{"id":17873,"date":"2024-10-02T12:42:26","date_gmt":"2024-10-02T17:42:26","guid":{"rendered":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/?p=17873"},"modified":"2025-06-17T14:15:02","modified_gmt":"2025-06-17T19:15:02","slug":"errores-comunes-en-el-diseno-de-tilt-up","status":"publish","type":"post","link":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/2024\/10\/02\/errores-comunes-en-el-diseno-de-tilt-up\/","title":{"rendered":"Errores comunes en el dise\u00f1o de estructuras tilt-up"},"content":{"rendered":"
\n

Ingl\u00e9s<\/strong><\/a> | Traducci\u00f3n proporcionada por la TCA<\/p>\n<\/div>\n\n\n

por Trent Nagele, John Lawson y Jeff Griffin<\/strong><\/p>\n\n\n\n

La construcci\u00f3n de concreto de tilt-up ha crecido para convertirse en uno de los m\u00e9todos de construcci\u00f3n m\u00e1s utilizados (en t\u00e9rminos de pies cuadrados) para construir edificios de poca altura en los Estados Unidos. La forma m\u00e1s com\u00fan es un edificio de un solo piso con muros de concreto altos y esbeltos. El dise\u00f1o de estos muros esbeltos usualmente se controla mediante la flexi\u00f3n y deflexi\u00f3n fuera del plano con un dise\u00f1o que normalmente sigue las disposiciones alternativas de los muros esbeltos que se encuentran en la Secci\u00f3n 11.8 del C\u00d3DIGO-318-19(22)1<\/sup> de ACI. La base hist\u00f3rica de estas disposiciones se remonta a pruebas a escala completa llevadas a cabo a principios de la d\u00e9cada de 1980 por una colaboraci\u00f3n entre Southern California Chapter of ACI (SCCACI, Cap\u00edtulo del Sur de California de ACI) y Structural Engineers Association of Southern California (SEAOSC, Asociaci\u00f3n de Ingenieros Estructurales del Sur de California).2<\/sup> Estos resultados fueron validados en pruebas recientes llevadas a cabo por la University of Nebraska en un informe de 2022 que se prepar\u00f3 para la Tilt-Up Concrete Association (TCA).3<\/sup> <\/p>\n\n\n\n

Este dato hist\u00f3rico es importante ya que valida las suposiciones subyacentes del m\u00e9todo de dise\u00f1o. Los dise\u00f1adores de muros que no comprenden esta historia pueden implementar diferentes enfoques te\u00f3ricos al creer que sus esfuerzos aumentar\u00e1n la precisi\u00f3n y la eficiencia. Sin embargo, usualmente estos enfoques van en contra del comportamiento observado en los experimentos y pueden resultar en dise\u00f1os de muros muy poco conservadores. Los errores comunes incluyen:
<\/p>\n\n\n\n

Usar un momento de inercia efectivo en vez de un momento de inercia fisurado para el dise\u00f1o de resistencia con efectos de segundo orden p-delta (P-\u2206); y <\/p>\n\n\n\n

Usar un m\u00f3dulo de ruptura incorrecto.
<\/p>\n\n\n\n

En algunos casos, estos errores pueden verse favorecidos por los paquetes de software comercialmente disponibles, ya sea al proporcionarlos como m\u00e9todos alternativos o al incluir uno o ambos en el c\u00f3digo fuente. <\/p>\n\n\n\n

Para obtener informaci\u00f3n adicional y una explicaci\u00f3n m\u00e1s detallada de los temas de este art\u00edculo, consulte la Nota t\u00e9cnica de ACI, PRC-551.3-21, \u201cPitfalls of Deviating from ACI 318 Slender Wall Provisions\u201d4<\/sup><\/em> (Los errores comunes de desviarse de las disposiciones de ACI 318 para muros esbeltos). <\/p>\n\n\n\n

Momento de inercia<\/strong><\/p>\n\n\n\n

El dise\u00f1o de muros esbeltos para la flexi\u00f3n fuera del plano requiere que se tengan en cuenta los efectos de segundo orden. En algunos casos, los momentos agregados a 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, que depende del momento de inercia de la secci\u00f3n transversal. <\/p>\n\n\n\n

La respuesta de los paneles de muros esbeltos qued\u00f3 claramente establecida mediante las pruebas que se llevaron a cabo en la d\u00e9cada de 1980 y sigue una curva bilineal definida al graficar la carga lateral o los momentos frente a la deflexi\u00f3n (Fig. 1). El cambio repentino de la pendiente en el punto de inflexi\u00f3n de la curva est\u00e1 asociado con el agrietamiento. En los momentos m\u00e1s bajos, el panel sin grietas presenta una respuesta el\u00e1stica con muy poca deflexi\u00f3n como lo muestra la parte casi vertical de la curva. Esta parte de la curva utiliza un momento de inercia casi igual al momento de inercia bruto, I<\/em>g<\/sub><\/em>. No obstante, una vez que el panel se agrieta, la deflexi\u00f3n aumenta dr\u00e1sticamente con peque\u00f1os aumentos de presi\u00f3n o momento. En presiones m\u00e1s elevadas, las deflexiones se acercan a las asociadas con la respuesta calculada cuando se usa el momento de inercia fisurado, I<\/em>cr<\/sub><\/em>. <\/p>\n\n\n

\n
\"\"<\/figure>\n<\/div>\n\n\n

Fig. 1: Comparaciones del uso de diferentes m\u00e9todos para la deflexi\u00f3n de muros. Tenga en cuenta que la \u201cecuaci\u00f3n de Branson\u201d es la que se usa en ACI 318-995 a 318-05,6 la \u201cRespuesta del muro\u201d proviene de los datos de las pruebas (de Bischoff y Scanlon8) del Grupo de trabajo para muros esbeltos de SEAOSC7.<\/strong><\/p>\n\n\n\n

A fin de usar en el dise\u00f1o esta curva de respuesta del muro observada, las ecuaciones del dise\u00f1o en el C\u00d3DIGO-318-19(22) de ACI, Secci\u00f3n 11.8, considere dos verificaciones diferentes que representan el dise\u00f1o de la resistencia (Secci\u00f3n 11.8.3) y la deflexi\u00f3n en servicio (Secci\u00f3n 11.8.4). El prop\u00f3sito del dise\u00f1o de la resistencia es asegurar que se cumplan con los requisitos m\u00ednimos de seguridad para la vida. Debido a esto, la ecuaci\u00f3n (11.8.3.1c) establece el uso de I<\/em>cr<\/sub><\/em>para calcular el momento factorizado del dise\u00f1o, M<\/em>u<\/sub><\/em>. Este enfoque reconoce que a medida que el momento aplicado se aproxima a la resistencia del momento nominal, el momento de inercia de la secci\u00f3n transversal se acerca a I<\/em>cr<\/sub><\/em> como muestra la Fig. 1. Esta suposici\u00f3n de secci\u00f3n agrietada tambi\u00e9n asegura un mecanismo de falla predecible y d\u00factil, que es una filosof\u00eda b\u00e1sica en el dise\u00f1o de concreto. <\/p>\n\n\n\n

Por el contrario, la deflexi\u00f3n en servicio estima la deformaci\u00f3n fuera del plano del panel a un nivel de fuerza menor y eval\u00faa la idoneidad del panel a trav\u00e9s de un enfoque iterativo. Debido a estas diferencias, las ecuaciones del dise\u00f1o en servicio tienen un formato de dos partes (Tabla 11.8.4.1) para representar la curva bilineal del comportamiento observado al suponer una secci\u00f3n no agrietada o parcialmente agrietada con un momento de inercia efectivo, I<\/em>e<\/sub><\/em> o I<\/em>eff<\/sub><\/em>. <\/p>\n\n\n\n

El uso de I<\/em>cr<\/sub><\/em> para un dise\u00f1o de resistencia es intencional y ser\u00eda un error suponer que I<\/em>e<\/sub><\/em> puede sustituirse f\u00e1cilmente para obtener una mayor precisi\u00f3n y eficacia debido a los siguientes motivos: <\/p>\n\n\n\n

Como se puede observar en la Fig. 1, la rigidez del muro disminuye s\u00fabitamente al inicio del agrietamiento. Si la rigidez del muro se basa en una secci\u00f3n parcialmente agrietada coherente con I<\/em>eff<\/sub><\/em>, las inexactitudes leves en las propiedades de la secci\u00f3n o la carga calculada pueden resultar en inexactitudes considerables en las deflexiones calculadas y los momentos de segundo orden asociados;
<\/p>\n\n\n\n

La mayor\u00eda de los ingenieros de dise\u00f1o y los programas de software comerciales usan un modelo de bloque de tensiones con base en una secci\u00f3n completamente agrietada para calcular la capacidad del momento nominal, M<\/em>n<\/sub><\/em>. Es importante ser consistentes y usar una filosof\u00eda de secci\u00f3n completamente agrietada tanto en el lado de la demanda como en el de la capacidad de desigualdad \u03c6M<\/em>n<\/sub><\/em> \u2265 M<\/em>u<\/sub><\/em> (Secci\u00f3n 4.6.2).
<\/p>\n\n\n\n

Las fuerzas s\u00edsmicas de ASCE 7-169<\/sup> para un terremoto a nivel de dise\u00f1o son menores que los niveles esperados debido a los beneficios anticipados que tiene la ductilidad del elemento para resistir sobrecargas; sin embargo, esto implica que la secci\u00f3n de concreto tiene mayor probabilidad de agrietarse por completo de lo que sugieren las fuerzas del dise\u00f1o, lo que potencialmente resulta en una p\u00e9rdida repentina de rigidez fuera del plano; y
<\/p>\n\n\n\n

Antes de un evento a nivel de dise\u00f1o, un panel ser\u00e1 afectado por las tensiones del levantamiento, limitaci\u00f3n de la retracci\u00f3n o las contracciones t\u00e9rmicas u otras cargas anteriores. Por lo tanto, no hay manera de asegurar que a\u00fan no se ha agrietado m\u00e1s all\u00e1 de lo predicho \u00fanicamente por las cargas de dise\u00f1o.
<\/p>\n\n\n\n

A pesar de estos motivos, algunos dise\u00f1adores (a menudo con la ayuda del software) han optado por usar I<\/em>eff<\/sub><\/em> o I<\/em>e<\/sub><\/em> en el dise\u00f1o de resistencia en vez de I<\/em>cr<\/sub><\/em>,<\/em> lo que resulta en dise\u00f1os potencialmente inseguros.<\/p>\n\n\n\n

M\u00f3dulo de ruptura<\/strong><\/p>\n\n\n\n

Despu\u00e9s de las pruebas de los muros esbeltos a escala completa, se desarrollaron ecuaciones de dise\u00f1o y eventualmente el C\u00f3digo de Construcci\u00f3n Uniforme (UBC) las adopt\u00f3 en su edici\u00f3n de 198810<\/sup>. Cuando el International Code Council (Consejo Internacional de C\u00f3digos) estableci\u00f3 un modelo de c\u00f3digo nacional unificado en 2000,11<\/sup> las disposiciones para muros esbeltos del UBC10<\/sup> de 1997 fueron incorporadas parcialmente en el ACI 318-99, al cual hac\u00eda referencia el IBC11<\/sup> del a\u00f1o 2000. Para que las disposiciones sobre la idoneidad del dise\u00f1o de muros esbeltos se adaptaran mejor al C\u00f3digo de ACI, se cambiaron dos par\u00e1metros clave para alinearlos con las f\u00f3rmulas ampliamente reconocidas. Lo primero fue reemplazar I<\/em>cr<\/sub><\/em> con el momento de inercia eficaz de Branson, I<\/em>e<\/sub><\/em>, para un dise\u00f1o de funcionalidad (subestimando las deflexiones de la carga de servicio). Despu\u00e9s fue aumentar el m\u00f3dulo de ruptura, f<\/em>r<\/sub><\/em>, a 7.5\u221af<\/em>c<\/sub><\/em>‘<\/em>  para alinearlo con la ecuaci\u00f3n tradicional dispuesta en el C\u00f3digo ACI (consulte C\u00d3DIGO-318-19(22) de ACI, Secci\u00f3n 19.2.3.1). No obstante, estos cambios generaron resultados de dise\u00f1o no conservadores que no coincid\u00edan con precisi\u00f3n con los datos originales de las pruebas del Comit\u00e9 de trabajo sobre muros esbeltos de SCCACI-SEAOSC.2<\/sup> Las disposiciones de ACI 318-99 fueron corregidas en ACI 318-0812<\/sup> y el ediciones futuras para mantener la fidelidad de las disposiciones originales del dise\u00f1o del UBC, despu\u00e9s de que un Grupo de trabajo sobre muros esbeltos de SEAOSC7<\/sup> validara las inquietudes al respecto (Ref. Lawson 2007)14<\/sup>.<\/p>\n\n\n\n

El m\u00f3dulo de ruptura predice el punto de transici\u00f3n en la curva bilineal entre las partes casi vertical (sin grietas) y casi horizontal (con grietas) de la curva. Los datos de las pruebas del Comit\u00e9 de trabajo de SCCACI-SEAOSC sobre muros esbeltos2<\/sup> revelaron que el momento de la primera grieta, M<\/em>cr<\/sub><\/em> = f<\/em>r<\/sub><\/em> \u00d7 S<\/em>, correspond\u00eda a un m\u00f3dulo de ruptura de 5.0\u221af<\/em>\u0107<\/sub><\/em>  en vez del valor de uso com\u00fan de 7.5\u221af<\/em>\u0107<\/sub><\/em> en ACI 318 debido a las fuerzas internas de tracci\u00f3n por restricci\u00f3n de contracci\u00f3n (Ref. Gilbert 1999)15<\/sup>. Para corregir esta diferencia, ACI 318 opt\u00f3 por utilizar un factor de dos tercios en M<\/em>cr<\/sub><\/em> y \u2206cr<\/sub><\/em> para muros esbeltos en vez de cambiar el factor de 7.5 a 5.0. No obstante, 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 entender realmente las consecuencias de su elecci\u00f3n. <\/p>\n\n\n\n

Al considerar estos antecedentes, durante el proceso de dise\u00f1o, cuando una hoja de c\u00e1lculo o un programa solicita especificar el m\u00f3dulo de ruptura, es importante entender si la metodolog\u00eda del dise\u00f1o que se est\u00e1 utilizando internamente har\u00e1 el ajuste de dos tercios o si se espera que los dise\u00f1adores hagan el ajuste ellos mismos. Cuando se ha presentado esta confusi\u00f3n, el resultado son inexactitudes considerables en el an\u00e1lisis. <\/p>\n\n\n\n

Problemas de ejemplo<\/strong><\/p>\n\n\n\n

El siguiente texto resume dos ejemplos presentados en ACI PRC-551.3-21, que demuestran los efectos de utilizar incorrectamente I<\/em>e<\/sub><\/em> para el dise\u00f1o de resistencia en muros esbeltos y usar 7.5\u221af<\/em>\u0107 <\/sub><\/em>para calcular I<\/em>e<\/sub><\/em> en las verificaciones de resistencia. No se abordan las verificaciones de idoneidad requeridas por el C\u00f3digo. Se anima a los lectores a consultar ACI PRC-551.3-21 para obtener m\u00e1s detalles. <\/p>\n\n\n\n

Ejemplo 1<\/strong><\/p>\n\n\n\n

El ejemplo B.1 en ACI 551.2R, \u201cGu\u00eda para dise\u00f1ar paneles de concreto de tilt-up,\u201d13<\/sup> es un panel de 6-1\/4 in. de grosor, 15 ft de ancho, 31 ft de altura (29.5 ft longitud sin arriostramiento) que soporta tres vigas de techo, cada una con una carga de 2.4 kips (carga muerta, D<\/em>) y 2.5 kips (carga viva del techo, L<\/em>r<\/sub><\/em>). La carga lateral sobre el panel es de 27.2 lb\/ft2<\/sup> debido al viento (W<\/em>). El panel est\u00e1 reforzado con barras no. 6 colocadas con un espaciado aproximado de 12 in ubicadas en el centro del espesor del panel. <\/p>\n\n\n\n

Al seguir las disposiciones para muros esbeltos de ACI 318 y usar correctamente I<\/em>cr<\/sub><\/em> para efectos de segundo orden, el momento total factorizado en el panel para el caso de carga (1.2D<\/em> + 1.6L<\/em>r<\/sub><\/em> + 0.5W<\/em>) es de 61.2 kip-ft, y la deflexi\u00f3n bajo cargas factorizadas, \u2206u<\/sub><\/em>, es 10.0 in. Varios de los par\u00e1metros clave se resumen en la columna de la izquierda en la Tabla 1. <\/p>\n\n\n\n

Si se analiza el mismo panel usando I<\/em>e<\/sub><\/em> en lugar de I<\/em>cr<\/sub><\/em>, los resultados var\u00edan dr\u00e1sticamente. <\/p>\n\n\n\n

Los resultados de este an\u00e1lisis se resumieron en la columna de la derecha en la Tabla 1. Tambi\u00e9n se obtendr\u00edan resultados similares si se utilizara la ecuaci\u00f3n del momento de inercia efectivo de Branson. <\/p>\n\n\n\n

\"\"
Equation 4b in Ref 8.<\/figcaption><\/figure>\n\n\n\n

Tabla 1:<\/strong><\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

Resumen de los resultados del ejemplo 1. Los valores de I<\/em>e<\/sub><\/em> (dos columnas de la derecha) muestran resultados incorrectos <\/p>\n\n\n\n

Al comparar estas soluciones de dise\u00f1o tenga en cuenta que se calcul\u00f3 un valor negativo para I<\/em>e<\/sub><\/em>. Esto ocurre debido a que el momento aplicado M<\/em>ua<\/sub><\/em> es menor a M<\/em>cr<\/sub><\/em> e indica que el panel no est\u00e1 agrietado. Por lo tanto, I<\/em>g<\/sub><\/em> se usa en vez de I<\/em>e<\/sub><\/em> o I<\/em>cr<\/sub><\/em> para el resto del an\u00e1lisis, aunque I<\/em>g<\/sub><\/em> sea m\u00e1s de diez veces el momento de inercia fisurado indicado por las ecuaciones de ACI 318. Al usar I<\/em>e<\/sub><\/em> = I<\/em>g<\/sub><\/em>, el M<\/em>u<\/sub><\/em> resultante en la secci\u00f3n sin grietas luego se calcula en 26 kip\u00b7ft, que es solo el 42% del momento dise\u00f1ado requerido por la ACI 318 usando la suposici\u00f3n de una secci\u00f3n agrietada. La deflexi\u00f3n de 0.4 in. es solo 4% de las 10.0 in. calculadas por la deflexi\u00f3n de ACI 318. Si bien puede ser tentador afirmar que el uso de I<\/em>g<\/sub><\/em> est\u00e1 justificado ya que M<\/em>ua<\/sub><\/em> es menor que M<\/em>cr<\/sub><\/em>, y el panel no est\u00e1 agrietado, esto puede resultar en un dise\u00f1o de panel considerablemente deficiente, en especial si tenemos en cuenta las cuatro inquietudes explicadas anteriormente. 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 resultar\u00eda entonces en un aumento dr\u00e1stico en momentos P-<\/em>\u2206 inesperados que superan la capacidad de los refuerzos. <\/p>\n\n\n\n

Ejemplo 2<\/strong><\/p>\n\n\n\n

El ejemplo 2 es un panel de 6-1\/2 in. de espesor, 8 ft de ancho, 30 ft de altura (28.0 ft de longitud sin arriostramiento) que soporta una carga de una sola viga de 18.6 kips (D<\/em>) y 31.8 kips (L<\/em>r<\/sub><\/em>). La carga lateral sobre el panel es de 23.0 lb\/ft2<\/sup> debido al viento (W<\/em>). Est\u00e1 reforzado con barras no. 5 colocadas con un espaciado aproximado de 16 in ubicadas en el centro del espesor. <\/p>\n\n\n\n

En este ejemplo, I<\/em>e<\/sub><\/em> se utilizar\u00e1 primero para analizar el dise\u00f1o propuesto y luego se verificar\u00e1 usando las ecuaciones I<\/em>cr<\/sub><\/em> indicadas de ACI 318. <\/p>\n\n\n\n

La Tabla 2 resume los resultados del an\u00e1lisis de este panel y muestra los resultados de los c\u00e1lculos basados (incorrectamente) en I<\/em>e<\/sub><\/em> frente a I<\/em>cr<\/sub><\/em>. Nuevamente tenga en cuenta que I<\/em>e<\/sub><\/em> se calcul\u00f3 como negativo, que indica un panel inicialmente sin agrietamiento, entonces se asume que I<\/em>e<\/sub><\/em> es igual a I<\/em>g<\/sub><\/em>.<\/p>\n\n\n\n

Tabla 2:<\/strong><\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

Resumen de los resultados del ejemplo 2. Los valores de I<\/em>e<\/sub><\/em> (dos columnas de la izquierda) muestran resultados incorrectos. <\/p>\n\n\n\n

Las dos columnas de la izquierda en la Tabla 2 resumen los resultados de usar I<\/em>e<\/sub><\/em> (M<\/em>u<\/sub><\/em> de 17.8 kip\u00b7ft y una deflexi\u00f3n de 0.42 in). Este an\u00e1lisis justifica de manera incorrecta el refuerzo asumido (barras no. 5 con un espaciado de 16 in. en el centro del panel). Un dise\u00f1ador experimentado debe tener mucho cuidado con esto ya que es com\u00fan que los paneles que sostienen cargas pesadas de vigas se refuercen con una \u201cjaula\u201d que incorpora barras en cada cara. <\/p>\n\n\n\n

Las dos columnas de la derecha en la Tabla 2 muestran los par\u00e1metros calculados al usar las disposiciones de ACI 318 y estos resultados generan inquietudes adicionales. Para que M<\/em>u<\/sub><\/em> es \u221215.7 kip\u00b7ft, con una deflexi\u00f3n de \u22124.28 in. El signo de menos en estos valores son signos de alerta puesto que este es un panel sostenido de manera sencilla y no debe haber ning\u00fan momento negativo. <\/p>\n\n\n\n

Para mostrar lo que est\u00e1 sucediendo aqu\u00ed, considere la Fig. 2 que muestra un trazo de M<\/em>u<\/sub><\/em> en comparaci\u00f3n con el \u00e1rea efectiva de acero, A<\/em>se<\/sub><\/em>. Con refuerzos de bajos niveles, M<\/em>u<\/sub><\/em> aparece incorrectamente con un valor negativo y aumenta hacia una as\u00edntota lo que indica una posible inestabilidad. ACI 551.2R-15 indica que el \u00e1rea m\u00ednimo de acero que debe seleccionarse es el punto donde la resistencia nominal a la flexi\u00f3n, \u03c6M<\/em>n<\/sub><\/em>, se cruza con una M<\/em>u<\/sub><\/em> positiva (vea la flecha roja en la Fig. 2). No obstante, para este panel, \u03c6M<\/em>n<\/sub><\/em> es 47.3 kip\u00b7ft, que matem\u00e1ticamente es mayor que M<\/em>u<\/sub><\/em> de 17.8 kip\u00b7ft calculada usando I<\/em>e<\/sub><\/em> o M<\/em>u<\/sub><\/em> de \u221215.7 kip\u00b7ft calculada usando ACI 318. \u03c6M<\/em>n<\/sub><\/em> tambi\u00e9n es mayor que M<\/em>cr,<\/sub><\/em> que es una disposici\u00f3n requerida por el C\u00d3DIGO-318-19(22) de ACI, Secci\u00f3n 11.8.1.1c. Sin embargo, el dise\u00f1o a\u00fan no es aceptable. <\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

Fig. 2: Variaci\u00f3n del momento factorizado y capacidad del momento nominal a medida que aumenta el \u00e1rea del refuerzo de tensi\u00f3n eficaz (Fig. Ba en ACI 551.2R-1513)<\/strong><\/p>\n\n\n\n

Para obtener un Mu positivo considerable, la rigidez del panel, Kb, debe aumentarse. Esto se logra f\u00e1cilmente al aumentar la profundidad del refuerzo ya sea al colocar barras en cada cara del panel o simplemente al engrosar el panel. Al reforzar cada cara en este caso, el M<\/em>u<\/sub><\/em> adecuado basado en la metodolog\u00eda de ACI 318 es de aproximadamente 61 kip\u00b7ft. Esto evita una situaci\u00f3n de refuerzo excesivo (\u03c1 < 0.6\u03c1bal<\/sub><\/em>) que resultar\u00eda si las barras centrales estuvieran m\u00e1s juntas. Este es un dise\u00f1o considerablemente diferente al que se demostr\u00f3 err\u00f3neamente como adecuado al ser verificado usando I<\/em>cr<\/sub><\/em>. Por lo tanto, el ejemplo resalta los peligros de seguir ciegamente las ecuaciones e ignorar los resultados poco probables. Si un M<\/em>u<\/sub><\/em> negativo es aceptado sin cuestionarlo, ajustar la cantidad de refuerzo \u00fanicamente no es probable que cambie significativamente el resultado err\u00f3neo. <\/p>\n\n\n\n

Conclusiones<\/strong><\/p>\n\n\n\n

Las disposiciones para el dise\u00f1o de muros esbeltos que se ofrecen en el C\u00d3DIGO-318-19(22) de ACI, Secci\u00f3n 11.8 han sido validados de manera emp\u00edrica usando datos de las pruebas a escala completa. Si los dise\u00f1adores o su software de dise\u00f1o utilizan ecuaciones o metodolog\u00edas sustitutas, ya sea de manera involuntaria al usar disposiciones obsoletas de ACI 318 o voluntaria al usar teor\u00edas alternativas para buscar mayor precisi\u00f3n o eficiencia, el resultado podr\u00eda ser paneles que no tienen la suficiente resistencia y rigidez. Esto puede resultar en paneles de muros que son muy sensibles al agrietamiento y capaces de aumentos dr\u00e1sticos e inesperados en momentos P-<\/em>\u2206. Se anima a los dise\u00f1adores a revisar sus c\u00e1lculos y metodolog\u00eda de dise\u00f1o al considerar la finalidad de las disposiciones actuales de ACI 318 y su base emp\u00edrica subyacente. Si se utilizan ecuaciones sustitutas o metodolog\u00edas alternativas, los dise\u00f1adores deben asegurarse de emplearlas de manera l\u00f3gica y que sean consistentes con el comportamiento observado en un programa de pruebas de escala completa. Si esto no es posible, el panel resultante puede ser vulnerable a una p\u00e9rdida repentina de rigidez cuando se presente el agrietamiento.<\/p>\n\n\n\n

Referencias<\/strong><\/p>\n\n\n\n

    \n
  1. Comit\u00e9 ACI 318, \u201cRequisitos del c\u00f3digo de construcci\u00f3n para concreto estructural y comentarios, (ACI CODE-318-19) (Reaprobado en 2022)\u201d, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2019, 624 pp.<\/li>\n\n\n\n
  2. Comit\u00e9 de trabajo de ACI-SEAOSC sobre muros esbeltos, \u201cReporte de pruebas sobre muros esbeltos\u201d, J.W. Athey, ed., Cap\u00edtulo del Sur de California de ACI y la Asociaci\u00f3n de Ingenieros Estructurales del Sur de California (SEAOSC), Los Angeles, CA, 1982, 134 pp.<\/li>\n\n\n\n
  3. Maguire, M., y Al-Rubaye, S., \u201cPaneles de muros aislados parcialmente compuestos de tilt-up\u201d, Tilt-Up Concrete Association, Mount Vernon, IA, 2022, 399 pp.<\/li>\n\n\n\n
  4. Comit\u00e9 ACI 551, \u201cErrores comunes de desviarse de las disposiciones para muros esbeltos de ACI 318\u2014Nota t\u00e9cnica (ACI PRC-551.3-21)\u201d, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2021, 12 pp.<\/li>\n\n\n\n
  5. Comit\u00e9 ACI 318, \u201cRequisitos del c\u00f3digo de construcci\u00f3n para concreto estructural (ACI 318-99) y comentarios (ACI 318R-99)\u201d, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 1999, 391 pp.<\/li>\n\n\n\n
  6. Comit\u00e9 ACI 318, \u201cRequisitos del c\u00f3digo de construcci\u00f3n para concreto estructural (ACI 318-05) y comentarios (ACI 318R-05)\u201d, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2005, 430 pp.<\/li>\n\n\n\n
  7. Ekwueme, C.; Lawson, J.; Pourzanjani, M.; Lai, J.S.; y Lyons, B., \u201cComparaci\u00f3n entre los c\u00f3digos UBC 97 y ACI 318-02\u2013 Reporte resumido\u201d, Grupo de trabajo sobre muros esbeltos de SEAOSC, enero de 2006, 47 pp.<\/li>\n\n\n\n
  8. Bischoff, P. y Scanlon, A., \u201cMomento de inercia eficaz para calcular deflexiones de elementos de concreto con refuerzo de acero y refuerzo de pol\u00edmero reforzado con fibra\u201d, ACI Structural Journal<\/em>, V. 104, No. 1, ene-feb. de 2007, pp. 68-75.<\/li>\n\n\n\n
  9. ASCE\/SEI 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
  10. \u201cC\u00f3digo de construcci\u00f3n uniforme de 1988\u201d, Conferencia internacional de funcionarios de la construcci\u00f3n, Whittier, CA, 1989, pp. 926.<\/li>\n\n\n\n
  11. C\u00f3digo de construcci\u00f3n uniforme de 1997,\u201d Volumen 2: Dise\u00f1o de ingenier\u00eda estructural, Conferencia internacional de funcionarios de la construcci\u00f3n, Whittier, CA, , abril de 1997, 492 pp.<\/li>\n\n\n\n
  12. C\u00f3digo internacional de construcci\u00f3n de 2000 (IBC)\u201d, Consejo Internacional de C\u00f3digos, Falls Church, VA, 2000, 796 pp.<\/li>\n\n\n\n
  13. Comit\u00e9 ACI 318, \u201cRequisitos del c\u00f3digo de construcci\u00f3n para concreto estructural (ACI 318-08) y comentarios\u201d, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2008, 465 pp.<\/li>\n\n\n\n
  14. Lawson, J., \u201cDeflection Limits for Tilt-up Wall Serviceability\u201d (L\u00edmites de deflexiones para la funcionalidad de muros tilt-up), Concrete International, V. 29, No. 9, sep. 2007, pp. 33-38.<\/li>\n\n\n\n
  15. Gilbert, R. I., \u201cDeflection Calculations for Reinforced Concrete Structures \u2013 Why We Sometimes Get It Wrong (C\u00e1lculo de deflexiones para estructuras de concreto reforzado, por qu\u00e9 algunas veces nos equivocamos)\u201d, ACI Structural Journal, V. 96, No. 6, nov. dic. 1999, pp. 1027-1032.<\/li>\n\n\n\n
  16. Comit\u00e9 ACI 551, \u201cGu\u00eda de dise\u00f1o para paneles de concreto tilt-up (ACI 551.2R-15)\u201d, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2015, 72 pp.<\/li>\n<\/ol>\n\n\n\n

    Selecci\u00f3n de lecturas recomendadas por los editores.<\/strong><\/p>\n\n\n\n

    Bischoff, P., and Darabi, M., 2012, \u201cUnified Approach for Computing Deflection of Steel and FRP Reinforced Concrete\u201d (Enfoque unificado para calcular la deflexi\u00f3n del acero y concreto reforzado con FRP), Simposio de Andy Scanlon sobre la funcionalidad y seguridad de las estructuras de concreto, ACI SP-284, American Concrete Institute, Farmington Hills, MI. (CD-ROM) <\/p>\n\n\n\n

    Gilbert, R. I., 1999, \u201cDeflection Calculations for Reinforced Concrete Structures \u2013 Why We Sometimes Get It Wrong (C\u00e1lculo de deflexiones para estructuras de concreto reforzado, por qu\u00e9 algunas veces nos equivocamos)\u201d, ACI Structural Journal, V. 96, No. 6, nov. dic., pp. 1027-1032. <\/p>\n\n\n\n

    Lawson, J., 2007, \u201cDeflection Limits for Tilt-up Wall Serviceability\u201d (L\u00edmites de deflexiones para la funcionalidad de muros tilt-up), Concrete International, V. 29, No. 9, sep., pp. 33-38. <\/p>\n\n\n\n

    SOBRE LOS AUTORES<\/strong><\/p>\n\n\n

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    Trent Nagele, P.E., S.E., MACI<\/strong><\/p>\n\n\n\n

    Trent Nagele es ingeniero estructural y el director s\u00e9nior en VLMK Engineering + Design. Es uno de los autores principales, junto con John Lawson y Jeff Griffin, de la nota t\u00e9cnica PRC-551.3-21 reci\u00e9n publicada del Comit\u00e9 ACI 551. Trent tiene una maestr\u00eda en ingenier\u00eda estructural y m\u00e1s de 27 a\u00f1os de experiencia pr\u00e1ctica en dise\u00f1o con una amplia variedad de tipos de construcci\u00f3n y proyectos. Ha sido parte del comit\u00e9 de revisi\u00f3n de varios documentos de tilt-up, incluido FEMA P1026, las publicaciones de la Tilt-Up Concrete Association sobre la ingenier\u00eda de tilt-up y el dise\u00f1o l\u00edmite de tilt-up. <\/p>\n\n\n

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    John Lawson, P.E., S.E., MACI<\/strong><\/p>\n\n\n\n

    John Lawson es profesor de ingenier\u00eda arquitect\u00f3nica en Cal Poly, San Luis Obispo y un ingeniero estructura certificado (en California y Arizona). Con m\u00e1s de 25 a\u00f1os de experiencia en dise\u00f1o, Lawson supervis\u00f3 la ingenier\u00eda de m\u00e1s de 100 millones de pies cuadrados de construcci\u00f3n de edificios con tilt-up. Tiene una licenciatura en ingenier\u00eda arquitect\u00f3nica de Cal Poly, San Luis Obispo y una maestr\u00eda en ingenier\u00eda estructural de Stanford University, adem\u00e1s es miembro del Comit\u00e9 ACI 551.<\/p>\n\n\n

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    Jeff Griffin, PhD, P.E., P.M.P., MACI<\/strong><\/p>\n\n\n\n

    Jeff Griffin es gerente de proyecto s\u00e9nior en LJB Inc. (Miamisburg, OH). Dise\u00f1a y gestiona la construcci\u00f3n de edificios de uno y varios pisos para oficinas, almacenes, edificios militares y minoristas. En su carrera de 26 a\u00f1os, 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 muro de concreto de tilt-up colados en el sitio. Fue presidente del Comit\u00e9 ACI 551 de construcci\u00f3n de tilt-up y copresidi\u00f3 la publicaci\u00f3n de una gu\u00eda de dise\u00f1o para la industria de tilt-up a trav\u00e9s del American Concrete Institute. El Sr. Griffin cuenta con un registro profesional en 14 estados y est\u00e1 certificado como un profesional en la gesti\u00f3n de proyectos.<\/p>","protected":false},"excerpt":{"rendered":"

    Ingl\u00e9s | Traducci\u00f3n proporcionada por la TCA por Trent Nagele, John Lawson y Jeff Griffin La construcci\u00f3n con hormig\u00f3n tilt-up ha ido ganando terreno hasta convertirse en uno de los m\u00e9todos de construcci\u00f3n m\u00e1s utilizados (en Leer m\u00e1s\u2026<\/a><\/div>","protected":false},"author":6,"featured_media":17841,"comment_status":"open","ping_status":"open","sticky":false,"template":"","format":"standard","meta":{"footnotes":""},"categories":[267],"tags":[],"class_list":{"0":"post-17873","1":"post","2":"type-post","3":"status-publish","4":"format-standard","5":"has-post-thumbnail","7":"category-en-espanol"},"_links":{"self":[{"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/posts\/17873","targetHints":{"allow":["GET"]}}],"collection":[{"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/posts"}],"about":[{"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/types\/post"}],"author":[{"embeddable":true,"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/users\/6"}],"replies":[{"embeddable":true,"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/comments?post=17873"}],"version-history":[{"count":3,"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/posts\/17873\/revisions"}],"predecessor-version":[{"id":17948,"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/posts\/17873\/revisions\/17948"}],"wp:featuredmedia":[{"embeddable":true,"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/media\/17841"}],"wp:attachment":[{"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/media?parent=17873"}],"wp:term":[{"taxonomy":"category","embeddable":true,"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/categories?post=17873"},{"taxonomy":"post_tag","embeddable":true,"href":"https:\/\/tilt-up.org\/tilt-uptoday\/es\/wp-json\/wp\/v2\/tags?post=17873"}],"curies":[{"name":"wp","href":"https:\/\/api.w.org\/{rel}","templated":true}]}}