{"id":17830,"date":"2024-10-02T12:43:10","date_gmt":"2024-10-02T17:43:10","guid":{"rendered":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/?p=17830"},"modified":"2025-10-28T08:26:45","modified_gmt":"2025-10-28T13:26:45","slug":"tilt-up-design-pitfalls","status":"publish","type":"post","link":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/2024\/10\/02\/tilt-up-design-pitfalls\/","title":{"rendered":"Errores comunes en el dise\u00f1o de Tilt-Up"},"content":{"rendered":"<p>por <strong>Trent Nagele, John Lawson y Jeff Griffin<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>La construcci\u00f3n con concreto precolado, tipo tilt-up, se ha convertido en uno de los m\u00e9todos m\u00e1s utilizados (por metraje cuadrado) para la construcci\u00f3n de edificios de baja altura en los Estados Unidos. La forma m\u00e1s com\u00fan es un edificio de una sola planta con muros de concreto altos y esbeltos. El dise\u00f1o de estos muros esbeltos generalmente est\u00e1 controlado por la flexi\u00f3n fuera del plano y la deflexi\u00f3n, y el dise\u00f1o t\u00edpicamente sigue las disposiciones alternativas para muros esbeltos de la Secci\u00f3n 11.8 del ACI CODE-318-19(22).<sup>1<\/sup> La base hist\u00f3rica de estas disposiciones se remonta a pruebas a gran escala realizadas a principios de la d\u00e9cada de 1980 por una empresa conjunta del Cap\u00edtulo del Sur de California del ACI (SCCACI) y la Asociaci\u00f3n de Ingenieros Estructurales del Sur de California (SEAOSC).<sup>2<\/sup> Estos resultados fueron validados en pruebas recientes realizadas por la Universidad de Nebraska en un informe de 2022 preparado para la Tilt-Up Concrete Association (TCA).<sup>3<\/sup> Esta historia es importante porque valida las suposiciones subyacentes del m\u00e9todo de dise\u00f1o. Los dise\u00f1adores de muros que carecen de apreciaci\u00f3n por esta historia pueden implementar diferentes enfoques te\u00f3ricos con la creencia de que sus esfuerzos aumentar\u00e1n la precisi\u00f3n y la eficiencia. Pero estos, usualmente, van en contra del comportamiento experimental observado y pueden llevar a dise\u00f1os de muros significativamente conservadores. Los errores comunes incluyen:&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<ul class=\"wp-block-list\">\n<li>Usando un momento de inercia efectivo en lugar de un momento de inercia agrietado para el dise\u00f1o de resistencia con efectos p-delta (P-\u0394) de segundo orden; y&nbsp;<\/li>\n\n\n\n<li>Usando un m\u00f3dulo de rotura incorrecto.&nbsp;<\/li>\n<\/ul>\n\n\n\n<p>En algunos casos, estos errores pueden ser facilitados por paquetes de software disponibles comercialmente, ya sea proporcion\u00e1ndolos como m\u00e9todos alternativos o integrando uno o ambos dentro del c\u00f3digo fuente.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Para informaci\u00f3n adicional y una discusi\u00f3n m\u00e1s profunda de los temas de este art\u00edculo, consulte la Nota T\u00e9cnica de ACI, PRC-551.3-21., <em>\u201cPeligros de desviarse de las disposiciones de muros esbeltos de ACI 318.\u201d<\/em><sup>4<\/sup>&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p><strong>Momento de inercia<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>El dise\u00f1o de muros esbeltos para pandeo fuera del plano requiere la consideraci\u00f3n de efectos de segundo orden. En algunos casos, los momentos adicionales de los efectos de segundo orden pueden superar los momentos primarios. El c\u00e1lculo de los momentos de segundo orden es una funci\u00f3n directa de la deflexi\u00f3n fuera del plano, la cual depende del momento de inercia de la secci\u00f3n transversal.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>La respuesta de los paneles de muro esbeltos se estableci\u00f3 bien mediante pruebas en la d\u00e9cada de 1980 y sigue una curva bilineal clara al graficar la carga lateral o los momentos frente a la deflexi\u00f3n (Fig. 1). El cambio brusco de pendiente en el punto de inflexi\u00f3n de la curva se asocia con el agrietamiento. A momentos menores, el panel sin agrietar tiene una respuesta el\u00e1stica con muy poca deflexi\u00f3n, como se muestra en la porci\u00f3n casi vertical de la curva. Esta porci\u00f3n de la curva utiliza un momento de inercia casi igual al momento de inercia bruto., <em>I<\/em><em><sub>g<\/sub><\/em>. Una vez que el panel se agrieta, sin embargo, la deflexi\u00f3n aumenta dr\u00e1sticamente con peque\u00f1os aumentos de presi\u00f3n o momento. A presiones m\u00e1s altas, las deflexiones se aproximan a las asociadas con la respuesta encontrada utilizando el momento de inercia agrietado, <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em><em>.<\/em>&nbsp;<\/p>\n\n\n<div class=\"wp-block-image\">\n<figure class=\"alignleft size-large\"><img loading=\"lazy\" decoding=\"async\" width=\"1024\" height=\"725\" src=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/Picture1-gigapixel-lines-scale-2_00x-1024x725.jpg\" alt=\"\" class=\"wp-image-17832\" srcset=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/Picture1-gigapixel-lines-scale-2_00x-1024x725.jpg 1024w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/Picture1-gigapixel-lines-scale-2_00x-300x212.jpg 300w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/Picture1-gigapixel-lines-scale-2_00x-768x543.jpg 768w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/Picture1-gigapixel-lines-scale-2_00x.jpg 1108w\" sizes=\"auto, (max-width: 1024px) 100vw, 1024px\" \/><\/figure>\n<\/div>\n\n\n<p><strong>Fig. 1: Comparaci\u00f3n de la deflexi\u00f3n de muros con diferentes m\u00e9todos. N\u00f3tese que \u201cEcuaci\u00f3n de Branson\u201d es la ecuaci\u00f3n utilizada en ACI 318-99.<sup>5<\/sup> al 318-05,<sup>6<\/sup> \u201cRespuesta del muro\u201d proviene de los datos de prueba del Grupo de Trabajo de Muros Delgados de SEAOSC (de Bischoff y Scanlon<sup>8<\/sup>)<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>Para usar esta curva de respuesta observada del muro para el dise\u00f1o, las ecuaciones de dise\u00f1o en ACI CODE-318-19(22), Secci\u00f3n 11.8, consideran dos verificaciones distintas que representan el dise\u00f1o de resistencia (Secci\u00f3n 11.8.3) y la deflexi\u00f3n de servicio (Secci\u00f3n 11.8.4). La intenci\u00f3n del dise\u00f1o de resistencia es garantizar que se cumplan los requisitos m\u00ednimos de seguridad vital. Debido a esto, la Ecuaci\u00f3n (11.8.3.1c) prescribe el uso de <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em> para calcular el momento de dise\u00f1o factorizado, <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em>. Este enfoque reconoce que a medida que el momento aplicado se acerca a la resistencia nominal del momento, el momento de inercia de la secci\u00f3n transversal se aproxima <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em> como se ilustra en la Fig. 1. Esta suposici\u00f3n de secci\u00f3n fisurada tambi\u00e9n asegura un mecanismo de falla predecible y d\u00factil, lo cual constituye una filosof\u00eda fundamental del dise\u00f1o del concreto.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Por el contrario, la deflexi\u00f3n de servicio estima la deformaci\u00f3n fuera del plano del panel a un nivel de fuerza menor y eval\u00faa la capacidad de servicio del panel utilizando un enfoque iterativo. Debido a estas diferencias, las ecuaciones de dise\u00f1o de servicio tienen un formato de dos partes (Tabla 11.8.4.1) para representar la curva bilineal del comportamiento observado, asumiendo una secci\u00f3n no agrietada o parcialmente agrietada con un momento de inercia efectivo., <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em> o <em>I<\/em><em><sub>ef<\/sub><\/em>.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>El uso de <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em> el dise\u00f1o de resistencia es intencional, y ser\u00eda un error asumir <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> puede sustituirse informalmente por mayor precisi\u00f3n y eficiencia por las siguientes razones:&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<ul class=\"wp-block-list\">\n<li>Como se evidencia en la Fig. 1, la rigidez del muro disminuye dr\u00e1sticamente al iniciarse el agrietamiento. Si la rigidez del muro se basa en una secci\u00f3n parcialmente agrietada consistente con <em>I<\/em><em><sub>ef<\/sub><\/em>, ligeras imprecisiones en la carga calculada o en las propiedades de la secci\u00f3n pueden llevar a imprecisiones significativas en las deflexiones calculadas y los momentos de segundo orden asociados;<br><\/li>\n\n\n\n<li>La mayor\u00eda de los ingenieros de dise\u00f1o y programas de software comerciales utilizan un modelo de bloque de esfuerzos basado en una secci\u00f3n completamente agrietada para el c\u00e1lculo de la capacidad nominal de momento., <em>M<\/em><em><sub>n<\/sub><\/em>.Es importante ser consistente y usar una filosof\u00eda completamente rota tanto en el lado de la demanda como en el de la capacidad de la desigualdad \u03c6<em>M<\/em><em><sub>n<\/sub><\/em> \u2265 <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> (Secci\u00f3n 4.6.2).<br><\/li>\n\n\n\n<li>ASCE 7-16<sup>9<\/sup> las fuerzas s\u00edsmicas para un nivel de dise\u00f1o de terremoto son menores que los niveles esperados debido a los beneficios anticipados de la ductilidad del elemento para resistir sobrecargas; sin embargo, esto implica que la secci\u00f3n de concreto es m\u00e1s propensa a agrietarse por completo de lo que sugieren las fuerzas de dise\u00f1o, lo que podr\u00eda provocar una p\u00e9rdida repentina de rigidez fuera del plano; y<br><\/li>\n\n\n\n<li>Antes de un evento a nivel de dise\u00f1o, un panel se ver\u00e1 afectado por tensiones de levantamiento, restricci\u00f3n de contracciones por retracci\u00f3n o t\u00e9rmicas, u otras cargas previas. Por consiguiente, no hay forma de garantizar que no se habr\u00e1 agrietado m\u00e1s all\u00e1 de lo predicho solo por las cargas de dise\u00f1o.<br><\/li>\n<\/ul>\n\n\n\n<p>A pesar de estas razones, algunos dise\u00f1adores (a menudo ayudados por software) han optado por usar <em>I<\/em><em><sub>ef<\/sub><\/em> o <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> para el dise\u00f1o de resistencia en lugar de <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em>, lo que lleva a dise\u00f1os potencialmente inseguros.<\/p>\n\n\n\n<p><strong>M\u00f3dulo de rotura<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>Tras las pruebas de muros esbeltos a gran escala, se desarrollaron ecuaciones de dise\u00f1o que finalmente fueron adoptadas por el Uniform Building Code (UBC) en su edici\u00f3n de 1988.<sup>10<\/sup>. Cuando el International Code Council (ICC) cre\u00f3 un \u00fanico c\u00f3digo modelo nacional en 2000,<sup>11<\/sup> las disposiciones de muro esbelto del UBC de 1997<sup>10<\/sup> fueron incorporadas en parte en ACI 318-99, que fue referenciado por el IBC 2000.<sup>11<\/sup> Para que las disposiciones de servicio del dise\u00f1o de muros esbeltos encajen mejor en el C\u00f3digo ACI, se cambiaron dos par\u00e1metros clave para alinearlos con formulaciones bien establecidas. La primera fue reemplazar <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em>con el momento de inercia efectivo de Branson, <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em>, para el dise\u00f1o de servicio, que subestim\u00f3 las deflexiones bajo carga de servicio. La segunda fue aumentar el m\u00f3dulo de rotura, <em>f<\/em><em><sub>r<\/sub><\/em>, a 7.5\u221a<em>f<\/em><em><sub>c<\/sub><\/em><em>\u2018<\/em> para alinearse con la ecuaci\u00f3n tradicional proporcionada en el C\u00f3digo ACI (consulte el C\u00d3DIGO ACI-318-19(22), Secci\u00f3n 19.2.3.1). Sin embargo, estos cambios crearon resultados de dise\u00f1o no conservadores que no coincidieron con precisi\u00f3n con los datos de prueba originales del Comit\u00e9 de Tareas SCCACI-SEAOSC sobre Muros Delgados.<sup>2<\/sup> Las disposiciones de la ACI 318-99 se corrigieron en la ACI 318-08<sup>12<\/sup> y futuras ediciones para mantener la fidelidad de las disposiciones de dise\u00f1o originales de UBC despu\u00e9s de un Grupo de Trabajo de Muros Delgados de SEAOSC<sup>7<\/sup> valida las preocupaciones (Ref. Lawson 2007)<sup>14<\/sup>.<\/p>\n\n\n\n<p>El m\u00f3dulo de rotura predice el punto de transici\u00f3n en la curva bilineal entre las porciones casi verticales (sin agrietar) y casi horizontales (agrietadas) de la curva. Los datos de prueba del Comit\u00e9 de Tareas sobre Muros Delgados SCCACI-SEAOSC<sup>2<\/sup> revel\u00f3 el momento en el primer crujido, <em>M<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em> = <em>f<\/em><em><sub>r<\/sub><\/em><em> \u00d7 S<\/em>, correspondi\u00f3 a um m\u00f3dulo de ruptura de 5,0<em>\u221af<\/em><em><sub>\u0107<\/sub><\/em> &nbsp; en lugar del 7,5 com\u00fanmente utilizado<em>\u221af<\/em><em><sub>\u0107<\/sub><\/em> en ACI 318 debido a fuerzas de tensi\u00f3n por retracci\u00f3n interna (Ref. Gilbert 1999<sup>15<\/sup>). Para corregir esta diferencia, ACI 318 opt\u00f3 por aplicar un factor de dos tercios a M<em><sub>cr<\/sub><\/em> y \u0394<em><sub>cr<\/sub><\/em> para muros esbeltos en lugar de cambiar el factor 7.5 a 5.0. Sin embargo, algunos ingenieros de dise\u00f1o contin\u00faan enfrentando la opci\u00f3n de usar 5.0 frente a 7.5 en algunos programas de software sin apreciar completamente las consecuencias de su selecci\u00f3n.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Dado este contexto, cuando una hoja de c\u00e1lculo o un programa solicite la especificaci\u00f3n del m\u00f3dulo de rotura durante el proceso de dise\u00f1o, es importante comprender si la metodolog\u00eda de dise\u00f1o que se est\u00e1 utilizando internamente realizar\u00e1 el ajuste de dos tercios o si se espera que los dise\u00f1adores realicen el ajuste por s\u00ed mismos. Cuando esta confusi\u00f3n se ha presentado, ha resultado en imprecisiones significativas en el an\u00e1lisis.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p><strong>Ejemplos de problemas<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>El siguiente texto resume dos ejemplos proporcionados en ACI PRC-551.3-21, demostrando los efectos de usar err\u00f3neamente <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> para dise\u00f1o de resistencia en muros esbeltos y usando 7.5<em>\u221af<\/em><em><sub>\u0107 <\/sub><\/em>para el c\u00e1lculo de <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> en verificaciones de resistencia. Las verificaciones de servicialidad requeridas por el c\u00f3digo no se abordan. Se anima a los lectores a revisar ACI PRC-551.3-21 para obtener detalles.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p><strong>Ejemplo 1<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>Ejemplo B.1 en ACI 551.2R, \u201cGu\u00eda para el dise\u00f1o de paneles de concreto prefabricados para levantamiento,\u201d<sup>13<\/sup> es un panel de 6-1\/4 pulgadas de espesor, 15 pies de ancho, 31 pies de alto (29.5 pies de longitud sin arriostramiento) que soporta tres viguetas de techo, cada una con una carga de 2.4 kips (carga muerta, <em>D<\/em>) y 2.5 kips (carga viva en el techo, <em>L<\/em><em><sub>r<\/sub><\/em>. La carga lateral en el panel es de 27.2 lb\/pie<sup>2<\/sup> del viento<em>W<\/em>). El panel est\u00e1 reforzado con barras del n\u00famero 6 a una separaci\u00f3n de aproximadamente 30 cm (12 pulgadas), ubicadas en el centro del espesor del panel.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Siguiendo las provisiones para muros esbeltos en el ACI 318 y utilizando correctamente <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em> para los efectos de segundo orden, el momento total factorizado en el panel para el caso de carga (1.2<em>D<\/em> + 1.6<em>L<\/em><em><sub>r<\/sub><\/em>+ 0.5<em>W<\/em>) es 61.2 kip-pie y la deflexi\u00f3n bajo cargas mayoradas, \u0394<em><sub>u<\/sub><\/em>, es de 10.0\u00a0pulgadas. Varios de los par\u00e1metros clave se resumen en la columna izquierda de la Tabla\u00a01.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Si el mismo panel se analiza usando I<em><sub>e<\/sub><\/em> en lugar de <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em>, los resultados var\u00edan dr\u00e1sticamente.<\/p>\n\n\n\n<figure class=\"wp-block-image size-full is-resized\"><img loading=\"lazy\" decoding=\"async\" width=\"930\" height=\"378\" src=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/2-t.jpg\" alt=\"\" class=\"wp-image-17835\" style=\"width:332px;height:auto\" srcset=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/2-t.jpg 930w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/2-t-300x122.jpg 300w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/2-t-768x312.jpg 768w\" sizes=\"auto, (max-width: 930px) 100vw, 930px\" \/><figcaption class=\"wp-element-caption\">Ecuaci\u00f3n 4b en la Ref 8.<\/figcaption><\/figure>\n\n\n\n<p>Los resultados de este an\u00e1lisis se resumen en la columna derecha de la Tabla 1. Se obtendr\u00edan resultados similares si se utilizara la ecuaci\u00f3n del momento de inercia efectivo de Branson.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p><strong>Tabla 1:<\/strong><\/p>\n\n\n\n<figure class=\"wp-block-image size-large is-resized\"><img loading=\"lazy\" decoding=\"async\" width=\"1024\" height=\"492\" src=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-P42-1024x492.jpg\" alt=\"\" class=\"wp-image-17837\" style=\"width:531px;height:auto\" srcset=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-P42-1024x492.jpg 1024w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-P42-300x144.jpg 300w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-P42-768x369.jpg 768w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-P42.jpg 1065w\" sizes=\"auto, (max-width: 1024px) 100vw, 1024px\" \/><\/figure>\n\n\n\n<p>Resumen de los resultados del Ejemplo 1. Valores para <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> (dos columnas de la derecha) ilustran resultados incorrectos&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Al comparar estas soluciones de dise\u00f1o, note que un valor negativo para <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> se calcula. Esto ocurre porque la magnitud aplicada <em>M<\/em><em><sub>ua<\/sub><\/em> es menor que <em>M<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em> y que el panel no tiene grietas. Por lo tanto, <em>I<\/em><em><sub>g<\/sub><\/em> se usa en lugar de <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em>o<em> I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em> para el resto del an\u00e1lisis, aunque <em>I<\/em><em><sub>g<\/sub><\/em> es m\u00e1s de diez veces el momento de inercia agrietado prescrito por las ecuaciones del ACI 318. Usando <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> = <em>I<\/em><em><sub>g<\/sub><\/em>, el resultante <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> En la secci\u00f3n no agrietada se calcula entonces en 26 kip\u00b7ft, lo que es solo un 42% del momento de dise\u00f1o requerido por ACI 318 usando la suposici\u00f3n de una secci\u00f3n agrietada. La deflexi\u00f3n de 0.4 pulgadas es solo un 4% de las 10.0 pulgadas calculadas por la deflexi\u00f3n de ACI 318. Si bien puede ser tentador argumentar que el uso de <em>I<\/em><em><sub>g<\/sub><\/em> se justifica porque <em>M<\/em><em><sub>ua<\/sub><\/em> es menor que <em>M<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em>, y el panel no est\u00e1 agrietado, esto puede llevar a un dise\u00f1o de panel significativamente deficiente, particularmente a la luz de las cuatro inquietudes discutidas previamente. Si los valores reducidos de momento y deflexi\u00f3n se utilizan para dimensionar el refuerzo, el panel ser\u00e1 vulnerable a una p\u00e9rdida repentina de rigidez fuera del plano si se agrieta antes o durante un evento de dise\u00f1o, lo que a su vez resultar\u00eda en un aumento dr\u00e1stico e inesperado. <em>P-\u0394<\/em> momentos que exceden la capacidad del refuerzo.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p><strong>Ejemplo 2<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>El panel del ejemplo 2 tiene un espesor de 6-1\/2 pulgadas, un ancho de 8 pies y una altura de 30 pies (longitud sin arriostrar de 28.0 pies), soportando una carga de viga simple de 18.6 kips.<em>D<\/em>) y 31.8 kips (<em>L<\/em><em><sub>r<\/sub><\/em>. Carga lateral sobre el panel es 23.0 lb\/ft<sup>2<\/sup> del viento<em>W<\/em>). Est\u00e1 reforzado con varillas del n\u00famero 5 a una separaci\u00f3n de 16 pulgadas en el centro del espesor.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>En este ejemplo, <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> se utilizar\u00e1 primero para analizar el dise\u00f1o propuesto y luego se verificar\u00e1 usando las ecuaciones prescritas del ACI 318 <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em>.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>La Tabla 2 resume los resultados de este an\u00e1lisis de panel y muestra los resultados de los c\u00e1lculos basados (incorrectamente) en <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em>versus<em> I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em>. Nota de nuevo que <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> se calcul\u00f3 como negativo, lo que indica un panel inicialmente sin grietas, por lo que <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> se asume que es igual a <em>I<\/em><em><sub>g<\/sub><\/em>.<\/p>\n\n\n\n<p><strong>Tabla 2:<\/strong><\/p>\n\n\n\n<figure class=\"wp-block-image size-large is-resized\"><img loading=\"lazy\" decoding=\"async\" width=\"1024\" height=\"445\" src=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-T2-1024x445.jpg\" alt=\"\" class=\"wp-image-17840\" style=\"width:538px;height:auto\" srcset=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-T2-1024x445.jpg 1024w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-T2-300x130.jpg 300w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-T2-768x334.jpg 768w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-T2.jpg 1067w\" sizes=\"auto, (max-width: 1024px) 100vw, 1024px\" \/><\/figure>\n\n\n\n<p>Resumen de los resultados del Ejemplo 2. Valores para <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em>(dos columnas a la izquierda) ilustran resultados incorrectos&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Las dos columnas de la izquierda en la Tabla 2 resumen los resultados de usar <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em> (<em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> de 17.8 kip\u00b7ft y una deflexi\u00f3n de 0.42 pulgadas). Este an\u00e1lisis justifica incorrectamente el refuerzo asumido (barras n.\u00ba 5 cada 16 pulgadas en el centro del panel). Un dise\u00f1ador experimentado desconfiar\u00eda de esto porque es com\u00fan que los paneles que soportan cargas pesadas de vigas se refuercen con una \u201cjaula\u201d que incorpora barras en cada cara.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Las dos columnas de la derecha de la Tabla 2 muestran los par\u00e1metros calculados utilizando las disposiciones del ACI 318, y estos resultados plantean preocupaciones adicionales. <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> parece ser -15.7 kip\u00b7ft, con una deflexi\u00f3n de -4.28 in. Los signos negativos en estos valores son una se\u00f1al de alerta, ya que se trata de un panel simplemente apoyado y no deber\u00eda haber momentos negativos.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Para ilustrar lo que est\u00e1 sucediendo aqu\u00ed, considere la Fig. 2, que muestra una gr\u00e1fica de <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> versus el \u00e1rea efectiva del acero, <em>A<\/em><em><sub>se<\/sub><\/em>. A niveles bajos de refuerzo, <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> aparece err\u00f3neamente con un valor negativo y aumenta hacia una as\u00edntota, lo que indica una posible inestabilidad. El ACI 551.2R-15 se\u00f1ala que el \u00e1rea m\u00ednima de acero que debe seleccionarse es el punto donde la resistencia nominal a la flexi\u00f3n, \u03c6<em>M<\/em><em><sub>n<\/sub><\/em>, se cruza con una positiva <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> (refi\u00e9rase a la flecha roja en la Fig. 2). Para este panel, sin embargo, \u03c6<em>M<\/em><em><sub>n<\/sub><\/em> es 47.3 kip\u00b7ft, lo cual matem\u00e1ticamente es mayor que cualquiera <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> de 17.8 kip\u00b7pie calculado usando <em>I<\/em><em><sub>e<\/sub><\/em>, o <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> de \u221215.7 kip\u00b7ft calculado usando ACI 318. \u03c6<em>M<\/em><em><sub>n<\/sub><\/em> es tambi\u00e9n mayor que <em>M<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em>, que es una provisi\u00f3n requerida por el C\u00d3DIGO ACI-318-19(22), Secci\u00f3n 11.8.1.1c. Sin embargo, el dise\u00f1o a\u00fan no es aceptable.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<figure class=\"wp-block-image size-full is-resized\"><img loading=\"lazy\" decoding=\"async\" width=\"808\" height=\"640\" src=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-FIG2.jpg\" alt=\"\" class=\"wp-image-17841\" style=\"width:405px;height:auto\" srcset=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-FIG2.jpg 808w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-FIG2-300x238.jpg 300w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/32-2-FIG2-768x608.jpg 768w\" sizes=\"auto, (max-width: 808px) 100vw, 808px\" \/><\/figure>\n\n\n\n<p><strong>Fig. 2: Variaci\u00f3n del momento flector y la capacidad nominal de momento a medida que aumenta el \u00e1rea de refuerzo de tracci\u00f3n efectivo (Fig. Ba en ACI 551.2R-15<sup>13<\/sup>)<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>Para obtener un positivo significativo <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em>, la rigidez del panel, <em>K<\/em><em><sub>b<\/sub><\/em>, necesita ser incrementada. Esto se logra m\u00e1s f\u00e1cilmente al aumentar la profundidad del refuerzo, ya sea colocando barras en cada cara del panel o simplemente engrosando el panel. Al usar refuerzo en cada cara aqu\u00ed, el apropiado <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> basado en la metodolog\u00eda de ACI 318 es aproximadamente 61 kip\u00b7ft y evita una condici\u00f3n de sobre-reforzado (\u03c1 &lt; 0.6\u03c1<em><sub>bola<\/sub><\/em>) que resultar\u00eda si las barras centrales estuvieran m\u00e1s juntas. Este es un dise\u00f1o significativamente diferente al dise\u00f1o que se demostr\u00f3 falsamente que era adecuado cuando se verific\u00f3 usando <em>I<\/em><em><sub>cr<\/sub><\/em>. El ejemplo, por lo tanto, resalta los peligros de seguir ciegamente las ecuaciones e ignorar los resultados inveros\u00edmiles. Si un valor negativo <em>M<\/em><em><sub>u<\/sub><\/em> se acepta al pie de la letra, ajustar solo la cantidad de refuerzo no es probable que cambie sustancialmente el resultado err\u00f3neo.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p><strong>Conclusiones<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>Las disposiciones para el dise\u00f1o de muros esbeltos proporcionadas en la Secci\u00f3n 11.8 del ACI CODE-318-19(22) han sido validadas emp\u00edricamente utilizando datos de pruebas a gran escala. Si los dise\u00f1adores o su software de dise\u00f1o emplean ecuaciones o metodolog\u00edas sustitutas \u2014ya sea inadvertidamente al usar disposiciones desactualizadas del ACI 318 o intencionalmente al usar teor\u00edas alternativas en busca de mayor precisi\u00f3n o eficiencia\u2014 el resultado podr\u00edan ser paneles que no tengan la resistencia y rigidez adecuadas. Esto puede llevar a paneles de muro que sean muy sensibles al agrietamiento y capaces de aumentos dr\u00e1sticos e inesperados en <em>P<\/em>-\u0394 momentos. Se alienta a los dise\u00f1adores a revisar sus c\u00e1lculos y metodolog\u00eda de dise\u00f1o considerando la intenci\u00f3n de las disposiciones actuales de ACI 318 y su base emp\u00edrica subyacente. Si se utilizan ecuaciones sustitutas o metodolog\u00edas alternas, los dise\u00f1adores deben asegurarse de que se empleen racionalmente y sean consistentes con el comportamiento observado en un programa de pruebas a escala real. Si esto no es posible, el panel resultante puede ser vulnerable a una p\u00e9rdida repentina de rigidez cuando ocurra el agrietamiento.<\/p>\n\n\n\n<p><strong>Referencias<br><\/strong><\/p>\n\n\n\n<ol class=\"wp-block-list\">\n<li>ACI Committee 318, \u201cBuilding Code Requirements for Structural Concrete and Commentary (ACI CODE-318-19) (Reapproved 2022)\u201d, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2019, 624 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>ACI-SEAOSC Task Committee on Slender Walls, \u201cInforme de Prueba sobre Muros Delgados\u201d, J.W. Athey, ed., ACI Southern California Chapter y Structural Engineers Association of Southern California (SEAOSC), Los \u00c1ngeles, CA, 1982, 134 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>Maguire, M., y Al-Rubaye, S., \u201cTilt-Up Partially Composite Insulated Wall Panels,\u201d Tilt-Up Concrete Association, Mount Vernon, IA, 2022, 399 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>ACI Committee 551, \u201cPitfalls of Deviating from ACI 318 Slender Wall Provisions\u2014TechNote (ACI PRC-551.3-21)\u201d, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2021, 12 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>ACI Committee 318, \u201cBuilding Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-99) and Commentary (ACI 318R-99)\u201d, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1999, 391 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>ACI Committee 318, \u201cBuilding Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-05) and Commentary (ACI 318R-05),\u201d American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2005, 430 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>Ekwueme, C.; Lawson, J.; Pourzanjani, M.; Lai, J.S.; y Lyons, B., \u201cComparaci\u00f3n de los c\u00f3digos UBC 97 y ACI 318-02 \u2013 Informe Resumido,\u201d Grupo de Trabajo de Muros Esbeltos SEAOSC, enero de 2006, 47 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>Bischoff, P., y Scanlon, A., \u201cMomento de inercia efectivo para el c\u00e1lculo de deflexiones de elementos de concreto que contienen refuerzo de acero y refuerzo de pol\u00edmero reforzado con fibra\u201d,\u201d <em>ACI Structural Journal<\/em>, V. 104, N\u00fam. 1, Ene.-Feb. 2007, pp. 68-75.<\/li>\n\n\n\n<li>ASCE 7-16, \u201cCargas m\u00ednimas de dise\u00f1o y criterios asociados para edificios y otras estructuras\u201d, American Society of Civil Engineers, Reston, VA, 2017, 800 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>\u201cC\u00f3digo Uniforme de Construcci\u00f3n de 1988\u201d, Conferencia Internacional de Funcionarios de la Construcci\u00f3n, Whittier CA, 1989, 926 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>\u201cC\u00f3digo de Construcci\u00f3n Uniforme de 1997\u201d, Volumen 2: Dise\u00f1o de Ingenier\u00eda Estructural, Conferencia Internacional de Oficiales de Construcci\u00f3n, Whittier, CA, , abr. 1997, 492 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>\u201c2000 International Building Code (IBC)\u201d, International Code Council, Falls Church, VA, 2000, 796 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>ACI Committee 318, \u201cBuilding Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-08) and Commentary,\u201d American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2008, 465 pp.<\/li>\n\n\n\n<li>Lawson, J., \u201dL\u00edmites de deflexi\u00f3n para la servicialidad de muros de concreto prefabricado,\u201d <em>Concreto Internacional<\/em>, V. 29, No. 9, sep. 2007, pp. 33-38.<\/li>\n\n\n\n<li>Gilbert, R.I., \u201cC\u00e1lculos de deflexi\u00f3n para estructuras de concreto reforzado \u2013 Por qu\u00e9 a veces nos equivocamos.\u201d <em>ACI Structural Journal<\/em>, V.96, No. 6, nov.-dic. 1999, pp. 1027 \u2013 1032.<\/li>\n\n\n\n<li>ACI Committee 551, \u201cGu\u00eda de dise\u00f1o para paneles de concreto precolado (ACI 551.2R-15)\u201d, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2015, 72 pp.<\/li>\n<\/ol>\n\n\n\n<p><strong>Seleccionado por los editores por el inter\u00e9s del lector.<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>Bischoff, P., y Darabi, M., 2012, \u201cEnfoque unificado para el c\u00e1lculo de la deflexi\u00f3n de concreto reforzado con acero y FRP\u201d.\u201d <em>Simposio Andy Scanlon sobre Serviciabilidad y Seguridad de Estructuras de Concreto<\/em>, ACI SP-284, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI. (CD-ROM)&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Gilbert, R. I., 1999, \u201cC\u00e1lculo de deflexiones en estructuras de concreto reforzado: por qu\u00e9 a veces nos equivocamos,\u201d <em>ACI Structural Journal<\/em>, V. 96, No. 6, nov.-dic., pp. 1027-1032.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p>Lawson, J., 2007, \u201cL\u00edmites de deflexi\u00f3n para la servicio de muros prefabricados de concreto (tilt-up) con fines de servicio.\u201d <em>Concreto Internacional<\/em>, V. 29, No. 9, sept., pp. 33-38.&nbsp;<\/p>\n\n\n\n<p><strong>SOBRE LOS AUTORES<\/strong><\/p>\n\n\n<div class=\"wp-block-image\">\n<figure class=\"alignleft size-full is-resized\"><img loading=\"lazy\" decoding=\"async\" width=\"244\" height=\"300\" src=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/Trent-Nagele_crop-300dpi.jpg\" alt=\"\" class=\"wp-image-17844\" style=\"width:114px;height:auto\"\/><\/figure>\n<\/div>\n\n\n<p><strong>Trent Nagele, P.E., S.E., MACI<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>Trent Nagele es un Ingeniero Estructural y Director Principal de VLMK Engineering + Design. \u00c9l es uno de los autores principales, junto con John Lawson y Jeff Griffin, de la Nota T\u00e9cnica PRC-551.3-21, publicada recientemente por el Comit\u00e9 ACI 551. Trent tiene una maestr\u00eda en ingenier\u00eda estructural y m\u00e1s de 27 a\u00f1os de experiencia en dise\u00f1o pr\u00e1ctico con una amplia gama de tipos de proyectos y construcciones. Ha formado parte del comit\u00e9 de revisi\u00f3n de varios documentos sobre concreto prefabricado en sitio (tilt-up), incluyendo FEMA P1026, Tilt-up Concrete Association\u2019s Engineering Tilt-Up, y publicaciones sobre Dise\u00f1o a L\u00edmite de Concreto Prefabricado en Sitio.&nbsp;<\/p>\n\n\n<div class=\"wp-block-image\">\n<figure class=\"alignleft size-full is-resized\"><img loading=\"lazy\" decoding=\"async\" width=\"549\" height=\"652\" src=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/John-2015-crop.jpg\" alt=\"\" class=\"wp-image-17845\" style=\"width:107px;height:auto\" srcset=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/John-2015-crop.jpg 549w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/John-2015-crop-253x300.jpg 253w\" sizes=\"auto, (max-width: 549px) 100vw, 549px\" \/><\/figure>\n<\/div>\n\n\n<p><strong>John Lawson, P.E., S.E., MACI<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>John Lawson es profesor de Ingenier\u00eda Arquitect\u00f3nica en Cal Poly, San Luis Obispo, y un Ingeniero Estructural certificado (CA, AZ). Con m\u00e1s de 25 a\u00f1os de experiencia en dise\u00f1o, Lawson supervis\u00f3 la ingenier\u00eda de m\u00e1s de 9.290.000 metros cuadrados de construcci\u00f3n de edificios de concreto prefabricado (tilt-up). Tiene un t\u00edtulo de Grado en Ingenier\u00eda Arquitect\u00f3nica de Cal Poly, San Luis Obispo, y una Maestr\u00eda en Ingenier\u00eda Estructural de la Universidad de Stanford, y es miembro del Comit\u00e9 551 de ACI.<\/p>\n\n\n<div class=\"wp-block-image\">\n<figure class=\"alignleft size-full is-resized\"><img loading=\"lazy\" decoding=\"async\" width=\"783\" height=\"958\" src=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/Jeff-resume_JJG-b.jpg\" alt=\"\" class=\"wp-image-17853\" style=\"width:104px;height:auto\" srcset=\"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/Jeff-resume_JJG-b.jpg 783w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/Jeff-resume_JJG-b-245x300.jpg 245w, https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/wp-content\/uploads\/2024\/10\/Jeff-resume_JJG-b-768x940.jpg 768w\" sizes=\"auto, (max-width: 783px) 100vw, 783px\" \/><\/figure>\n<\/div>\n\n\n<p><strong>Jeff Griffin, PhD, P.E., P.M.P., MACI<\/strong><\/p>\n\n\n\n<p>Jeff Griffin es gerente senior de proyectos en LJB Inc. (Miamisburg, OH). Dise\u00f1a y gestiona la construcci\u00f3n de edificios de oficinas, almacenes, militares y comerciales de uno y varios pisos. En sus 26 a\u00f1os de carrera, el Sr. Griffin ha dise\u00f1ado instalaciones con una variedad de materiales de construcci\u00f3n, pero tiene una experiencia particular en el dise\u00f1o de estructuras construidas con paneles de concreto prefabricado vertido en sitio para muros de carga. Es expresidente del Comit\u00e9 de Tilt-Up de ACI 551 y co-presidi\u00f3 la publicaci\u00f3n de una gu\u00eda de dise\u00f1o para la industria del tilt-up a trav\u00e9s del American Concrete Institute. El Sr. Griffin tiene registro profesional en 14 estados y cuenta con certificaci\u00f3n como Project Management Professional.<\/p>\n\n\n\n<p><\/p>","protected":false},"excerpt":{"rendered":"<div class=\"mh-excerpt\">por Trent Nagele, John Lawson y Jeff Griffin La construcci\u00f3n de concreto precolado se ha convertido en uno de los m\u00e9todos m\u00e1s utilizados (por pie cuadrado) para construir edificios de baja altura en los Estados Unidos. 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