigón estructural: 1.5 m
Momentos flectores verticales
> Celdas: 4 celdas de diámetro final: Exteriores: 15.5 m, Centrales: 13 m
• Túnel
aire en el túnel ante un descenso brusco del nivel de agua interior.
> Longitud total: 12 km (10,5 km correspondientes al tramo de
Las condiciones geotécnicas del emplazamiento de la cámara de
> Caudal máximo de transporte 27m³/s
mentales que le han confiado a este proyecto la característica de ser
transporte y 1,5 km correspondientes al tramo de difusión)
> Anillos: tipo universal con 5 dovelas de 30 cm de espesor
> Cantidad de Risers: 34, distanciados aproximadamente cada 45 m
CÁMARA DE CARGA La cámara de carga recibirá el aporte del efluente pretratado proveniente de la estación del bombeo de salida del Lote 2 y brindará ener-
gía suficiente para que el emisario conduzca el caudal a gravedad y lo disponga en el Río de la Plata. Las dimensiones de la cámara han
sido establecidas siguiendo tanto un criterio de funcionamiento de régimen permanente de 27 m³/s como para absorber la onda de de-
presión generada ante un eventual ciclo transitorio de detención
abrupta del sistema de bombeo que la alimenta y evitar el ingreso de
carga y la definición altimétrica del túnel han sido factores funda-
una de las obras subterráneas más profundas de Buenos Aires. El análisis de riesgo operativo y de construcción concluyó en que era
favorable que la construcción del túnel se realice a través del manto
de las arenas del estrato Puelche y no sobre las arcillas blandas que
forman el lecho del Río de la Plata; esto derivó en una importante profundización de la obra con relación a lo previsto en la etapa de ingeniería básica que, si bien impactó positivamente en el plano fun-
cional hidráulico, introdujo un gran desafío de ingeniería geotécnica y estructural.
Para definir el emplazamiento y diseño de la obra, se realizaron una
serie de sondeos para definir la estratigrafía del terreno y sus pará-
metros geomecánicos, a partir de los cuales se decidió que los muros
colados de la cámara de carga fueran anclados a un bloque de apro-
ximadamente 15 m de espesor de arcillas azules o miocénicas de la
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formación Paraná. También, como uno de los primeros pasos en el
proceso de diseño se determinó, gracias a ensayos de campo, que el nivel piezométrico en el estrato de arenas paranaenses ubicadas de-
bajo del manto de arcillas azules era prácticamente coincidente con
el nivel de presión del acuífero Puelche, lo cual determinó que la ve-
rificación estructural del fondo de la excavación se realice para apro-
ximadamente 70 mca de subpresión. Con esta información disponible, las etapas que guiaron la metodología constructiva fue-
de espesor, el vaciado posterior de la cámara por etapas y, por último, la ejecución de la losa de fondo estructural de 1,5 m de espesor por
encima del tapón de fondo. Una vez construido el túnel y finalizada
la instalación de los difusores está proyectado un revestimiento in-
terno dentro de la cámara de carga de aproximadamente 0,50 m de
espesor.
La verificación estructural del tapón de fondo ha sido uno de los pri-
ron la realización de los muros colados de 1,20 m de espesor, con
meros y principales desafíos de ingeniería que se han presentado,
ción de un tapón de hormigón macizo ejecutado bajo agua de 3 m
estructural de la obra, habida cuenta de la magnitud de la subpresión
una posterior excavación bajo agua hasta una cota segura, la ejecu-
dado el nivel de criticidad involucrado en la seguridad geotécnica y y la decisión de proyecto y construcción de utilizar las propiedades
de impermeabilidad y resistencia del manto de arcillas firmes como
parte del paquete estructural resistente.
Como parte del diseño, se han realizado múltiples verificaciones y
estudios de sensibilidad adoptando metodologías tradicionales ba-
sadas en el balance de fuerzas estabilizantes y desestabilizantes para cada una de las celdas como para el conjunto global de toda la es-
tructura. Estos métodos se basan en presuponer una superficie de
falla, en general la proyección cilíndrica de la silueta de muros co-
lados, y por ende tienen un grado de aproximación que muchas
veces no se condice con obras de esta complejidad en las que es
clave modelar los procesos geomecánicos intervinientes en cada
Perfil geotécnico
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etapa constructiva. Los resultados obtenidos de estos cálculos, que no resultaban suficientes para garantizar la seguridad del proceso constructivo, fueron el punto de partida para realizar una modelación avanzada de interacción suelo-estructura por medio de elemen-
tos finitos, con el fin de contemplar el aporte de resistencia del manto de arcillas azules, y obtener de esta forma un coeficiente de seguri-
dad acorde a las condiciones geotécnicas existentes. Bajo este úl-
timo enfoque de análisis se permitió establecer con un adecuado
grado de confianza los niveles de excavación en cota segura, así como también el espesor del macizo de hormigón del fondo que, no
solo contribuyó con su peso a la estabilidad, sino que además per-
desde la cual daba sus inicios el tramo de difusión excavado en trin-
chera y fundado sobre pilotes. Sin embargo, los estudios de riesgo
constructivo e impacto ambiental, derivaron en una variante cons-
tructiva que consistió en un único túnel de dovelas para ambos tra-
mos actuando con presión interna a lo largo de la toda su vida útil. Esta metodología evitó la construcción de un revestimiento interno,
una cámara de transición en el río, y una excavación en trinchera del
tramo de difusión minimizando la alteración de las condiciones medioambientales y los riesgos de la operación offshore.
El revestimiento finalmente proyectado consistió en un anillo uni-
mitió preservar las condiciones de humedad y estado tensional in
versal, con 5 dovelas de hormigón de calidad H50, con 30 cm de es-
rios analizados, se obtuvo un factor de seguridad comprendido en
mecánicas entre dovelas de un mismo anillo se materializaron me-
situ de las arcillas. Como resultado del análisis y la suite de escena-
pesor y un ancho promedio de anillo de 1,40 m. Las conexiones
un rango entre 1,1 y 1,5 en función de la presencia o no de la cola-
diante bulones de acero inoxidable AISI 316 L, vinculados mecáni-
vación en seco para la construcción de una losa de estructural de
con 50% de fibra de vidrio de 160 mm de longitud. Las conexiones
boración del tapón de hormigón, que permitió avanzar con la excafondo anclada mecánicamente a los muros colados perimetrales.
Dado el elevado perfil de riesgo e incertidumbre de la solución, la
camente a la dovela mediante un ‘taco’ plástico de poliamida PA6
entre dovelas de distintos anillos fueron realizadas con conectores
longitudinales de 16 mm de diámetro (4 por dovela) con un alma de
diagramación del proceso de vaciado de la cámara fue otro aspecto
acero de calidad S355 revestido de poliamida. Para garantizar la es-
la instrumentación y proceso de monitoreo. Para lograr este objetivo
sellos (interior y exterior) anclados al hormigón de la dovela, com-
relevante de la obra que atrajo especial cuidado y planificación de satisfactoriamente, fue necesario determinar un criterio de ‘Go/no Go’ entre cada una de las etapas de vaciado. Se instalaron inclinó-
metros, extensómetros multipunto y piezómetros en todo el períme-
tanqueidad del túnel se recurrió al empleo de un doble sistema de plementándose uno de ellos con un cordón hidro expansivo para aumentar aún más la seguridad frente al ingreso de agua.
tro de la cámara; de particular importancia fueron los strain gauges
Existen muy pocos antecedentes de diseño y construcción de túneles
colocados en el plano superor del bloque de arcillas firmes, permi-
interna positivo que solicite a tracción al revestimiento; no obstante,
el tapón de fondo y su estado tensional.
dora se decidió por prescindir de la colaboración exterior del suelo.
instalados en el tapón de fondo que, en conjunto con manómetros
tían evaluar la ocurrencia de la subpresion efectiva actuante sobre
TÚNEL
con único revestimiento funcionando con un diferencial de presión en los casos en que se recurrió a esa solución, de manera conserva-
TBM
El diseño del revestimiento del túnel ha sido un tema desafiante
desde los inicios del proyecto. Originalmente, la ingeniería básica
del proyecto concebía el tramo de transporte con dos revestimientos,
uno primario ejecutado con dovelas prefabricadas para soportar las cargas de agua y suelo externas, y un revestimiento secundario de
hormigón in situ capaz de absorber los esfuerzos de tracción deri-
vados de la presión interna que se desarrolla en el túnel, especial-
mente durante los primeros kilómetros de su recorrido.
Bajo ese concepto de diseño, el túnel llegaba hasta una cámara de
transición que debía ser ejecutada en el río a 10 km de la costa y
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En el marco de este proyecto, se decidió tener en cuenta la colabo-
Etapa de montaje del anillo estándar de hormigón
ración del suelo, para lo cual se realizaron numerosos ejercicios de
modelación de la interacción suelo-estructura (en 2D y 3D) para de-
terminar un valor mínimo pero razonable y seguro de la presión de
suelo exterior actuante sobre el revestimiento del túnel y colaborante para tomar los esfuerzos de presión interna. De este modo, de ma-
nera conservadora, se determinó una presión cercana a los 60 kPa de presión, valor que contribuyó sumándose a los 400 kPa de presión
hidrostática externa.
La presión interna neta resultante de aproximadamente 120 kPa im-
plicó realizar un estudio muy detallado de los elementos de cone-
xión, claves en la transmisión del esfuerzo de tracción entre dovelas
de un mismo anillo.
Gatos de empuje
El proceso de diseño se dividió en 4 etapas: ensayos de laboratorio
para determinar las características mecánicas de los elementos de
conexión, principalmente los tacos plásticos de los bulones entre
dovelas, que se ven afectados por la condición de saturación y la
persistencia de la carga de tracción que forzó la consideración de
efectos reológicos; cálculo estructural, para lograr un diseño enmarcado dentro de los parámetros de seguridad y durabilidad es-
perables; ensayos a escala real de un anillo, para verificar tanto la
condición de estanqueidad como estructural de las conexiones me-
cánicas; y, por último una etapa de auscultación llevada a cabo para
verificar que las condiciones in situ de la obra fuesen como mí-
nimo iguales o mejores que las condiciones asumidas para el di-
Muros colados Cámara de Carga
Modelo 3D Túnel seño; en particular se verificó que el esfuerzo de compresión en el
anillo en etapa constructiva fuese superior al obtenido de los mo-
delos de proyecto.
En una primera etapa de ensayos se realizaron modelos a escala real ejecutados en la Universidad de La Plata para analizar la transferen-
cia de cargas de tracción entre dovelas para distintas configuraciones
de elementos mecánicos. Posteriormente, en las universidades de
Trento y Roma, se analizó en forma detallada el comportamiento de
la poliamida (material base para los tacos plásticos de los bulones),
llegando a la conclusión que el PA6 disminuía su resistencia al estar
en condiciones de saturación total. Finalmente, se llevaron a cabo
ensayos para caracterizar el comportamiento reológico del material plástico y de esta manera estimar la performance del sistema para cumplir con los 100 años de vida útil del proyecto.
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Dovela híbrida central Anillo de lanzamiento La auscultación, concebida como una componente del diseño pro-
piamente dicho, consistió en la instrumentación de 12 secciones del
Conjunto Sistema Riser
Se diseñó una pareja de anillos especiales de forma híbrida, es decir
túnel mediante 5 celdas de carga por anillo, y 2 pares de extensóme-
de hormigón, pero con piezas especiales de acero: un “anillo de po-
el estado de compresión axial y flexión en el anillo de cara a la toma
llo de un metro de longitud, el cual en una de sus caras
tros por dovela para determinar la colaboración efectiva del suelo y
de los esfuerzos de tracción en el estado de servicio. En todos los
casos se observó que los esfuerzos de compresión informados por la
auscultación resultaron en valores mayores a los obtenidos en la
etapa de diseño, confirmando que los márgenes de seguridad opor-
sicionamiento”, y un “anillo de lanzamiento”. El primero, es un ani-
circunferenciales tiene anclada una placa de acero dúplex de 25 mm de espesor, la cual viene provista de una serie de agujeros ovalados
en concordancia con los conectores longitudinales que permiten una
corrección de un ‘roll’ de hasta 2 grados para garantizar la vertica-
tunamente estimados.
lidad. A su vez, el ‘anillo de lanzamiento’ se caracteriza por estar
Por otro lado, al construir el túnel con un único revestimiento para el
el equipo de hincado del riser.
era necesario desarrollar una metodología de hincado de los 34 Risers
El proceso de diseño de los Risers implicó una fase de diseño con-
vesando un estrato de suelo variable compuesto por arenas y arcillas
desde opciones construídas totalmente en acero dúplex hasta llegar
tramo de difusión y transporte y prescindir de la cámara de transición, desde el interior del túnel, a lo largo de aproximadamente 30 m atra-
provisto por una pieza de acero dúplex con un orificio para instalar
ceptual en donde se estudiaron diferentes modelos de anillo especial,
blandas del Río de la Plata. Esta metodología constructiva requirió
a un diseño híbrido de acero y hormigón. El proceso implicó la ve-
Risers y los anillos.
en la interfaz acero-hormigón previniendo del ingreso de agua a 40
el diseño de anillos especiales para materializar la conexión entre los
Etapa de empuje sobre anillo de posicionamiento
rificación estructural; el diseño un sistema de sellos hidroexpansivos
mca de presión y el estudio detallado del anclaje del bloque de acero de lanzamiento a la dovela, entre otras verificaciones localizadas llevadas a cabo especialmente para estos anillos.
Agradecimientos Los autores quieren agradecer a todos los profesionales que aportaron al diseño del proyecto, y en particular a Salini-Impregilo, al Ing. Oscar Vardé y a SRK que, cada uno desde su posición, acercó el conocimiento y las herramientas para que el diseño de ingeniería sea acorde a las exigencias constructivas de esta obra de infraestructura.
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Determinación de las formas de vibración de estructuras a partir de la vibración ambiente Por los Ing. Santiago Bertero, MSc. Ing. Mariano Balbi y Dr. Ing. Raúl D. Bertero Laboratorio de Dinámica de Estructuras, Facultad de Ingeniería de la Universidad de Buenos Aires (LABDINFIUBA)
INTRODUCCIÓN Durante la etapa de diseño y verificación de estructu-
ras suele ser necesario evaluar la respuesta de las mis-
mas a cargas dinámicas. Para ello se utiliza habitualmente el análisis modal. Este requiere el co-
nocimiento de ciertas propiedades de la estructura: las frecuencias naturales, las formas de los modos de vi-
bración y sus factores de amortiguamiento.
La determinación analítica o numérica de las frecuen-
cias propias y los modos de vibración es difícil de re-
alizar con precisión, debido a la dificultad de conocer
el grado de fisuración de estructuras de hormigón, las
reales condiciones de los vínculos y uniones de la es-
tructura, la rigidez que aportan muros y elementos no
estructurales, la masa efectivamente presente en las instalaciones, o la flexibilidad de las fundaciones y su
Figura 1. Puente pretensado en establecimiento industrial (viga simplemente apoyada)
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interacción con el suelo. A su vez, durante la vida útil,
ya sea por deterioro de las uniones o daño estructural,
las propiedades pueden cambiar. Estos cambios, por
lo tanto, pueden ser utilizados como indicadores y alerta temprana para el mantenimiento preventivo de
las estructuras.
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En la década del '90 se desarrollaron los primeros Out-
frecuencia natural ω_i es correcto asumir que, por
mente con la medición de la respuesta para obtener en
ciado a esa frecuencia se obtiene una buena represen-
put-Only Models, metodologías que trabajan única-
forma experimental los parámetros dinámicos. En tér-
minos generales, todos los métodos asumen que la ex-
citación es un ruido blanco, hipótesis que tiende a ser
efecto de la resonancia, con solamente el modo aso-
tación del movimiento. Luego, la expresión previa resulta
(2)
correcta cuando la excitación es de banda ancha (es
decir con un contenido de energía distribuido en forma
uniforme en un rango amplio de frecuencias). El
viento y el tránsito carretero son susceptibles de ser
considerados de esta forma en muchos casos.
La gran ventaja de estos métodos es que permiten ob-
tener los parámetros modales sin requerir una excita-
ción impuesta. Simplemente es suficiente con medir
la vibración ambiente. Es por ello que estos métodos
Por lo tanto, asumiendo que la excitación es un pro-
ceso de banda ancha, los picos de los espectros de Fourier de la respuesta corresponden a las frecuencias
naturales. La ecuación (2) aplica para cualquier grado de libertad que se analice. Por lo tanto, si se hace el co-
ciente entre dos grados de libertad r y s y se toma el módulo resulta
se engloban bajo el término de Operational Modal
(3)
Analysis (análisis modal operacional), u OMA; mi-
diendo la respuesta de la estructura durante su estado normal de servicio (“operación”) se obtienen los parámetros buscados.
A continuación, se desarrollarán dos métodos en el do-
minio de la frecuencia con su justificación teórica (en
forma reducida por cuestión de espacio) y ejemplos.
lo que indica que la forma del modo de vibración ϕi asociado a ωi puede determinarse a partir del cociente
entre los valores de los espectros de Fourier para las
diferentes coordenadas en esa frecuencia. Para definir
el signo de la relación se trabaja con el argumento de
un número complejo. En este caso particular, de la densidad de potencia espectral cruzada. Si la densidad de potencia espectral cruzada es un número real posi-
MÉTODOS DE OPERATIONAL MODAL ANALYSIS
tivo, eso implica que ambas señales se encuentran per-
Peak-Picking
relación es positiva. Caso contrario, si se encuentran
El método PP, o Peak-Picking (“selección de picos”), también denominado Basic Frequency Domain Tech-
nique para diferenciarlo de métodos posteriores, fue
desarrollado tanto por Felber como Bendat y Piersol
fectamente en fase (ángulo θ=0). En ese caso la perfectamente fuera de fase (ángulo θ=π) la relación
es negativa.
Para facilitar el análisis de las mediciones, Felber pro-
en el año 1993. En el caso de Felber, su objetivo era
pone trabajar con la densidad de potencia espectral
método parte de recordar que, para un grado de liber-
glés, Average Normalized Power Spectral Density),
desarrollar un sistema de evaluación de puentes. El tad r, el movimiento X en el dominio de la frecuencia se puede escribir dado un análisis modal como (1) siendo ϕ el modo de vibración e Y el movimiento en
promedio normalizada, ANPSD (de sus siglas en in-
que no es más que el promedio de las densidades de potencia espectral luego de escalarlas para que el área
bajo la curva de cada una sea unitaria. De esta manera
se pueden analizar los datos en un solo gráfico, y así
determinar frecuencias naturales para luego obtener
las formas de los modos de vibración mediante la
Ecuación (3).
coordenadas modales. Si los modos se encuentran su-
Frequency Domain Decomposition
queño, entonces, para frecuencias cercanas a una
basado en el dominio de la frecuencia con el objetivo
ficientemente separados y el amortiguamiento es pe-
En el año 2000, Brincker desarrolló un nuevo método
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de eliminar ciertos defectos del tradicional Peak-Pic-
king, denominado Frequency Domain Decomposition (FDD).
entonces, en la identificación de picos (permitiendo
Como se vio anteriormente, una de las hipótesis del
lores singulares de la matriz de densidad de potencia
método de Felber es que los periodos de vibración se
reconocer frecuencias naturales) en un gráfico de va-
espectral de la respuesta y tomar el primer vector sin-
encuentran suficientemente alejados, de forma tal de
gular que responde a la forma del modo de vibración.
pectral de la respuesta a un sólo modo. Para modos
ticos, dos valores singulares alcanzarán valores signi-
ticipando de la excitación a una determinada frecuen-
pueden estimar los modos asociados. Esta es una di-
poder asociar cada pico de la densidad de potencia esmuy cercanos, donde más de un modo puede estar par-
cia, la estimación se vería sesgada en favor del modo dominante. Por su parte, tampoco permitiría la iden-
tificación de modos idénticos (como pueden ser, por ejemplo, los modos en x e y de una planta cuadrada).
La demostración excede ampliamente el alcance del
En el caso de haber dos modos muy cercanos o idén-
ficativos y, tomando los dos primeros vectores se ferencia sustancial respecto al método de Peak-Pic-
king, que no puede identificar modos idénticos o muy cercanos.
presente trabajo. En resumen, el método se basa, en
CASOS PARTICULARES DE ANÁLISIS
de Fourier de la excitación F y la de la respuesta X que
Si bien la aplicación de los métodos en el dominio de
primera instancia, en la relación entre la Transformada puede escribirse en función de una matriz de transferencia H como
la frecuencia vistos recientemente es relativamente simple y expeditiva, es importante analizar ciertas si-
tuaciones que pueden ocurrir durante el trabajo de
(4)
campo. En particular, en la presente sección se estu-
Trabajando algebraicamente y aplicando la definición de densidad de potencia espectral de la respuesta re-
sulta
diarán los efectos sobre los resultados obtenidos por cada método para distintos tipos de excitación a la cual la estructura es sometida.
EFECTO DEL RANGO DE LA EXCITACIÓN
(5) Por lo que, asumiendo que la excitación es un ruido
Recordando conceptos del álgebra lineal, el rango de
una matriz es el número de columnas linealmente in-
blanco (a efectos matemáticos, implica Sff (ω)=C
dependientes en la matriz. Una hipótesis que se ha re-
tes se llega a que
es que la estructura se encuentra sometida a un ruido
constante) y haciendo los desarrollos correspondien(6)
Con bj y λj constantes. Esto no es otra cosa que la des-
composición en valores singulares (Singular Value
Decomposition) de la matriz de densidad de potencia espectral de la respuesta.
Por lo tanto, si se analiza la descomposición para las
frecuencias en las que se encuentra un pico del primer valor singular (el valor singular está asociado a la fun-
ción de transferencia, por lo que sus picos se encuen-
tran en coincidencia con frecuencias naturales), el
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primer vector singular es la forma del modo de vibra-
ción para esa frecuencia natural. El método consiste,
petido consistentemente para la aplicación del OMA
blanco. Idealmente, serían necesarias muchas fuentes
de excitación con una amplia gama de frecuencias en
la estructura analizada para que la aproximación sea
razonable y se pueda asegurar que todos los modos
están siendo excitados. Cargas móviles, como la carga de tránsito en un puente, o cargas con variación espa-
cial como el viento en una estructura de gran altura son buenos ejemplos de casos con múltiples acciones in-
dependientes y rango amplio de frecuencias. Por el contrario, cargas puntuales y movimientos de la base (como es el caso sísmico) tienden a tener bajo rango
al haber una sola fuente de excitación. En estos últi-
mos casos, es posible que no se obtenga toda la infor-
mación buscada.
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Es por ello necesario reconocer durante el procesa-
con una densidad de potencia espectral símil a un
zar la importancia de que el rango del problema no se
una carga cuya distribución en el espacio se explicaba
miento cuál es el rango de la excitación. Para visuali-
ruido blanco. Luego, se repitió el ejemplo, pero con
vea limitado por el de la excitación, se evaluará una
a su vez por un ruido blanco.
viga simplemente apoyada. En 9 puntos equiespaciados de la misma se evalúan las aceleraciones, simu-
Tras obtener la respuesta en la viga se aplicaron tanto
lando un caso real de medición en campo (como
el método PP como el FDD para ambos casos (Figura
podría darse en la Figura 1).
En primera instancia, se estudió la respuesta ante una
carga uniforme en el espacio y variable en el tiempo,
2 y Figura 3).
Figura 2. ANPSD y SVD para carga uniforme
Es rápidamente apreciable que, en el caso en que la viga fue sometida a una carga uniforme, el segundo
modo no fue excitado. Por lo tanto, al aplicar cualquier
método de OMA no se podría obtener información respecto al segundo modo. En cambio, al aplicar una
carga con variación espacial sí fue posible hacerlo.
Esto ocurre porque una carga uniforme (simétrica) no
puede excitar un modo antisimétrico. Es importante,
cuando se miden estructuras de comportamiento des-
conocido, poder identificar que esto está ocurriendo.
Si se ve la densidad de potencia espectral promedio normalizada, tanto en un caso como otro, no hay nin-
guna diferencia que a priori nos pueda indicar alguna
característica de la carga.
En cambio, en la descomposición en valores singula-
res se aprecian diferencias (Figura 2 y Figura 3).
Figura 3. ANPSD y SVD para carga móvil
En caso de la carga variable en el espacio mostrado en
la Figura 2 (situación ideal, como se ha mencionado
antes), todos los valores singulares se encuentran bien distribuidos entre el primero (el cual se utiliza para de-
finir los modos de vibración) y el último (indicador del ruido de fondo).
Ese es un indicador visual de que la estructura tiene
como input varias acciones independientes y, por lo tanto, se cuenta con información modal completa.
Se puede apreciar en las figuras que, en el caso en que
la carga aplicada fue uniforme en el espacio represen-
tado en la Figura 1, hay 4 valores singulares muy jun-
tos con valor pequeño, y 5 espaciados entre este background y el primer valor singular.
Esa marcada separación en la distribución de los va-
lores singulares es un indicador de que el rango de la
excitación está limitando el rango del problema, y es
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posible que se esté perdiendo información sobre
vibración debe hacerse con el segundo vector singular
modos no excitados por las cargas.
(asociado al pico en el segundo valor singular) y no
De este ejemplo se pueden extraer dos grandes con-
cando tanto el PP como el FDD, se obtienen las formas
clusiones. En primer lugar, es importante que la es-
tructura se encuentre cargada por varias fuentes
con el primero como se hace habitualmente. Aplide la Figura 6.
independientes para obtener toda la información ne-
cesaria para la estimación de modos y frecuencias na-
turales. En segundo lugar, el método FDD es capaz de identificar esta situación, permitiendo reconocer du-
rante el procesamiento que los resultados pueden no llegar a ser completos.
MODOS DÉBILMENTE EXCITADOS Por diferentes características de la carga, puede ocurrir
que un modo se encuentre débilmente excitado. En
Figura 4. ANPSD para segundo modo débilmente excitado
esos casos se vuelve difícil la estimación del mismo ya que su forma de deflexión se ve influenciada fuer-
temente por otros modos. No se puede afirmar que en la vecindad de su frecuencia natural esté actuando solamente un modo de vibración.
Para visualizar este caso se trabajó nuevamente con la
viga simplemente apoyada de ejemplo.
La carga actuante es una combinación de la carga uni-
forme utilizada anteriormente y una carga concentrada de módulo reducido cuya ubicación es aleatoria ins-
tante a instante. Sólo la segunda excita a los modos an-
Puede verse claramente como el segundo modo esti-
tisimétricos, pero al ser su valor muy reducido respecto
mado por PP está claramente influenciado por la
Nuevamente aplicando las metodologías de OMA es-
cuentra débilmente excitado y, por lo tanto, para esa
promedio normalizada (Figura 4) y la descomposición
cia. Se debe recordar que el PP considera que, en el en-
a la primera, estos se encuentran débilmente excitados.
tudiadas se obtiene la densidad de potencia espectral en valores singulares (Figura 5). En el primer caso, el
pico asociado al segundo modo puede visualizarse, aunque con dificultad.
El caso de la SVD es particularmente interesante por-
forma del primer modo. Esto ocurre, como se mencionó anteriormente, porque el segundo modo se en-
frecuencia el primer modo sigue teniendo importan-
torno de una frecuencia natural, sólo el modo asociado participa o tiene influencia en el comportamiento.
El resultado obtenido es en realidad la forma de defle-
xión de la viga en esa frecuencia, que no siempre equi-
que el pico no se encuentra en el primer valor singular,
vale a un modo de vibración.
forma de reconocer que un modo se encuentra débil-
En cambio, el FDD, al hacer su estimación a partir de
como es habitual, sino en el segundo. Esta es una
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Figura 5. SVD para segundo modo débilmente excitado
mente excitado.
una descomposición de la respuesta permite eliminar
En estos casos, la estimación de la forma del modo de
gundo modo de vibración.
la influencia de otros modos en su aproximación al se-
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De esta forma, aún si se encuentra débilmente exci-
tado se puede obtener la forma correcta del mismo.
Figura 6. Modos estimados para el segundo modo débilmente excitado
CONCLUSIONES Se presentaron dos métodos para la obtención de los
parámetros modales a partir de la vibración ambiente.
Luego, se estudiaron casos complejos de análisis para la evaluación de la aptitud de cada método en esos
casos. Se concluye que, si bien el PP es adecuado para casos simples por su facilidad de programación, no
otorga la información necesaria de la fuente de exci-
tación como para asegurar resultados confiables en casos genéricos, como puede ser la presencia de un es-
caso número de fuentes de excitación o la existencia
de cargas armónicas o de banda angosta. Adicional-
mente, el FDD permite obtener con precisión modos
débilmente excitados, sin verse afectado por otros
modos preponderantes. La razón por la cual el PP no puede hacerlo es porque lo que se obtiene con el método desarrollado es la forma de deflexión en la fre-
cuencia pico, que no necesariamente corresponde con el modo.
Bibliografía Santiago Bertero, Mariano Balbi, Raúl D. Bertero (2018). Determinación de las Formas de Vibración de Estructuras a Partir de la Vibración Ambiente. 25° Jornadas Argentinas de Ingeniería Estructural. Andreas J. Felber (1993). Development of a Hybrid Bridge Evaluation System. Ph.D. Thesis, University of British Columbia. Julius S. Bendat, and Allan G. Piersol (1993). Engineering Applications of Correlation and Spectral Analysis, 2nd Edition. John Wiley & Sons. Rune Brincker, Lingmi Zhang, and Palle Andersen (2000). Output-Only Modal Analysis by Frequency Domain Decomposition. Proceedings of ISMA25 Vol. 2. Rune Brincker, Lingmi Zhang, and Palle Andersen (2001). Modal Identification of Output-Only Systems Using Frequency Domain Decomposition. Institute of Physics Journal of Smart Materials and Structures Vol. 10.
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AIE > INFORMA
Almuerzos AIE
La Asociación de Ingenieros Estructurales ha llevado a cabo una serie de encuentros para conocer la opinión de relevantes referentes respecto de temas que hacen al interés de nuestros asociados. De esta forma, reproducimos a continuación lo acontecido en los últimos “Almuerzos AIE”.
ALMUERZOS AIE, MES DE MARZO El 28 de marzo se realizó el primer almuerzo mensual
de la AIE de 2019. En esta oportunidad, su sede fue “El
Histórico”, icónico restaurante de Buenos Aires. Los
invitados fueron el Ing, Jorge Abramian, Presidente
electo del World Council of Civil Engineers y el Ing. Enrique Sgrelli, presidente del Consejo Profesional de Ingeniería Civil. A su vez, nuestro consocio, el Ing.
Julio César Pacini presentó su libro “Estructuras de Madera”. El Ing. Abramian comentó las actividades y
la organización del World Council of Civil Engineers,
resaltando la importancia respecto de avanzar en ac-
ciones comunes con nuestras instituciones para la pro-
De izquierda a derecha: Ing. Enrique Sgrelli, Presidente CPIC, Ing. Gustavo Darin, Presidente AIE e Ing, Jorge Abramian, Presidente electo del World Council of Civil Engineers
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moción de la ingeniería civil argentina. Por su parte, el
Ing. Sgrelli brindó un panorama de las actividades que desarrolla el CPIC, sus objetivos y alcances. A su vez,
destacó la distinguida labor de la AIE en pos del creci-
El Ing. Julio Cesar Pacini presentó su libro “Estructuras de Madera”
ALMUERZOS AIE, MES DE ABRIL El 25 de abril se realizó el almuerzo mensual de la AIE
miento integral de la ingeniería estructural, lo cual la
en “El Histórico”, restaurante tradicional de Buenos
P. Echarte” 2018, otorgado por el CPIC. El evento
ros Dante Haag, Coordinador de la obra Viaducto
teresante intercambio de ideas entre los consocios.
ría del Viaducto Mitre, ambos de la empresa Autopis-
hizo acreedora al Premio a la Trayectoria “Ing. Civil R.
contó con una notable concurrencia y permitió un in-
Aires. En esta oportunidad, se convocó a los ingenie-
Mitre y a Juan José Gabriel, Coordinador de ingenie-
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tas Urbanas SA (AUSA). Presentaron el proyecto es-
tructural y detalles de la construcción del Viaducto Mitre Ramal Retiro-Tigre en el barrio de Belgrano. Los participantes del almuerzo se mostraron muy in-
teresados sobre el tema, lo que produjo un debate enriquecedor para todos los concurrentes.
ALMUERZOS AIE, MES DE MAYO
La ingeniera Albrieu hizo hincapié en la situación re-
glamentaria y la necesidad de su actualización. Con-
sideró importante que la AIE y la DNV trabajen en
Almuerzo de abril de 2019
conjunto para mejorar los procesos de los proyectos,
la elaboración y revisión por parte de ellos. El al-
muerzo fue un gran encuentro para que se genere un
vínculo entre Vialidad y los miembros de la AIE,
quienes se mostraron muy interesados en colaborar
con dicha Institución.
El pasado jueves 30 de mayo se llevó a cabo el al-
muerzo mensual de la AIE, en el cual participó como
invitada la Inga. Emma Albrieu, Coordinadora de la Gerencia Ejecutiva de Proyectos y Obras de la Direc-
ción Nacional de Vialidad. La ingeniera presentó el Plan Vial Federal, el cual implica una inversión de más
de 16.700 millones de dólares, y tiene por objetivo
modernizar más de 7.000 km de rutas nacionales. Co-
mentó que Vialidad Nacional fue el primer organismo
en llevar adelante licitaciones bajo el formato PPP. La Inga. Albrieu habló de los principales proyectos en marcha: La Autopista Lujan-Junín, la Autopista Pilar-
Pergamino, y la red de accesos a Bahía Blanca (RN 3,
ALMUERZOS AIE, MES DE JUNIO
tes: La “Conexión física entre las ciudades de Santa
El jueves 27 de junio se llevó a cabo el almuerzo
33 y 252). A su vez, presentó dos proyectos de Puen-
Fe, provincia de Santa Fe y Paraná, provincia de Entre Ríos” y la “Conexión física entre las ciudades de Re-
sistencia, provincia de Chaco y Corrientes, provincia de Corrientes”. Finalmente, brindó detalles acerca del
Sistema Cristo Redentor, principal cruce cordillerano
donde participaron el Ing. Alejandro Martínez, Decano de la FIUBA y el Dr. Ing. Raúl Bertero, Vice De-
cano de la FIUBA, para debatir sobre el Plan 2020, el
cual propone actualizar la oferta académica, tanto de
grado como de posgrado. Durante el desarrollo del al-
del Cono Sur y cuello de botella del Eje de Integración
muerzo, plantearon la complejidad de reelaborar el
actualización de todo el corredor con la refuncionali-
responda a las necesidades de los futuros ingresantes,
MERCOSUR-Chile. Desde Vialidad se propone una zación del sistema de túneles y la ejecución de diver-
sas obras de seguridad, variantes y autopistas. El
Monto estimado para las obras es de u$s 750 millones.
plan de estudios de las carreras de la FIUBA, para que
De izquierda a derecha: Ing. Gustavo Darin, Presidente AIE, Inga Emma Albrieu, Coordinadora de la Gerencia Ejecutiva de Proyectos y Obras de la Dirección Nacional de Vialidad. e Ing. Horacio Pieroni, Secretario de la AIE.
del mercado y de la sociedad. Los ingenieros hablaron
de las complejidades del entorno del estudiante, las cuales dificultan el desarrollo de la carrera y su culmi-
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IE-REVISTA 64-oct19.qxp_IE-REVISTA 61 14/11/19 17:12 Página 48
AIE > INFORMA Globo”. En esta oportunidad el invitado fue el Ing. Pablo Bereciartúa Secretario de Infraestructura y Po-
lítica Hídrica. El ingeniero expuso sobre la situación
actual de los proyectos de la Secretaría a su cargo y las
perspectivas a futuro. Además, presentó el Plan
"Canal Continental: Una estrategia de Desarrollo para Argentina", el mismo conforma el proyecto de in-
De izquierda a derecha: Dr. Ing. Raúl Bertero, Vice Decano de la FIUBA, el Ing. Alejandro Martínez, Decano de la FIUBA y el Ing. Gustavo Darin, Presidente de la AIE
nación. Expresaron su preocupación por la falta de una política de Estado que facilite a las Universidades
definir los programas educativos. Se generó entre los
presentes un debate sobre lo acontecido hoy con los
ingresantes y estudiantes, dado que cambiaron las
conductas y hábitos de estudio, por ende, se necesita
realizar un cambio en el programa académico. La cu-
rrícula académica de los futuros ingenieros del país es un tema que preocupa a los profesionales, lo que mo-
tivó una interesante conversación entre todos los pre-
sentes. El almuerzo conformó un encuentro en el cual
todos participaron y conversaron sobre la currícula académica de los futuros ingenieros del país, un tema que les preocupa a los profesionales.
ALMUERZOS AIE, MES DE AGOSTO Almuerzo de agosto de 2019
El almuerzo mensual AIE correspondiente al mes de
agosto se realizó el 5 de septiembre en el restaurant “El
fraestructura más ambicioso de la Historia Argentina,
el cual presenta como objetivos que exista el 100% de cobertura en agua potable y el 75% en cloacas. El plan
propuesto se estructura a partir de cuatro ejes: Agua potable y saneamiento, agua para la producción, adap-
tación a los extremos climáticos y aprovechamiento multipropósito y biomasa.
ALMUERZOS AIE, MES DE SEPTIEMBRE El 26 de septiembre se realizó el almuerzo mensual de
la AIE en el restaurante “El Globo”. Fueron invitados
el Ing. Iván Sayús Becú y el Ing. Marcos De Virgiliis
del Área de Adecuación de Proyecto y el Ing. Oscar E.
Bruno del Área de Inspección de Obras, profesionales, que forman parte de la Inspección de la obra del Via-
ducto Elevado del Ferrocarril San Martín. El Ing. Sayus Becú explicó las características técnicas de pro-
yecto y todos los elementos estructurales que lo com-
ponen. El Ing. Bruno comentó sobre los aspectos de la construcción y fabricación de las vigas, traslado, aco-
pio y montaje. Por último, el Ing. Marcos De Virgiliis
expuso sobre el desmontaje y demolición del Puente
de la Reconquista, del año 1969, ubicado sobre la Ave-
nida Juan B. Justo y por encima de las vías de ferroca-
rril. El rico intercambio entre los participantes resultó
fundamental para reconocer los alcances de esta im-
portante obra.
Almuerzo de septiembre de 2019
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AIE > INFORMA
Recuperar la Jerarquía del CIRSOC La Academia Nacional de Ingeniería, el Centro Argentino de Ingenieros, el Consejo Profesional de Ingeniería Civil, la Asociación de Ingenieros Estructurales, la Universidad
Tecnológica Nacional, la Facultad de Inge-
niería de la UBA, y la Federación Argentina de la Ingeniería Civil le escribieron una carta al Lic. Fernando Álvarez de Celis, Secretario de Planificación Territorial y Coordina-
ción de Obra Pública y al Lic. Rogelio Frigerio, Ministro de Interior y Obras Pú-
blicas, luego de la reunión que mantuvieron
las instituciones firmantes y las autoridades
a las que se dirige la carta.
El objeto de la misma es solicitar que se le devuelva al CIRSOC la jerarquía, recursos
y autoridad como organismo rector de la seguridad de las estructuras de las obras civiles, que supo tener en su creación a fines de la década del 70 y durante los pri-
meros años de su desarrollo posterior.
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Tendrá éxito construyendo con PERI Sistemas de encofrados y apuntalamientos más rentables
Edificios de oficinas y viviendas , Túneles , Puente, Andamios y Ingeniería y Soporte Técnico Comerciales y Técnicos de PERI trabajan junto al cliente en el proyecto para desarrollar las soluciones más adecuadas y rentables, proporcionando instrucción y asistencia técnica durante el desarrollo de la obra.
Encofrados Andamios Ingeniería www.peri.com.ar
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AIE > INFORMA
Visita de los socios de la AIE al Paseo del Bajo La Asociación de Ingenieros Estructurales organizó en
conjunto con Autopistas Urbanas SA (AUSA) una visita exclusiva para socios a la obra del Paseo del Bajo. Los recibieron el arquitecto Claudio Rimauro, Gerente Téc-
nico del Proyecto de AUSA, quien llevó a cabo una pre-
sentación de la obra, y la ingeniera Yael Zaidenknop, Jefa del Proyecto Estructural, quien contó cómo se desarrolló el proceso de la obra y los pormenores de la uti-
lización de determinados métodos constructivos en los
distintos tramos de la misma.
El Paseo del Bajo conforma un corredor vial de 7,1 ki-
lómetros que conecta las autopistas Illia y Buenos Aires-
La Plata. El proyecto se encuentra ubicado entre las arterias Alicia Moreau de Justo-Avenidas Huergo-Ma-
dero y presenta cuatro carriles exclusivos para camiones
y micros de larga distancia, lo cual permite circular más
rápidamente hasta los accesos directos al puerto y a la
Terminal de Retiro. Además, cuenta con 8 carriles para
vehículos livianos, cuatro en sentido norte y cuatro en
sentido sur.
Dicha obra mejora efectivamente la fluidez del tránsito
de automóviles, colectivos y camiones, reordenando y
aumentando la seguridad vial en toda la zona. La misma
fue financiada con fondos propios de la Ciudad Autó-
noma de Buenos Aires y de la Nación y en un porcentaje
mayor, gracias a un préstamo internacional del Banco de
Desarrollo de América Latina CAF.
Los socios de la AIE que asistieron a la visita recibieron una introducción en las oficinas técnicas ubicadas en los
obradores de este importante proyecto, donde se expli-
citaron los principales alcances técnicos de las tareas lle-
vadas a cabo. Posteriormente, iniciaron una recorrida por los tramos más destacados del proyecto, donde pu-
dieron acceder a detalles constructivos de gran valor.
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AIE > INFORMA
"Calidad en la Industria de la Construcción Argentina" Presentación del último libro del CPIC El texto ofrece al lector un estado de situación y herramientas prácticas para abordar acciones referentes a la calidad El Consejo Profesional de Ingeniería Civil, presentó su nuevo libro
misión de Publicaciones integrada por los Ingenieros Civiles Vic-
"Calidad en la Industria de la Construcción Argentina" el pasado
torio Santiago Díaz, Luis Perri y Enrique Sgrelli.
marella".
Durante la presentación, el presidente de nuestro Consejo, Ing.
"Calidad en la Industria de la Construcción Argentina" conforma
cos asumen el desafío de ejecutar proyectos, generalmente irrepe-
día viernes 16 de agosto en el "Auditorio Ing. Civil Jorge Sciam-
Civil Enrique Sgrelli, sentenció: “Los Ingenieros Civiles y Técni-
la última edición del CPIC, la cual ofrece al lector un estado de si-
tibles, de diversas complejidades y características, los cuales
a la calidad en la industria de la construcción argentina, incorpo-
tividades que se desarrollan e interaccionan -tanto de manera in-
tuación y herramientas prácticas para abordar acciones referentes rando una visión amplia, integradora y sustentable.
Este libro ha sido editado por el Consejo Profesional de Ingeniería
Civil, en el marco de su estrategia de divulgación de temáticas de
interés para su matrícula y la sociedad; bajo la iniciativa de su Co-
implican coordinar, gestionar y administrar distintos procesos y ac-
terna como externa- por parte de terceros, pudiendo ser los procesos
verificados por los mismos. Esto último, resulta de gran implican-
cia en la gestión de la calidad del proyecto, provocando al mismo
tiempo un gran impacto sobre los resultados obtenidos.
En este contexto, el CPIC abordó la redacción de contenidos de esta obra, la cual es fruto del trabajo de su autor, el Ing. Industrial Da-
mián Caci y de nuestros profesionales. A todos ellos, muchas gra-
cias por su compromiso”.
La versión impresa del ejemplar se podrá adquirir en la sede del CPIC o bien consultarse de forma totalmente gratuita en formato digital en el site
http://www.cpic.org.ar/SitePages/ediciones-cpic.aspx
De izquierda a derecha, Ing. Enrique Sgrelli, presidente del CPIC junto al Ing. Damián Caci, autor del texto.
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AIE > INFORMA
La AIE asesoró en el Concurso Internacional de Ideas para la Expo 2023
Respecto a la labor desarrollada, el Ing. Aldo Loguer-
cio señaló que “un aspecto distintivo del Concurso
símiles. En algunos casos, la estructura se encontraba
bien definida e incluso se valoró aquellos proyectos
Nº 6 correspondiente al Espacio Público de la Expo
que incluyeron aspectos constructivos. No todos los
acceso desde la CABA, generando un puente sobre
mente. Por otro lado, se trató de una experiencia muy
tral de Arquitectos consideró oportuno invitar a par-
Esperemos que se convierta en una costumbre en el
2023, fue la necesidad de la inclusión de un amplio la Av. General Paz. Por esta razón, la Sociedad Centicipar del Jurado a un ingeniero estructuralista.
En la elección de los premiados, se evaluó el criterio
Primer premio
La Sociedad Central de Arquitectos y el Colegio de Arquitectos de la Provincia de Buenos Aires, organizaron el “Concurso Internacional de Ideas para la Expo 2023 Nº 6 “Espacio Público, Boulevard y Puente”, a los fines de promocionar el Sistema Federal de Medios y Comunicación. Para este concurso la Sociedad Central de Arquitectos (SCA) le solicitó a la Asociación de Ingenieros Estructurales que propusiera un Asesor del Jurado en temas estructurales, función para la que fue designado el Ing. Aldo Loguercio, socio de la AIE y miembro de su Comisión Directiva.
estructural adoptado para el puente por cada uno de los proyectos. Los desarrollos observados fueron di-
proyectos evaluaron el sistema estructural adecuada-
enriquecedora de trabajo multidisciplinario en equipo.
futuro."
El jurado del “Concurso Nº 6” fue integrado por el Ing.
Hernán Lombardi, Presidente del Jurado, el Arq. Da-
niel Chaín, Jurado en representación de la FADEA, el
Arq. Roberto Frangella, Jurado en representación de
los participantes, el Arq. Oscar Fuentes, Jurado en re-
presentación del Organizador, el Arq. Daniel Silber-
faden, Jurado en representación del Sistema Federal y
el Arq. Antonio Ledesma, Jurado en representación
del Sistema Federal.
Se presentaron 24 propuestas que compitieron por los
siguientes premios: Un Primer Premio por $2.200.000;
un Segundo Premio por $880.000 y un Tercer Premio por $440.000. Fueron otorgadas Menciones Honorífi-
cas a criterio del Jurado.
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LOS PREMIADOS El primer premio fue otorgado al Trabajo clave 6C1
cuyos autores fueron los arquitectos Pablo Pschepiurca, Rodrigo Grassi, María Hojman y Karla Mon-
tauti. Quienes participaron como colaboradores fueron Juan Ignacio Bereilh, Alex Andino, Ismael Se-
equipo de asesores el Ing. Edgar Moran (Estructuras)
bastián Preti, Victoria Denise Sabatini, Florentina
y la Arq. Sofía Pignata (Paisajismo).
yecto presentado fueron el Ing. Fernando Saludas (In-
El tercer premio fue entregado al Trabajo clave 6C7.
María Gatti y Julieta del Villar. Los asesores del Pro-
geniería Estructural), el Sr. Alfredo Benassi y el Sr. Lucas Deniro (Paisajismo).
El Segundo premio fue otorgado al Trabajo clave 6D1, cuyos autores fueron los arquitectos Adolfo Mondejar, Pablo Alberto Mondejar y Juan Manuel Balsa.
Participaron como colaboradores los arquitectos
Rocío Crosetto Brizzio, Marcos Alonso, Rocío Mi-
caela Monje, Sergio Caneva, Rosario Mondejar y
Carla Belen Varas. En la propuesta, integraron el
Segundo premio
Formaban parte del equipo los arquitectos Sinan Gûnay y Nurhayat Oz.
Tercer premio
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H. Yrigoyen 1144 1º Of. 2, (C1086AAT) Ciudad Autónoma de Buenos Aires Argentina Tel/Fax: (54 11) 4381-3452 / 5252-8838 E-mail: info09@aiearg.org.ar Web: www.aiearg.org.ar Días y horario de atención: lunes a viernes de 13 a 18
Asociación de Ingenieros Estructurales ARGENTINA
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AIE > INFORMA
Cursos AIE
Mes de octubre de 2018 TALLER INTENSIVO: “ENTREPISOS SIN VIGAS: INTRODUCCIÓN A LAS LOSAS CASETONADAS DE HORMIGÓN ARMADO”
L
a Asociación de Ingenieros Estructurales y el Consejo Profesional de Ingeniería Civil organi-
zaron el Taller Intensivo “Entrepisos Sin Vigas:
Introducción a las Losas Casetonadas de Hormigón
La Asociación de Ingenieros Estructurales (AIE) informa los pormenores de los cursos que ha desarrollado en los últimos meses del año 2018 y del presente año. Los mismos resultaron de gran interés para nuestros asociados, quienes pudieron acceder a plataformas de conocimientos sobre diferentes temáticas de importancia para su crecimiento profesional. Los detalles de cada una de las capacitaciones técnicas son reproducidos en el presente informe.
Los disertantes fueron el Ing. Civil Emilio Reviriego,
Profesor Asistente y/o Adjunto de la materia Proyecto
Estructural I y II de la Facultad de Ingeniería de la UCA (2015 a 2018). Socio Gerente de Metra Ingenie-
ros. Miembro de la Comisión Directiva AIE y. Miem-
bro de la Subcomisión de Cursos y Seminarios de la AIE. El Ing. Civil Horacio Gabriel Pieroni, Profesor
Adjunto de la asignatura Hormigón y Fundaciones de
la Facultad de Ingeniería de la UCA. Director de Metra Ingenieros y Presidente de las 25° Jornadas de
Armado”, el 31 de octubre pasado en el Auditorio Ing.
Ingeniería Estructural Argentina (2018).
en tres módulos. En el primero de ellos, se abarcaron
También participó el Ing. Civil Marcos da Costa
Jorge Sciammarella, del CPIC. El curso se estructuró los siguientes temas: Introducción Conceptual a los
Terra, Profesor Titular de la Escuela de Ingeniería
de entrepisos: Ventajas y desventajas de su utilización.
mento de Obras Públicas del Estado de Minas Gerais.
Entrepisos sin vigas de hormigón armado. Tipologías
Introducción conceptual a las Losas Casetonadas de Hormigón Armado: Elementos constitutivos, criterios
Kennedy y de construcción de Edificios del Departa-
Miembro de la Comisión Brasileña de Estudio de Es-
generales para el diseño, modelación y dimensiona-
tructuras de Concreto y Director Técnico de ATEX
reales y sus criterios generales de proyecto, diseño,
Socio de ATEX Argentina, Socio de HA2m (Empresa
dulo abordó las Losas casetonadas con moldes recu-
yectos de arquitectura, comerciales e industriales).
y disposición de apuntalamientos, proceso construc-
Finalmente, se presentó el Ing. Civil Rafael H. Blanca,
miento. En el segundo módulo, se presentaron casos cálculo y documentación. Finalmente, el tercer mó-
perables: Naturaleza, tipología de casetones, tipología
LATAM. El Ing. Civil Octavio Hammerschmidt, Constructora Gerenciamiento y Construcción de Pro-
tivo, aporte estético del casetonado: Aislación acús-
Profesor Titular de la materia Estabilidad de las Cons-
de alquiler y comparativa entre costos con otras tec-
UNT, de la asignatura Estructuras II y III en la Facul-
tica, resistencia al fuego, rendimientos en obra. Costos nologías de losas aligeradas de hormigón armado y/o postesado.
trucciones III, de la Facultad de Ingeniería Civil de la
tad de Arquitectura de la UNT y Director del Estudio
“Ingeniero Civil Rafael Héctor Blanca”.
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De izquierda a derecha: Ing. Horacio Pieroni, Ing. Mariano Travaglia e Ing. Emilio Reviriego, integrantes de la Comisión Cursos de la AIE
Los asistentes se mostraron muy interesados en el
Primero: Generalidades: Materiales. Especificacio-
correcto diseño y uso de las losas casetonadas.
Estructura y sus barras componentes. Proyecto de sec-
curso y se generó un espacio para consultas sobre el
Mes de noviembre de 2018 Ing. Civil Rafael H. Blanca
SEMINARIO INTENSIVO “ESTRUCTURAS DE STEEL FRAMING Y ELEMENTOS DE CHAPA PLEGADA: DISEÑO, CÁLCULO Y EJEMPLO DE APLICACIÓN S/ CIRSOC 303” La Asociación de Ingenieros Estructurales organizó,
en conjunto con el Instituto de la Construcción en Seco (INCOSE) y el Consejo Profesional de Ingenie-
ría Civil (CPIC), el Seminario Intensivo “Estructuras
Ing. Horacio Pieroni
de Steel Framing y Elementos de Chapa Plegada: Di-
seño, cálculo y ejemplo de aplicación s/ CIRSOC
Segundo: Ecuaciones y fórmulas básicas para la de-
terminación de las Resistencias de Diseño de las dife-
rentes solicitaciones de sección: Tracción axil, compresión axil, flexión y corte, acciones combinadas, uniones y medios de unión.
Tercero: Aplicación a ejemplo de vivienda de dos
plantas (Dúplex) mediante Sistema de Steel Framing.
Planteo y análisis estructural. Verificación de la esta-
bilidad global y local. Diseño de Análisis de Arrostramientos y conjuntos estructurales.
Seminario fue Daniel Troglia, Ingeniero Civil egre-
viento). Determinación de las Resistencias de diseño
nes horizontales (sísmicas con el método estático y
sado de la Facultad de Ciencias Exactas, Físicas y Na-
de Elementos Típicos (Montante externo, montante
Diploma de honor a la Trayectoria Académica en la
cubierta). Determinación de las Resistencias de Di-
FCEFyN de la UNC. Es Profesor Asistente de la Cá-
interno, diagonales, arrostramiento, viga y correa de
seño de las uniones típicas (entre perfiles y anclajes a
tedra “Estructuras Metálicas y de Madera” en dicha
la fundación).
Estructuras Metálicas del CIRSOC. Co-autor del Re-
El evento se desarrolló a auditorio lleno y la asistencia
Universidad. Miembro de la Comisión Permanente de
glamento Argentino de Elementos Estructurales de
Acero de Sección Abierta Conformados en Frío CIRSOC 303-2007, del Reglamento de Estructuras Metá-
licas CIRSOC 301-2017, de la Recomendación CIRSOC 301-1 y de los Ejemplos de Aplicación del
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taciones y anchos efectivos.
Análisis de acciones gravitatorias. Análisis de accio-
turales de la Universidad Nacional de Córdoba con
Ing. Octavio Hammerschmit
ciones abiertas conformadas en frío. Elementos: limi-
303”, el 22 y 23 de noviembre de 2018 en el Auditorio
Ing. Jorge Sciammarella del CPIC. El disertante del
Ing. Emilio Reviriego
nes. Bases del Proyecto estructural. Estabilidad de la
online fue muy numerosa. Los asistentes se mostraron
muy interesados en el Seminario y se realizaron múl-
tiples consultas sobre la materia. Con este evento, se cerró el año de Cursos y Seminarios de la AIE. Ade-
más de la Modalidad Presencial, con muy buena asis-
Reglamento CIRSOC 301-2017. El Seminario fue di-
tencia en todos los cursos realizados, la nueva
siguientes aspectos:
fue siempre creciente.
vidido en tres ejes temáticos los cuales abordaron los
Modalidad Online resultó un éxito, ya que la demanda
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De izquierda a derecha: Ing. Gustavo Darin, Presidente AIE, Dr. Ing. Raúl Bertero, Presidente ACI Chapter Argentina, MBA Bernard Pekor "Director of International Business Development at American Concrete Institute. De izquierda a derecha: Ing. Mariano Travaglia de la Comisión Cursos de la AIE e Ing. Daniel Troglia
Mes de mayo de 2019
Mes de abril de 2019
SEMINARIO INTENSIVO “INTRODUCCIÓN AL PROYECTO DE EXCAVACIONES Y ESTRUCTURAS DE SOSTENIMIENTO EN PREDIOS URBANOS”
CHARLA EXCLUSIVA PARA SOCIOS AIE “ACI-AN OVERVIEW” En el marco de la visita a nuestro país del “Director of
El 23 de mayo se realizó el Seminario Intensivo “In-
troducción al proyecto de excavaciones y estructuras
de sostenimiento en predios urbanos”, organizado por
International Business Development at American
la AIE y el CPIC. El seminario se dividió en cuatro
de abril del corriente año se realizó una charla exclu-
torio, estuvo a cargo del Ing. Eduardo A. Cotto. En él
Concrete Institute”, MBA Bernard Pekor, el pasado 3
siva para socios AIE, “ACI-An Overview”, la cual tuvo cita en el Auditorio Ing. J. Sciammarella del Con-
sejo Profesional de Ingeniería Civil (CPIC), ubicado
módulos, el primero de los cuales, a modo introduc-
se abordaron temas como la responsabilidad social,
casos de derrumbes durante las excavaciones, diver-
sas experiencias en obra, etc. El ingeniero Cotto es
en el centro de la ciudad de Buenos Aires. EL MBA
socio fundador del Estudio Cotto + Chevez Ingenie-
crete Institute (ACI), ofreció un panorama general de
de la Comisión Organizadora de las 21° Jornadas AIE
Pekor disertó acerca de la historia de American Con-
sus actividades y detalló su organización a través de
los distintos Chapters de todo el mundo.
ría, Presidente de la AIE de 2008 a 2010 y Presidente
2010. En el segundo módulo se abordaron conceptos
geotécnicos: ¿Qué es el suelo?, clasificación de los
suelos, estudios geotécnicos y ¿qué es el empuje? La
Nuestro consocio, el Dr. Ing. Raúl Bertero, Presidente
docente fue la Inga. Claudia Traiber, Profesora Ad-
cultad de Ingeniería de la UBA, brindó en paralelo una
FIUBA, Profesora Asociada Interina de la materia Ci-
ACI-319 19.
socia de la AIE. En el tercer módulo se trataron los
del Chapter Argentina del ACI y Vicedecano de la Fa-
conferencia sobre las actualizaciones del Reglamento
El American Concrete Institute, fundado en 1904,
conforma una sociedad técnica y educativa dedicada
a mejorar el diseño, la construcción, el mantenimiento
y la reparación de las estructuras de hormigón. El
Chapter Argentina del ACI fue creado en el año 1992
y actualmente su sede funciona en las oficinas de la AIE. Más información en https://aiearg.org.ar/aci-
chapner-argentina/
junta Regular de la asignatura Hormigón I en la mentaciones y Geotecnia Aplicada en la FIUBA, y conceptos de Submuración y de Suelo, ¿qué es submurar?, acciones sobre los muros, secuencias cons-
tructivas, sistemas estructurales de sostenimiento y
sistemas constructivos según los edificios linderos, a cargo del Ing. Carlos G. Carreira, Jefe de Trabajos
Prácticos de la asignatura Inspección y Ejecución de
Estructuras de Hormigón Armado en la FIUBA y Ti-
tular del Estudio de Ingeniería CGC; socio plenario y
exmiembro de la Comisión Directiva de la AIE. En el último módulo se disertó sobre reglamentación y do-
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AIE > INFORMA
De izquierda a derecha: Ing. Eduardo Cotto e Ing. Gustavo C. Carreira
cumentación, detalles de trabajo, ejemplos de planes
Framing y Elementos de Chapa Plegada: Diseño, cál-
Perrín, Profesor Adjunto Interino de la materia Hor-
27, 28 y 29 de junio pasados en el Salón Bernado
geniero Asociado en el Estudio Macchi-Husni
El disertante fue el Ing. Daniel Troglia, Ingeniero Civil
de trabajo y ejecución, a cargo del Ing. Andrés Malvar migón I en la FIUBA. El Ing. Perrín actúa como In-
Houssey, de la ciudad de Ushuaia, Tierra del Fuego.
Ingeniería Estructural y fue Presidente de la Comi-
egresado de la Facultad de Ciencias Exactas, Físicas
tiempo que actuó como Tesorero de la AIE en el ciclo
Diploma de honor a la Trayectoria Académica en la
sión Organizadora de las 22° Jornadas AIE 2012, al 2016-2017.
Durante el Seminario, se sortearon entre todos los asistentes 10 ejemplares del libro “Anclajes de Trac-
ción” editados por el CPIC y donados por él mismo
para la ocasión. Además, como es habitual, se sorteó
y Naturales de la Universidad Nacional de Córdoba.
FCEFyN de la UNC, Profesor Asistente de la Cátedra de “Estructuras Metálicas y de Madera” en dicha Uni-
versidad. Miembro de la Comisión Permanente de
Estructuras Metálicas del CIRSOC. Co-autor del Re-
glamento Argentino de Elementos Estructurales de
Acero de Sección Abierta Conformados en Frío CIR-
un ejemplar del Código ACI 318S-14, editado por la
SOC 303-2007, del Reglamento de Estructuras Me-
pantes entre asistentes presenciales y on line, lo cual
CIRSOC 301-1 y de los Ejemplos de Aplicación del
AIE. En esa oportunidad, superamos los 110 partici-
demostró la importancia y necesidad de la capacita-
ción continua de los profesionales de la construcción, especialmente, en materia de excavaciones y submuraciones.
Mes de junio de 2019 “ESTRUCTURAS DE STEEL FRAMING Y ELEMENTOS DE CHAPA PLEGADA: DISEÑO, CÁLCULO Y EJEMPLO DE APLICACIÓN SEGÚN CIRSOC 303” La Asociación de Ingenieros Estructurales organizó, en conjunto con el Colegio de Ingenieros de Tierra del
Fuego, el Seminario Intensivo “Estructuras de Steel
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culo y ejemplo de aplicación según CIRSOC 303”, el
tálicas CIRSOC 301-2017, de la Recomendación
Reglamento CIRSOC 301-2017. El Seminario fue di-
vidido en tres ejes temáticos los cuales abordaron los
siguientes aspectos:
Primero: Generalidades: Materiales. Especificacio-
nes. Bases del Proyecto estructural. Estabilidad de la Estructura y sus barras componentes. Proyecto de secciones abiertas conformadas en frío. Elementos: limi-
taciones y anchos efectivos.
Segundo: Ecuaciones y fórmulas básicas para la de-
terminación de las Resistencias de Diseño de las dife-
rentes solicitaciones de sección: Tracción axil, compresión axil, flexión y corte, acciones combinadas, uniones y medios de unión.
IE-REVISTA 64-oct19.qxp_IE-REVISTA 61 14/11/19 17:15 Página 63
AIE > INFORMA Tercero: Aplicación a ejemplo de vivienda de dos plan-
tas (Dúplex) mediante Sistema de Steel Framing. Plan-
teo y análisis estructural. Verificación de la estabilidad
global y local. Diseño de Análisis de Arrostramientos
y conjuntos estructurales. Análisis de acciones gravi-
tatorias. Análisis de acciones horizontales (sísmicas con el método estático y viento). Determinación de las Resistencias de diseño de Elementos Típicos. (Mon-
sarrollo e implementación del Sistema Integral de
miento, viga y correa de cubierta). Determinación de
tes). El seminario se dictó de forma presencial y on-
tante externo, montante interno, diagonales, arrostra-
las Resistencias de Diseño de las uniones típicas (entre perfiles y anclajes a la fundación).
El evento se desarrolló a auditorio lleno y los asisten-
tes se mostraron muy interesados en los contenidos
explicitados. Durante el Seminario se realizaron múltiples consultas y debates sobre la materia.
Gestión y Mantenimiento de Puentes (SIGMA Puen-
line, participando más de setenta profesionales de Argentina y países limítrofes. En el mismo se difun-
dieron las utilidades de los sistemas de gestión de puentes en general, y del método empleado en la Red
Vial Nacional llamado “SIGMA Puentes”. Se capa-
citó a profesionales y técnicos en el procedimiento y los recursos para la inspección de puentes, identificando el origen de las patologías y valorando su incidencia en la estructura.
Mes de junio de 2019
Se dieron lineamientos para las etapas de diseño, cons-
“INTRODUCCIÓN A LA GESTIÓN, INSPECCIÓN Y CONTROL DE PUENTES CARRETEROS” La AIE y el CPIC organizaron el Seminario Intensivo
trucción y mantenimiento que aseguren la calidad a lo
largo de la vida útil de un puente. Se mencionaron las
estrategias de acción para la conservación de puentes, así como los métodos de reparación de acuerdo a nor-
mativas, la monitorización y las técnicas investigati-
“Introducción a la Gestión, Inspección y Control de
vas y de auscultación. Se mostró mucho interés por
rio fue dictado por el Ing. Eduardo Castelli, experto en
realizar un nuevo seminario que permita seguir capa-
Puentes Carreteros, el 25 y 26 de junio. Este Semina-
puentes de Vialidad Nacional, quien coordinó el de-
parte de los asistentes, lo que generó la posibilidad de citando sobre puentes en la Argentina.
Mes de julio de 2019 CONFERENCIA “SOLUCIONES ESTRUCTURALES Y GEOTÉCNICAS EN EL MUNDO BIM”
Ing. Eduardo Castelli
De izquierda a derecha: Ing. Eduardo Castelli (Profesor), Ing. Mariano Travaglia e Ing. Emilio Reviriego (Comisión Cursos AIE)
El 3 de julio pasado, la AIE y el CPIC organizaron la
Conferencia “Soluciones Estructurales y Geotécnicas
en el Mundo BIM”, dictada por el Ing. Francisco Diego, gerente técnico senior para los productos es-
tructurales y geotécnicos de Bentley Systems, en el Auditorio Ing. Jorge Sciammarella del Consejo Pro-
fesional de Ingeniería Civil. Los temas que se aborda-
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AIE > INFORMA
ron fueron innovaciones en soluciones de ingeniería estructural STAAD/RAM, BIM para Ingenieros es-
tructurales Structural Synchronizer y Software para
los desafíos Geotécnicos del Mundo real Plaxis-Soilen capacitarse con los programas presentados.
El Seminario se dividió en dos jornadas.
Mes de agosto de 2019
en el primer módulo se desarrolló la Introducción,
SEMINARIO INTENSIVO “ESTRUCTURAS DE MADERA: ASPECTOS CONCEPTUALES DE DISEÑO ESTRUCTURAL Y NORMATIVA”
lles, estructuras de grandes luces: tipología estructural,
En la primera abordaron los módulos 1, 2 y 3; donde usos y tipologías estructurales; Viviendas con estruc-
tura de madera: tipología estructural, ejemplos, deta-
madera laminada encolada, ejemplos, detalles, edifi-
cios en altura y estructuras temporarias.
En el segundo módulo se analizaron los aspectos con-
del presenta año en el Auditorio Ing. Jorge Sciamma-
madera como elemento estructural, protección de la
rella del Consejo Profesional de Ingeniería Civil. Los
disertantes fueron el Julio César Pacini, ingeniero
ceptuales y normativos; ventajas y desventajas de la madera, tratamientos con preservantes, materiales de-
rivados de la madera, clasificación visual por defectos
civil recibido en la UBA, Profesor Adjunto Regular
según las Normas IRAM, especies forestales incluidas
Socio Plenario de la AIE, Miembro de la Comisión
ral de cálculo CIRSOC 601. En el tercer módulo se
de la materia Estructuras de Madera en la FIUBA,
permanente del CIRSOC 601 y Autor del libro “Es-
tructuras de Madera: Diseño cálculo y construcción” (Diseño, 2019). Por su parte, Gustavo Wainstein es
Ingeniero Civil recibido en la UBA, Jefe de Trabajos
Prácticos de la materia Estructuras de Madera en la
FIUBA y miembro de la Comisión permanente del CIRSOC 601.
Finalmente, Agustín Iriso es ingeniero Civil recibido en la UBA, Ayudante de primera Categoría de la materia Estructuras de Madera en la FIUBA. Los objeti-
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dos como elementos componentes de las estructuras.
sivo “Estructuras de Madera: Aspectos conceptuales
de diseño estructural y Normativa”, el 8 y 9 de agosto
Ing. Gustavo Wainstein
gía de cálculo de estructuras de madera y contribuir a
difundir y estimular el uso de la madera y sus deriva-
La AIE y el CPIC organizaron el Seminario Inten-
Ing. Agustin Iriso
cálculo de las estructuras de madera; Capacitar a pro-
fesionales y técnicos en el conocimiento y metodolo-
Vision. Durante la conferencia participaron más de 70 profesionales quienes se mostraron muy interesados
Ing. Julio Cesar Pacini
conocimiento teórico y práctico en el uso, proyecto y
vos del Seminario fueron promover la difusión del
en el Reglamento CIRSOC 601 y metodología gene-
presentó la acción del fuego, la acción del sismo, el
IE-REVISTA 64-oct19.qxp_IE-REVISTA 61 14/11/19 17:15 Página 65
AIE > INFORMA comportamiento al fuego sobre la madera, la metodo-
logía de verificación de la acción del fuego según la
Normativa Americana y la acción del sismo en base a la metodología de verificación según CIRSOC.
Mes de septiembre de 2019 WORKSHOP “PROYECTO CONCEPTUAL DE CARRETERAS CON METODOLOGÍA BIM” La AIE y el CPIC realizaron el Workshop “Proyecto
Mes de septiembre de 2019
Conceptual de Carreteras con metodología BIM”, el
WORKSHOP “DISEÑO DE VÍAS FÉRREAS CON METODOLOGÍA BIM”
Ing. Jorge Sciammarella del CPIC. El Ing. César Puga,
La AIE y el Consejo Profesional de Ingeniería Civil
dictó el Workshop el cual fue patrocinado por el Grupo
metodología BIM”, organizado el jueves 26 de sep-
pasado miércoles 25 de septiembre en el Auditorio
Ingeniero de Aplicaciones Senior de Bentley Systems,
Koppen, quien tiene la representación de Bentley en Argentina.
realizaron el Workshop “Diseño de Vías Férreas con
tiembre en el Auditorio Ing. Jorge Sciammarella del CPIC. El Ing. César Puga, Ingeniero de Aplicaciones
Senior de Bentley Systems, dictó el Workshop el cual
Los objetivos del entrenamiento fueron que los parti-
fue patrocinado por el Grupo Koppen, quien tiene la
avanzadas para el diseño en la fase conceptual de ca-
del entrenamiento fueron que los participantes apren-
tley Systems.
la fase conceptual de vías férreas, utilizando la tecno-
cipantes puedan aprender a utilizar herramientas rreteras, utilizando la tecnología OpenRoads de Ben-
representación de Bentley en Argentina. Los objetivos
dan a usar herramientas avanzadas para el diseño en
logía OpenRail de Bentley Systems, también que sean
Además, para obtener conocimientos esenciales
capaces de elaborar una propuesta conceptual de una
carreteras, incluyendo gazas o rampas de incorpo-
zontal, alineamiento vertical, colocación de un puente,
para la elaboración de escenarios de evaluación de ración, puentes, rampas de salida, intersecciones y
rotondas, entre otros. El Ing. César Puga entrenó a
vía férrea incluyendo el diseño del alineamiento hori-
ubicación de un túnel, espuelas, cruces de vías, líneas
de electrificación con portales, postes, ménsulas y la
más de 40 profesionales, quienes se desempeñan en
disposición de señalización vertical o semáforos. Par-
siete horas.
entrenados por el expositor durante siete horas.
el ámbito público y privado, durante una jornada de
ticiparon más de quince profesionales quienes fueron
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i
i dd 33
11/21/2016 5 28 14
REVISTA 64 nov19
Efecto del fuego sobre la resistencia al punzonado en losas de hormigón
Recomendaciones en el diseño y ejecución de bases aisladas de aerogeneradores
AÑO 25 / NOVIEMBRE 2019 / EDICIÓN 64
Nueva terminal oeste del aeropuerto de Argel
ASOCIACIÓN DE INGENIEROS ESTRUCTURALES
AÑO 25 / NOVIEMBRE 2019 / EDICIÓN 64 / $300 - Ext: 15 USD
