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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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18 24

34 40 |4|

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

46 51 53 55 56

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

CONTÉCNICOS Contenidos Técnicos Arq. Gustavo Di Costa editor resPonsable

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.

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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


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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 - Fih 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.

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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.


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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


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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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Suscríbase a la revista de la ASOCIACIÓN DE INGENIEROS ESTRUCTURALES y acceda a sus notas técnicas, informes y acciones institucionales.

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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

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