Por: John Lawson, SE, Kramer & Lawson, Inc. john@kramerandlawson.com
Si bien los contratistas suelen ver los estándares de construcción como directrices estáticas e inamovibles, la verdad
el desarrollo de estos códigos es a menudo un proceso en constante cambio. A medida que se desarrollan nuevas tecnologías, los estándares deben cambiar para reflejar esto, y para los sectores emergentes de la industria, esto significa que las pautas actuales pueden requerir algunas modificaciones antes de que puedan aplicarse universalmente.
Como uno de los métodos de construcción de más rápido crecimiento en la industria actual, la construcción Tilt-Up ha experimentado una gran cantidad de fluctuaciones en sus códigos de construcción. Aunque más de 650 millones de pies cuadrados de edificios Tilt-Up se construyen anualmente en los Estados Unidos hoy en día, la aceptación del método solo se ha generalizado en las últimas décadas. A medida que los ingenieros han comenzado a experimentar con nuevas capacidades para el Tilt-Up, sigue lógicamente que se necesiten crear nuevos estándares, y a menudo revisarlos varias veces antes de que sean verdaderamente precisos para la mayoría de los proyectos Tilt-Up.
Paneles Delgados de Muro: Una Historia Un ejemplo de esto son las normas que dictan las disposiciones para paneles delgados de muro, las cuales han sido reevaluadas constantemente desde sus inicios en la década de 1980. Antes de esta época, el concepto de un panel delgado de muro era desconocido. En las décadas de 1960 y 1970, los muros de carga de concreto estaban limitados por las relaciones altura/espesor del American Concrete Institute (ACI) que especificaban muros mucho más gruesos que los que se ven hoy en día. Los ingenieros comenzaron a experimentar con nuevas técnicas de análisis de efectos de segundo orden para evitar los límites arbitrarios de h/t prescritos por el ACI. A pesar de que en la década de 1970 se estaban erigiendo paneles de muro muy delgados con éxito, existía una creciente preocupación por los fundamentos de ingeniería detrás de estos muros.
No fue sino hasta finales de los años 70 y principios de los 80 —cuando la construcción Tilt-Up comenzó a ganar impulso— que se instituyeron estándares ampliamente aceptados. La Structural Engineers Association of Southern California (SEAOSC) sentó las bases con dos publicaciones que proporcionaron ejemplos y resultados de pruebas para demostrar que las relaciones h/t podían incrementarse si se utilizaba un análisis adecuado de los efectos de segundo orden. Sin embargo, las grandes deflexiones demostradas por los sujetos de prueba de la SEAOSC plantearon algunas preocupaciones de servicio. Los muros esbeltos diseñados solo para cumplir con los requisitos de resistencia, sin relaciones h/t, podían ser excesivamente flexibles, lo que posiblemente resultaba en deformación permanente. Las pruebas de la SEAOSC y el estudio complementario de rebote resultaron en ecuaciones de deflexión a nivel de servicio basadas en una curva de carga-deflexión bilineal y un límite de deflexión propuesto de L/100. Ese límite finalmente se incrementó a L/150 cuando estas disposiciones se incorporaron al Uniform Building Code de 1988, aunque las ecuaciones se mantuvieron casi iguales.
Con el impulso para desarrollar un código de construcción nacional uniforme a finales de la década de 1990, el ACI incorporó las disposiciones de muros esbeltos del UBC en el ACI 318-99. Mientras que las ecuaciones del ACI para verificar la resistencia arrojaron resultados similares a los del UBC, los resultados de las ecuaciones de deflexión a nivel de servicio se alteraron significativamente. La diferencia más marcada fue el uso por parte del ACI de la ecuación de Branson para el momento de inercia efectivo, en lugar de la ecuación bilineal de carga-deflexión del UBC. Otra diferencia importante fue el uso por parte del ACI de para el módulo de rotura en lugar de según lo especificado en el UBC, lo que provocó que el momento de agrietamiento inicial aumentara un 50%. Un comité especial posterior del SEAOSC encontró que las ecuaciones del ACI no se correlacionan necesariamente bien con las observaciones de las pruebas de especímenes de muro.
En respuesta a los hallazgos del comité de tareas de SEAOSC, así como al apoyo de TCA y ACI 551, ACI 318 ha aprobado revisiones a la verificación de deflexión de servicio para muros esbeltos, con resultados más acordes con los datos de prueba de SEAOSC y el enfoque previo del UBC. Antes de ser incorporadas al documento ACI 318 de 2008, estas revisiones estarán abiertas a comentarios públicos este verano.
ASUNTOS ADICIONALES
La cuestión de la ecuación no es el único problema potencial de la norma actual de la ACI. El cálculo de las deflexiones en condiciones de servicio carece de sentido sin criterios útiles para evaluarlo. Cuando la SEAOSC especificó el límite de L/100, se basó en parte en la preocupación por la deformación residual permanente, pero puede haber otras razones para considerar la limitación de las deflexiones en condiciones de servicio. Otros materiales que interactúan con paredes delgadas pueden ser susceptibles de sufrir daños debido al movimiento de dichas paredes. Aunque son muy limitados en los edificios de almacenes tradicionales, las particiones interiores de paneles de yeso y las fachadas exteriores de vidrio se están volviendo bastante comunes a medida que la construcción Tilt-Up se abre paso de manera significativa en los mercados de la construcción comercial e institucional. El valor actual de L/150 dentro de la norma ACI 318 parece ser, como mínimo, un valor intermedio cuando se trata de sistemas comunes de paneles de yeso y vidrio que interactúan con la pared delgada. Situaciones inusuales pueden requerir mayores restricciones; sin embargo, por otro lado, L/150 puede ser innecesariamente restrictivo para ocupaciones de almacenes sin revestimiento.
El siguiente problema se relaciona con la forma en que se definen las cargas de servicio. Tradicionalmente, el término cargas de servicio se refiere a cargas no mayoradas del diseño por esfuerzos admisibles, también conocido como estado límite de servicio. Con las combinaciones de carga actuales, cada vez más basadas en probabilidades, las combinaciones de carga por esfuerzos admisibles ahora también contienen factores de carga. A pesar de la transición a verificaciones de seguridad estructural basadas en la resistencia, todavía existe la necesidad de verificar las cargas que ocurren con mayor frecuencia para la servicio-bilidad. Este estilo de diseño basado en el desempeño no es nada nuevo y es una herramienta útil para abordar las expectativas de desempeño de un propietario. El ASCE 7-05, recién publicado, ha reconocido la necesidad de establecer una base para definir estas cargas de servicio y, en su comentario del Anexo C, proporciona pautas de combinación de carga para una probabilidad anual del 5% de que se superen las cargas de servicio apropiadas.
Sin embargo, una omisión notable en el Comentario del Apéndice C es una combinación de carga de servicio para fuerzas sísmicas. La Sección 9.2.1c de ACI 318 implica una ecuación simple de E/1.4 para determinar las cargas sísmicas a nivel de servicio, pero la variable que utiliza se basa en el Terremoto Máximo Considerado (MCE, por sus siglas en inglés), cuya probabilidad es del 2 por ciento cada 50 años en áreas donde ha habido documentación limitada de fallas. Sin embargo, en partes de la costa oeste donde las características de la falla se conocen bien, el MCE se basa en cambio en un enfoque determinista, y en algunas regiones entre las costas este y oeste, las zonas de transición vinculan estos enfoques.
Esta varianza en todo el país significa que no hay un divisor de factor de carga consistente que se pueda aplicar a E para obtener las cargas de nivel de servicio. El divisor 1.4 es bastante conservador, excepto en áreas de altas concentraciones de fallas (o regiones de fallas cercanas a la fuente).
REVISIONES PROPUESTAS
Dos estudios independientes realizados en Australia y Canadá han tratado de abordar las discrepancias entre las disposiciones de la norma ACI 318 y la realidad de los elementos flexionales esbeltos y con armadura ligera. Basándose en datos de ensayos de losas planas sometidas a flexión, el Dr. Ian Gilbert, de la Universidad de Nueva Gales del Sur (Australia), identificó las tensiones internas de contracción del hormigón como un factor significativo que contribuye a reducir el momento de fisuración. Normalmente, las probetas de ensayo de módulo de ruptura no están armadas y tienen poca restricción, lo que permite una contracción libre. Una vez que se agrega el armado, la contracción se restringe parcialmente a medida que el armado entra en compresión, lo que provoca que se desarrollen tensiones de tracción superficiales en el hormigón. Estas tensiones de tracción preexistentes hacen que los elementos armados se agrieten antes de lo esperado. Para abordar este problema, el Dr. Gilbert desarrolló una ecuación para el momento de fisuración que reduce la tensión superficial necesaria para iniciar la fisuración. Esta fue la base de la ecuación adoptada en 2000 por la Norma Australiana para Estructuras de Concreto AS3600 y se correlaciona bien con los datos de ensayo de la SEAOSC.
Sin embargo, esta ecuación sigue sin ayudar a explicar por qué la curva bilineal que utilizaba anteriormente la UBC parece ajustarse mejor que la ecuación de Branson, preferida por el ACI. En sus estudios sobre el hormigón armado con barras de acero y de polímero reforzado con fibra, el Dr. Peter Bischoff, de la Universidad de Nuevo Brunswick, descubrió que persisten problemas similares en otros elementos de hormigón delgados y poco armados. El problema, según descubrió, es que la ecuación de Branson se basaba en vigas con un refuerzo más intenso, en las que la relación entre el momento de inercia bruto y el momento de inercia agrietado se fijaba en 2,2. Cuando la relación superaba tres, la ecuación de Branson se convertía en un mal predictor de la deflexión, y los muros delgados de hormigón actuales superan con creces esta relación, con valores comunes que oscilan entre 15 y 25 para muros reforzados de una sola capa y entre seis y 12 para muros reforzados de doble capa. La ecuación alternativa propuesta por el Dr. Bischoff se adapta bien tanto a vigas flexionales con armadura pesada como ligera y a muros delgados, pasando de manera efectiva y sin fisuras a una curva bilineal abrupta de carga-deformación en relaciones de momento de inercia elevadas.
Aunque todavía les queda un largo camino por recorrer, los códigos de diseño de muros esbeltos han avanzado mucho desde los primeros días de las relaciones h/t, y la capacidad de diseñar sistemas eficientes de muros de concreto con mayor previsibilidad ha sido un avance importante en la industria. El diseño de muros esbeltos en la construcción Tilt-Up llegó para quedarse, y ahora es el momento de avanzar hacia una ecuación unificada capaz de manejar una amplia gama de elementos de flexión, desde vigas profundas hasta losas planas, muros gruesos y muros esbeltos.
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