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Informe:

Desarrollos recientes en construcción mixta en los Estados Unidos de Norteamérica

Este trabajo presenta una visión general de los cambios propuestos a las disposiciones de la especificación AISC 2005

(American Institute of Steel Construcción) sobre diseño de estructuras con elementos mixtos. El cambio principal en lo

que respecta al diseño de elementos estructurales se refiere a la forma en que se maneja el diseño de columnas mixtas.

Las nuevas disposiciones ofrecerán una transición menos complicada entre el diseño de columnas compuestas y las

columnas de concreto armado, y un procedimiento más racional sobre una base de mecánica estructural. En lo que

respecta al detallamiento de los elementos estructurales, el principal cambio está en los valores de resistencia de los

conectores de cortante, que se redujeron considerablemente en algunos casos. El trabajo presenta además algunos

desarrollos en curso en pisos compuestos y sistemas de resistencia a cargas laterales, y concluye con una breve

descripción de una cercha compuesta fuera de lo común.

Por Roberto T. León1, 2

Introducción

En 2005 apareció una nueva versión de la norma americana de diseño en acero. Esa versión contiene cambios muy im-portantes en dos áreas relacionadas con la construcción mixta: Un área se refie-re a columnas mixtas y vigas-columnas donde se ha modificado completamente el enfoque de la resistencia de la sección transversal. La otra área trata de los va-lores de resistencia de los conectores

de cortante usados en el diseño. En este trabajo se presentará primeramente una breve visión general de estos cambios, y luego se describirán algunos elementos innovadores y sistemas estructurales compuestos que están despertando inte-rés en los Estados Unidos.

Especificación AISC 2005

Durante los últimos 17 años, el American Institute of Steel Construcción ha apoya-

do dos especificaciones distintas: una que trata de los estados límites últimos de resistencia (AISC LRFD 2001), cuya primera edición data del año 1986, y la especificación de tensiones admisibles (AISC ASD 1989), cuya última edición es del año 1989. A fin de racionalizar el pro-ceso de diseño con un enfoque de cál-culo de resistencia última (a la rotura), la versión 2005 de esta especificación contiene un conjunto doble de disposi-ciones.

1 School of Civil y Environmental Engineering, Georgia Institute of Technology Atlanta, GA 30332-0355, USA. 2 El Dr. Roberto León es actualmente profesor de la Escuela de Ingeniería Civil y Medioambiental del Georgia Institute of Technology. Sus intere-

ses de investigación se centran en el comportamiento dinámico y el diseño de estructuras con conexiones mixtas parcialmente restringidas, sistemas de entrepisos mixtos y ensayos de estructuras de tamaño natural y modelos de laboratorio. Actualmente preside el Building Seismic Safety Council (BSSC) TS11 (Construcción Mixta en Acero y Concreto) y el American Institute of Steel Construcción (AISC) TC-5 Diseño Mixto. También es miembro del AISC Specification Committee, del AISC Seismic Design Committee, the AISC Load, Analysis y Systems Committee, y del BSSC Provisions Update Committee.

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Uno de estos conjuntos de disposiciones se ajustará estrictamente al formato ac-tual de cálculo por Factores de Carga y Resistencia (LRFD) y el otro conjunto apli-cará el enfoque de cálculo por Esfuerzos Admisibles (de aquí en adelante, NUEVO ASD). El NUEVO ASD lleva un título simi-lar al actual de cálculo por tensiones ad-misibles (de aquí en adelante, ANTIGUO ASD), pero no han de confundirse. En la Especificación AISC 2005 se le dará una sola expresión a la resistencia nominal de un elemento o componente estructural y esta resistencia será reducida con un factor de resistencia en el diseño LRFD o se dividirá por un factor de seguridad en el NUEVO ASD. Todas las especificacio-nes AISC nuevas aplicarán este formato y el reformateo de la especificación sís-mica actual (AISC 2002) correspondiente está en vías de concluir.

La Especificación 2005 propuesta con-tiene importantes mejoras y agregados técnicos en numerosas áreas. Algunos de las modificaciones incluyen:

• La eliminación de todas las disposi-ciones relacionadas con la carga de estructuras. Desde ahora estas dis-posiciones deberán regirse por la ver-sión más reciente, la ASCE 7 (ASCE 2002).

• Una actualización de las especifica-ciones de los materiales, incluyendo la norma ASTM A992 de perfiles de acero de alta resistencia.

• Ungranénfasisenanálisisavanzadode estabilidad, basado principalmen-te en conceptos de carga. Además de la especificación principal, se com-plementa el diseño de estabilidad con tres Anexos: uno sobre análisis inelástico; (es decir, análisis plásti-co), uno sobre arriostramientos y uno sobre un método de diseño directo simplificado. Se redujo la importancia de conceptos en desuso, tales como «framing simple» y el antiguo Tipo de Construcción 1 a 3.

• Consolidación de las disposicionesde cálculo a compresión (Capítulo E revisado) y flexión (Capítulo F revisa-do) que se encontraban dispersas en muchas otras partes de las especifi-caciones anteriores. Ellas incluyen las disposiciones de ángulos simples y perfiles estructurales tubulares (HSS) que se encontraban sólo en especifi-caciones separadas.

• Un capítulo nuevo dedicado exclusi-vamente a elementos solicitados por esfuerzo de corte.

• Uncapítulonuevosobreeldiseñodelas conexiones de elementos estruc-turales HSS.

• Anexos sobre resistencia al fuego yevaluación de estructuras existentes.

• La especificación además fue some-tida a una completa reorganización para hacerla más accesible. Por últi-mo, en un esfuerzo por facilitar aún más el diseño, se agregaron «Notas para el Usuario» que contribuirán a la implementación de las reglas de diseño en situaciones corrientes. Finalmente, se actualizó y amplió to-talmente el Comentario que comple-menta la Especificación.

AISC considera esta Especificación como un gran avance, en que la disponibilidad de herramientas de análisis avanzado y la necesaria facilidad y transparencia de diseño se combinaron en muy buena for-ma. Se trató que la nueva especificación permita hacer más expedito el diseño de estructuras convencionales. Por otro lado servirá también de guía para situa-ciones especiales y para que el diseña-dor pueda aplicar sus propios criterios de funcionalidad.

Nuevas disposiciones para la construcción mixta

Uno de los capítulos de la Especificación 2005 sometido a las modificaciones más importantes es el Capítulo I - Construc-ción Mixta. El nuevo Capítulo I intenta resolver los defectos de las ediciones anteriores. Las disposiciones actuales de la Especificación LRFD de diseño de ele-mentos estructuras mixtos no han sufri-do cambios básicos desde su desarrollo original a fines de la década de los años 1970 (Hansell et. al. 1978; Galambos y Ra-vindra 1976; Viest et. al. 1996).

Las revisiones de 2005 también tratan de reflejar la intensa investigación realizada durante las dos últimas décadas en el campo de las estructuras mixtas de ace-ro y concreto como asimismo los asun-tos prácticos que se fueron presentando a medida que las plantas con estructu-ras mixtas fueron aumentando sus luces y disminuyendo de peso. Entre otros se consideraron los temas siguientes:

1. Uso de acero de alta resistencia y concreto en elementos mixtos.

2. Nuevas ecuaciones de resistencia para columnas revestidas y colum-nas rellenas de concreto.

3. La necesidad de resaltar la impor-tancia de la transferencia de esfuer-zos entre los elementos.

4. Una revisión de la carga nominal de los conectores de cortante en la lámina de acero preformada (steel deck).

5. Anchos efectivos en vigas y viguetas exteriores.

6. Diseño en regiones de momento ne-gativo.

7. Deformaciones lentas incluyendo fluencia y retracción en elementos flexionales mixtos.

8. Agrietamiento longitudinal en losas mixtas.

9. Disposiciones para armaduras mix-tas.

10. Aberturas en almas de elementos mixtos.

11. Especificación de pandeo y fluencia durante la construcción.

12. Agrietamiento de losas y problemas relacionados.

Los puntos 1 a 6 inclusive fueron solu-cionados con éxito. El punto 7 fue cu-bierto en el capítulo sobre funcionalidad, mientras que en el Comentario se alude brevemente al punto 8, ya que parece no ser un problema urgente en las losas de acero americanos. Se consideró que los puntos 9 y 10 habían sido cubiertos por otras especificaciones y por lo tanto no fueron incorporados el nuevo Capítulo I. Se consideró que los puntos 11 y 12 eran asuntos de funcionalidad y figura-ban en otra parte de la Especificación. La siguiente es un resumen de las modifi-caciones introducidas en las tres áreas principales (columnas mixtas, transfe-rencia de esfuerzos y resistencia de los conectores de cortante).

Columnas mixtas

Las mayores modificaciones de esta sec-ción tienen el doble propósito de unificar el diseño de columnas mixtas según la Especificación AISC y la ACI 318-02 (ACI 2002) y de incrementar algunas limitacio-nes de las propiedades de los materiales que obstaculizan el uso de materiales de alta eficiencia en columnas mixtas.

Actualmente tanto AISC como ACI ofre-cen reglas de diseño de columnas mix-tas. Las del ACI no han sido revisadas por muchos años, considerándoselas como muy conservadoras. Lo mismo puede decirse de las disposiciones AISC LRDF de diseño de columnas mixtas, que da-tan de un trabajo realizado a mediados de los años de la década de 1970 (SSRC3 TG20 1979). Las actuales disposiciones de AISC y ACI no concuerdan en lo que respecta a cómo calcular la resistencia transversal o cómo tratar los efectos del

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3 Structural Stability Research Council.

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largo. Más aún, el ACI no aborda cómo se introducen los esfuerzos a las colum-nas; tampoco contempla el uso de ele-mentos de concreto no reforzado. Esto les presenta importantes problemas a los ingenieros de diseño en Estados Unidos, donde abundan los marcos mixtos peri-metrales en edificios altos en zonas con grandes cargas de viento.

La Figura 1 muestra un edificio con un marco perimetral mixto parcialmente terminado, con una construcción de solo acero en los dos últimos entrepisos (izq. superior de la foto), seguida por el moldeado de entrepisos mixtos (nivel siguiente) (entrepisos tercero a quin-to bajo la parte superior), encofrado de las columnas mixtas (nivel siguiente), el moldeado de las columnas mixtas (nivel siguiente), y más abajo, las columnas mixtas terminadas. En los tres entrepisos inmediatamente debajo de las que mues-tra la fotografía, se están instalando los sistemas mecánicos y eléctricos, segui-dos por los elementos de fachada y las terminaciones interiores. Esta secuencia de construcción sumamente rápida es muy económica en el caso de edificios altos de pisos múltiples en que trabajan simultáneamente distintos especialistas en diferentes partes. En la etapa de cons-trucción de estas estructuras se usan co-lumnas de acero que soportan la mayor parte de la carga muerta del edificio, y és-tas se convierten en mixtas para resistir

las cargas laterales del viento cuando el edificio ya se encuentra en servicio. Esto representa un esquema estructural muy eficiente, especialmente cuando se usa concreto de alta resistencia a fin de in-crementar la rigidez.

La Figura 2 muestra los detalles de una columna mixta de este tipo en una zona de conexión. Aunque la columna lleva

incorporada un perfil pesado de acero para la erección, una vez que el concreto ya se está vaciando, la relación de refuer-zo (área del perfil de acero/área bruta de concreto) probablemente es baja (no es raro que sea de entre el 2% y el 3%). En el pasado, esto presentaba un problema para los diseñadores, porque la Especifi-cación AISC requería un mínimo del 4% de refuerzo para que esta disposición fuese

Figura 1 Típico marco perimetral mixto en construcción

(Walter P. Moore y asociados)

Figura 2 Vista en planta de una columna mixta y conectores del piso 19 del Norwest Center (León 2000)

Viga B2: W920 x 446

Viga B1: W840 x 299 P3

P2

P5

Barras Dywidag 35 M para transferirlos esfuerzos de apoyo (B1 y B2)

Jaula de armadura 1 8 Barras de 45 m (círculo negro)y 6 barras 30M (todas las barras exteriores son de 45M)

Conectores a ala de B2

Conectores a alma de B1

P1 (FBP)

P4 (FBP)

Jaula 37 Barras 45M (círculo negro)

y 3 barras 30M (círculo blanco)

Columna deW360 x 421

Jaula 214 barras 45M (círculo negro)y 6 barras 30M

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aplicable. El ACI limita las disposiciones de diseño de columnas al 8% de acero, lo que es un problema para el otro extremo en el diseño, donde la envoltura es míni-ma (este es el caso cuando los ingenieros aplican el concreto más como protección contra el fuego que por razones de rigi-dez). El problema era complicado en el caso de perfiles tubulares rellenados con concreto, cuando las disposiciones loca-les sobre pandeo exigían que el refuerzo mínimo fuera superior al 5%. Además, las disposiciones sobre refuerzo transversal, continuidad de las barras verticales y las limitaciones del material eran distintas en cada uno de estos reglamentos. Por último, existe evidencia substancial que las actuales disposiciones no cumplen con la confiabilidad buscada (Lundberg y Galambos 1993; León y Aho 2000) y que existe una gran diferencia de diseño (El Tawil et. al. 1995).

Un ingeniero con experiencia en estruc-turas de gran altura debería ser capaz de solucionar estas inconsistencias y llegar a una solución satisfactoria, lo que no es aplicable en el caso de las aplicaciones comunes. El resultado es que se han usado muy poco las columnas mixtas en la construcción de poca altura, en las que se emplea aproximadamente el 90% de todo el acero. Esto incluso es el caso en que las especificaciones de diseño sísmico exigen rigidez lateral adicional. Propiedad que las columnas mixtas son capaces de ofrecer efectivamente. La Es-pecificación AISC 2005 aborda algunas de estas deficiencias minimizando así las diferencias con la ACI 2002. Especí-ficamente:

• El límite inferiorde la relacióndere-fuerzo en las disposiciones AISC se redujo del 4% al 1%, que es el límite inferior permitido por el ACI. Un míni-mo del 0,4% deberá venir de barras de refuerzo longitudinales continuas.

• Ahora se dan menores relacionesde refuerzo tanto para tubos circula-res como rectangulares rellenos con concreto, gracias a los criterios me-nos estrictos para el pandeo local. Para los aceros típicos que se usan en los Estados Unidos (250 MPa o 36 ksi para tubos circulares, y 320 MPa o 46 ksi para tubos rectangulares), se aumentó el espesor de las paredes de 80,3 a 161 y de 43,5 a 56,7 de los tubos circulares y rectangulares, respectiva-mente.

• La resistencia transversal admitidapor AISC puede ser calculada ahora con un enfoque de compatibilidad de deformación que lleva a una superfi-cie de interacción viga-columna que es muy similar a las de una viga-co-lumna de concreto armado. También se puede calcular la resistencia trans-versal mediante el uso de los princi-pios de diseño plástico, lo que lleva a una superficie de interacción que es parecida a la aplicada a las columnas mixtas en el Eurocode 4 (Eurocode 1994; Roik y Bergman 1992).

• Elespaciamientomínimodelrefuerzose reduce a fin de darle al concreto un efecto mínimo de confinamiento para asegurar que el área confinada pueda alcanzar su resistencia última a la rotura y proporcionarle capaci-dad rotacional. El refuerzo transversal mínimo deberá llegar a 0,009 in2 por pulgada de espacio entre amarras, lo que representa un aumento de casi el 30% sobre las disposiciones tan libe-rales de la Especificación LRFD 1999. Se trata de que las disposiciones sean consistentes con las que habitual-mente se usan en el diseño de con-creto armado.

• El reciente estudio de Aho y León(2000) no indica problema alguno para

el uso de combinaciones de materiales de alta resistencia. La Tabla 1 muestra algunos de los rangos de datos im-portantes encontrados en la base de datos que se usó para los estudios de calibración. No se encontraron efec-tos adversos en lo que respecta a re-sistencia, aunque la ductilidad puede ser menor en algunas combinaciones de materiales de alta resistencia. Los valores máximos que deben usarse en el cálculo de las propiedades de resis-tencia fueron aumentados a 70 MPa (10 ksi) para el concreto y a 525 MPa (75 ksi) para el acero.

• LaEspecificaciónestableceahoraenel Capítulo I que se pueden usar ensa-yos y tests avanzados para justificar el uso de los materiales y los parámetros de esbeltez externa fuera del rango in-dicado. Aunque esto siempre fue posi-ble según las ediciones anteriores de la Especificación mediante la aplica-ción de una cláusula genérica en las disposiciones generales, su confirma-ción explícita en esta sección tiene el propósito de incentivar la innovación de diseño.

La Figura 3 ilustra el nuevo enfoque del diseño de columnas mixtas. El diseño corriente comienza o con el cálculo del diagrama de interacción exacta o con uno simplificado basado en la selección de unos pocos puntos clave (Puntos A a E inclusive, véase Roik y Bergmann 1992). Luego se calcula el parámetro esbeltez de la columna, y según éste se reduce la capacidad axial de la columna (Punto Aλ). Luego se aplica el factor de resistencia (ϕc) a este valor para llegar al diseño del punto de anclaje en el eje vertical (Ad). El punto de anclaje en el eje horizontal es dado por la capacidad flexional de la sección (Punto D o Mp) multiplicado por un factor de resistencia adecuado (ϕb).

Tabla 1 Características de la base de datos usada para la calibración de las nuevas provisiones para las columnas compuestas

SRC Circular CFT Rect. CFT

Cols. Beam-cols. Cols. Beam-cols. Cols. Beam-cols.

Total N° de test 108 264 204 184 100 303

N° de test para análisis 78 79 156 92 55 40

Máximo Fy (ksi) 72,7 55 121 70 120,8 70,3

Mínimo Fy (ksi) 32,4 32,3 32,1 27,5 36,9 36,8

Máximo f’c (ksi) 9,5 6,8 11,1 9,77 14,94 14,94

Mínimo f’c (ksi) 1,8 1,8 2,6 2,94 3,68 4,18

Máximo L/r 467 247 133 67 91 91

Máximo ρss 12,9% 14,6% 27,0% 46,6% 30,9% 24,9%

Mínimo ρss 2,7% 2,7% 5,5% 5,1% 8,0% 12,2%

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Para simplificar el diseño de viga-colum-nas en casos en que es necesario consi-derar los efectos de longitud, se sugiere ajustar el Punto B a la baja en ϕc y a la izquierda en ϕb a Bd y usar una aproxi-mación de una sencilla línea recta entre este punto y el eje horizontal. Estas sim-plificaciones sirven para llegar a un dise-ño en que la reducción de la carga axial por los efectos del largo produce aproxi-madamente los mismos resultados que cuando se usa la curva actual del dise-ño en acero según AISC o el enfoque de estabilidad ACI (basado en un mínimo de excentricidad similar a los conceptos que aplica el Eurocode 4).

La línea vertical recta entre Bd y Dd sir-ve para obviar la necesidad de un factor de resistencia variable por debajo del punto de equilibrio (Punto C). El enfoque propuesto arriba permite evitar el uso de momento de diseño mayor que para flexión pura. Aunque existan capacida-des mucho mayores que las de flexión pura (Punto D) para ciertas secciones transversales en caso de materiales de alta resistencia cerca del punto de equi-librio (Punto C), este incremento de ca-pacidad es bastante sensible al valor de la carga axial. Se consideró que ignorar este aumento era conservador para los diseños.

El enfoque de la Especificación AISC 2005 es menos riguroso desde el punto de vista de la mecánica estructural que el procedimiento propuesto por la versión final del Eurocode 4; sin embargo, en am-bos procedimientos deberían asignarse similares valores nominales de diseño. Seguirán habiendo grandes diferencias debido al uso de un solo factor de resis-tencia en los códigos norteamericanos y factores de seguridad parciales en el Eurocode. Aunque la Figura 3 no fue di-bujada a escala alguna, se considera que las grandes diferencias entre la resisten-cia a la rotura (línea llena) y los valores de diseño (línea de rayas y puntos) que muestra se consideran típicos de lo que se encuentra en el diseño.

Esto se debe principalmente a la necesi-dad de tener que seleccionar un factor de resistencia relativamente bajo para responder por la gran dispersión en los resultados de los ensayos (León y Aho 2000).

Mecanismos de transferencia de esfuerzos

Además de las grandes modificaciones del método de cálculo de la resistencia de columnas mixtas, las nuevas dis-posiciones ahora comienzan a asignar énfasis al mecanismo de transferencia de cargas entre los elementos estructu-

Figura 3

Compatibilidad de deformacionesRígido-plásticoCálculo

P

E

B

Bd C

DM

A

Aλ

Ad=φcAλ

φc Bλ

φdD

rales. Mientas la Especificación 2005 en lo principal solamente presenta algunas exigencias genéricas en esta área (prin-cipalmente, resistencia a la compresión), las disposiciones de diseño sísmico de estructuras mixtas (AISC 2002) siempre han puesto de relieve este aspecto del diseño. Un ejemplo es la conexión que muestra la Figura 2, que requiere un análisis muy sofisticado de los mecanis-mos de transferencia de carga bajo una combinación de acciones de corte axial, flexional y torsional. La Figura 4 muestra los mecanismos de transferencia de es-fuerzos de una columna mixta conectada a vigas de acero, tal como es el caso de la Figura 2. Se supuso que estos mecanis-mos actúan independientemente en am-bos sentidos. La transferencia de esfuer-zos es entonces una combinación de:

1. La capacidad de transferencia de cor-te de la zona de panel de la columna (si existe) y la del alma de la viga de acero (si la viga es continua o soldada a la columna). La Figura 4(a) muestra este mecanismo En el caso de la co-nexión que muestra la Figura 2, tanto la zona de panel de la columna como la parte de las almas de vigas empo-trados en la columna contribuyen a esta transferencia de esfuerzos.

2. La acción de reticulado del puntal de concreto bien confinado entre las alas de la columna, como lo muestra la Figura 4(b). Al igual que en el me-canismo anterior, puede suponerse que este ocurre tanto entre las alas de la columna como en las placas con recubrimiento (FBP4) en la cara de la

columna. Como la inclinación de es-tos puntales varía, este mecanismo es más efectivo si se mantiene una incli-nación de entre 35 y 45 grados.

3. La acción de reticulado por el concre-to confinado por el refuerzo transver-sal, como lo muestra la Figura 4(c). El refuerzo vertical y horizontal que muestra la Figura 2 es capaz de resis-tir este mecanismo aún en presencia de grandes cargas cíclicas.

Lo que no muestra la Figura 4, pero lo que contribuye a la transferencia de es-fuerzos en la conexión en la Figura 2 es:

4. La transferencia de esfuerzos gracias al uso de conectores de cortante. Es-tos conectores de cortante se instalan a ambos lados del alma y en las alas de la viga perimetral de acero. Tam-bién van a ambos lados del alma de la columna de acero.

5. Apoyo adicional gracias a las abertu-ras en la viga que sirven para instalar el acero de confinamiento que actúan en forma similar a un conector de cor-te Perfobond.

6. La transferencia de esfuerzos por ad-hesión mediante el uso de barras adi-cionales, soldadas al tope de las alas. En el caso de la conexión que muestra la Figura 2, se aplican barras Dywidag y debajo de la vigas perimetrales de acero, en una pequeña área cerca de las placas FBP, para contribuir a la transferencia de los esfuerzos de apo-yo.

4 Por sus siglas en ingles: Face Bearing Plates (FBP).

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Figura 4 Mecanismo de transferencia de esfuerzos entre vigas de acero

y columnas mixtas

FBP

Columnade acero

(a)

(b)

(c)

Vsn

Vcn

Vfn

Vs df

df jh

jh

jh

jh

jh

0,75dwVcn

jh

Vfn(d+d0)cn

d+d 0

0,75

d w

7. Se desarrollan esfuerzos de fricción entre las alas de viga y el concreto.

Esta lista prueba que el mecanismo de transferencia de esfuerzos es muy com-plejo, sobre todo porque a los bajos nive-les de momento que se observan durante la construcción, la contribución de los mecanismos (4) y (7) es probablemente muy significativa. Se ha podido observar en los experimentos que los mecanismos (1), (2), (3) y (5) soportan al último gran parte de las cargas.

Conectores de cortante

En la mayoría de los entrepisos mixtos que se diseñan actualmente, la resisten-cia a la rotura de la sección mixta es go-bernada por la resistencia del conector, en forma de acción mixta plena por lo que no necesita resistir las cargas facto-riales. El valor de la resistencia nominal del conector (Qn) dado por la actual AISC LRFD es:

[1]

Asc = área transversal del conector, in2 (mm2)

Ec = módulo de elasticidad del con-creto, ksi (MPa)

F’c = resistencia a la compresión espe-cificada del concreto, ksi (MPa)

Fu = mínima resistencia a la tracción especificada de un conector ksi (MPa)

Cuando se usa una losa de acero con nervios perpendiculares a la viga, la re-sistencia nominal de un conector deberá corresponder al valor estipulado en la Ecuación [1] multiplicado por el siguien-te factor de reducción:

[2]

hr = alto nominal de los nervios, in. (mm)

Hs = la longitud del conector después de soldado, in, no deberá ser superior al valor (hr + 3) en los cálculos, aunque su largo real puede ser mucho mayor

Nr = el número de conectores de cor-tante en un nervio en la intersec-ción de viga deberá ser superior a tres en los cálculos, aunque pueden instalarse más de tres conectores de cortante

wr = ancho medio de un nervio o re-salte de concreto, in (mm)

Si la losa de acero se usa con sus aca-naladuras paralelas a la viga y el valor de (wr/hr) es inferior a 1.5, debe multiplicar-se el valor de Qn por:

[3]

Se ha considerado por algún tiempo que los valores de Qn de la Ecuación [1] y modificados por las Ecuaciones [2] y [3] responsables del efecto de la geometría de la losa de acero, son superiores a los derivados ya sea de ensayos de empuje o de ensayos de viga a que fueron so-metidos los conectores incrustados en modernas losas de acero (Easterling et. al. 1993, 2000; Kemp y Trinchero 1997). El problema de determinar las característi-cas de la resistencia de los conectores no es sencillo; hasta ahora la mejor pro-puesta identifica 20 parámetros y siete modalidades de fallas distintas de los conectores de cortante (Johnson y Yuan 1997), y es así como cualquier aproxima-ción que utilice una sola ecuación está

destinada a ser una solución de compro-miso y tener una significativa variación estadística.

Esta falta de conservatismo en las dispo-siciones LRFD ha sido reconocida en el reglamento canadiense (CAN/CSA-S16-1.94 1994), por ejemplo, en el uso de un factor ϕ de 0,8 en la Ecuación [1], y por el uso de un factor parcial de seguridad aún menor (ϕ = 0,60) en las ecuaciones de resistencia de conectores en el Eurocode 4 (Eurocode 1994). Una serie de razones, incluyendo el argumento muy importan-te que alega la ausencia de datos a pie de obra (es decir, fallas o problemas) que pudieran demostrar que existe un proble-ma, los reglamentos estadounidenses no han incorporado este factor en sus ecua-ciones de diseño. El resultado neto es que los ensayos de vigas mixtas con in-teracción parcial llegan frecuentemente a una resistencia nominal (ϕMp) basada en valores nominales de Fy y f’c pero no en la Mp total de las propiedades reales del material y un factor ϕ de 1,0.

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La razón principal de la falta de conserva-tismo en la actual propuesta LRFD es: 1) el proceso en dos etapas usado para de-sarrollar las disposiciones actuales; y 2) el uso de un solo factor ϕ para caracteri-zar las modalidades de falla con distribu-ciones variables de la resistencia nominal media. En el primer paso del desarrollo de las disposiciones actuales se abordó la determinación de la capacidad de re-sistencia de los conectores empotrados en probetas sólidas de empuje (Ollgaard et. al. 1971). Este trabajo se constituyó en la base de la ecuación básica de resis-tencia de conectores (Ecuación [1]), y la validez de esta ecuación ha permanecido indiscutida si se tiene en cuenta que:

• Fue desarrollada para concreto debaja o moderada resistencia a com-presión (f’c < 5 ksi), y que en los es-tudios se usaron solamente tres tipos de concreto liviano

• Representa un valor medio y no unacota inferior.

• Incorporalacontribucióndefricciónyadherencia además de la resistencia al corte del conductor mismo.

• Essóloválidaparalosassólidas.

• El límite superior de la Ecuación [1] no era absolutamente obvio en los en-sayos de Ollgaard et. al., y fue inferido sobre la base de comparaciones con otros datos de ensayos. Aunque un límite superior de la resistencia al cor-te parece razonable, la selección de AscFu a lo más es arbitraria.

• Granpartedelosdatossobreconcretode peso normal cae al nivel dado por el límite superior de AscFu, por lo que la expresión 0,5a

sc√f’cEc iestá basada principalmente en datos de concreto liviano

• Se encontró una gran dispersión dedatos en este estudio. El coeficiente de correlación entre los datos de los ensayos de Ollgaard et. al. y la Ecua-ción [1] llegó a un imponente 0,89 con una desviación estándar de 4,5 ksi. Pero cuando la Ecuación [1] fue comparada con los datos de otros in-vestigadores, el coeficiente de corre-lación cayó a un 0,72 y la desviación estándar aumentó a casi el doble llegando a 8,5 ksi. Esto último indica que pueden encontrarse importantes variaciones de resistencia de conec-tores aún en condiciones de ensayo rigurosamente controladas, y que el control de calidad puede ser un asun-to a considerar.

El segundo paso fue el trabajo de Grant et. al. (1977) quienes estudiaron 17 vigas mixtas en la Universidad Lehigh a fines de los años de la década de 1960 y a

principio de los años ‘70 para observar el efecto de la geometría de la losa de ace-ro. De los resultados de estos ensayos en vigas y conjuntamente con los resulta-dos de otros 58 ensayos provenientes de fuentes públicas y privadas, Grant y sus colaboradores dedujeron el actual factor de reducción de conectores. En losas de acero con nervios perpendiculares a la viga de acero (Ecuación [2]). Es impor-tante conocer las grandes limitaciones de los datos experimentales y los proce-dimientos usados por Grant et. al.

• Lamayoríadelosconectoresdeesteestudio se colocaron en parejas (uno al lado del otro) y centrados en los nervios. Aunque en algunos ensayos se instaló un solo conector en algu-nos nervios, por lo general se encon-traban en combinación con pares de conectores en nervios adyacentes. Por tal razón este conjunto de datos no pudo ser usado para obtener infor-mación confiable sobre la resistencia de un solo conector en un nervio, dis-tribución que corresponde a la confi-guración moderna más común.

• Estepuntoesreforzadoporelhechoque la versión original de la Ecuación [2], que aparentemente fue la que Grant y sus colaboradores usaron en la mayoría de sus estudios, contenía una constante 0,6 al frente de la ecua-ción en lugar que el factor actual de 0,85/√N, en que N es el número de co-nectores por nervio. Puesto que la ma-yor parte de los ensayos se efectuaron con dos conectores por nervio, este último factor es 0,60. Por consiguien-te, el procedimiento está en buena correlación con los datos del ensayo, tanto en lo que respecta al factor ori-ginal 0,6 como el factor 0,85/√N. Sin embargo, como había poca informa-ción sobre conectores únicos, la refor-mulación de esta expresión llevó a un incremento de más del 40% (0,85/0,6) para conectores únicos.

• Laslosasusadasenesteestudioeranproducidas en prensas dobladoras de chapas de acero y no en perfiladoras como las modernas losas que se es-

tán comercializando. La principal dife-rencia es que las losas empleadas en los ensayos de Lehigh, al igual que la mayoría de las anteriores, no llevaban el rigidizador al medio del ala inferior de la losa, como las losas que se fabri-can hoy en día a escala comercial. La falta de este rigidizador permitía que en estos ensayos el conector se colo-case al centro del nervio. El conector en las losas modernas fabricadas a escala comercial debe instalarse en una posición descentrada, lo que lleva a las posiciones «fuerte» y débil» de los conectores, según la cantidad de concreto frente al conector (Figura 5) (Easterling et. al. 1993).

• Engeneral, laresistenciaalaflexiónde una viga mixta es relativamente insensible a la supuesta resistencia del conector. En otras palabras, supo-niendo una resistencia del conector de cortante que varía en el 20% de la que propone la Especificación, alte-rará la resistencia a la flexión en sólo aproximadamente el 5% al 7%. Por consiguiente, el uso de los ensayos de flexión no pudo entregar un valor bien definido de la resistencia del co-nector.

• Porúltimo,entodoslosensayosme-nos dos, el límite de elasticidad del acero de las alas fue superior a 55,4 ksi, y en un promedio de los restan-tes 15 ensayos fue de 64,3 ksi con una desviación estándar de 4,2 ksi. No está claro qué efecto tuvieron estos valores relativamente altos en el pro-ceso de calibrado.

El desarrollo original de los actuales factores de resistencia de vigas mixtas con una losa de acero conformada se basó en 75 ensayos de vigas (Hansell et. al. 1978). Las ecuaciones de resistencia LRFD daban un promedio de 1,01 en el ensayo de resistencia pronosticada con un coeficiente de variación de 0,08. Por lo tanto, un número substancial de ensayos estuvo por debajo de la resistencia pro-nosticada. Como 1) faltaban las resisten-cias de los conectores obtenidas en cada uno de los ensayos; 2) la mayoría de los

Figura 5 Posición fuerte y débil del conector

Posición fuerte Posición débil

42

ensayos indicaba el límite de elasticidad del acero; y 3) se requería el uso de un solo factor de resistencia para que el di-seño de vigas mixtas fuese substancial-mente similar al de las vigas de acero, el proceso de calibración arrojó un solo factor de resistencia de 0,86 del índice de fiabilidad de 3,0. Incluido en estos cálculos está el hecho de que la relación resistencia nominal versus real del acero fue de un 1,07 en todos los ensayos, pero no se trató de introducir la resistencia mucho más variable de los conectores a los cálculos.

Por una combinación de razones aduci-dos en la discusión de los resultados de Grant et. al. (Grant et. al. 1977), los en-sayos modernos (Easterling et. al. 1993, 2000) tienden a indicar que en el diseño de la resistencia de los conectores debe-rían usarse valores más bajos. La espe-cificación AISC LRFD 2000 comenzó a tratar este asunto al incluir un factor de reducción de 0,75 para conectores úni-cos. Los ensayos de empuje realizados por Easterling et. al. Como asimismo la revisión de toda la información disponi-ble indican que esta reducción debería aplicarse en todos los casos y que de hecho podría ser necesario aumentar el factor de reducción (es decir, un valor de 0,6 a 0,65 debería ser una mejor cota infe-rior de los datos). Merece advertirse que el factor de reducción será aplicable a todos los entrepisos con losas de acero, con lo que se elimina el uso de las Ecua-ciones [2] y [3].

La diferencia entre las resistencias de los conectores de los ensayos más antiguos y los modernos puede deberse probable y principalmente a la contribución del com-ponente friccional y al efecto de la ubica-ción de los conectores. Las metodologías actuales de ensayo no son aplicables a una cuantificación de estos efectos. Sin embargo, se puede aducir que el compo-nente de fricción probablemente es infe-rior en los ensayos de empuje que en los ensayos de vigas y que los efectos locales pueden ser más severos en los primeros. En consecuencia, los ensayos de empuje en la posición débil probablemente cons-tituyen una cota inferior en relación a la resistencia real del conector y que el uso de un factor inferior a 0,75 no podría ga-rantizarse por ahora. Pero sería prudente limitar la interacción mínima al 50% en caso de requerirse una cierta ductilidad. Esto es así porque las solicitaciones a que están sometidos los conectores indi-viduales aumentan a medida que dismi-nuye el grado de interacción.

Debe quedar claro que este nuevo factor de reducción no implica que las estructu-ras diseñadas en base a las ecuaciones existentes sean inseguras o que deban ser readaptadas. Dados los factores de

carga y resistencia usados, estos ele-mentos estructurales llegarán a su resis-tencia de diseño a menos que la mayo-ría de los conectores se encuentran en posición débil. Considérese un caso de acero 350 W530 x 66 con una losa de 75 mm y 83 mm, y peso de la losa de con-creto con un f’c = 28 MPa. De acuerdo a las disposiciones actuales necesitaría treinta conectores de 19 mm por medio tramo para que esta sección fuese abso-lutamente mixta. Sobre la base del factor de reducción propuesto de 0,75 de ca-pacidad de conector, la capacidad de la misma viga es de 665 kip-ft, o aproxima-damente el 7,2% menos. Un examen de la reducción de capacidad en toda la ex-tensión de la interacción demuestra que la reducción llegará aproximadamente al 7% siempre que el eje neutro plástico se encuentre en todo el ala. Cuando se mueve el eje neutro plástico del ala al alma, los errores aumentan en algo más del 8,5%, pero disminuyen al disminuir el grado de interacción. Al mínimo de inte-racción recomendado del 25%, el error es de aproximadamente el 6,4%. Estos rangos de error son típicos de un amplio conjunto de casos de diseño calculados por el autor. Basado en las estadísticas arriba discutidas, estos errores no im-pactan grandemente en la fiabilidad de los procedimientos de diseño.

Finalmente nos preguntamos cuál es el motivo de estos cambios si no tenemos problemas de resistencia, (esto es, colap-sos) en este campo. El autor piensa que existen al menos tres razones para esta aparente contradicción. Primero, los ac-tuales factores de carga proporcionan un amplio margen contra sobrecargas. Si se piensa que las típicas sobrecargas de uso APT en edificios de oficinas están en un rango de entre 10 a 15 psf, y que aún considerando las reducciones de sobre-carga de uso, las sobrecargas de uso fac-torizadas en el diseño son al menos cua-tro veces superiores, está claro que sería difícil –si no imposible– llegar al esfuerzo de agotamiento de la estructura. En se-gundo lugar, los elementos estructurales de los entrepisos son diseñados como elementos unidireccionales simplemente apoyados, ignorando el gran potencial de redistribución desde los extremos de las conexiones y los elementos estructurales perpendiculares (losas y vigas relleno). Por último, el empotramiento horizontal en plano que entrega la losa de entrepiso y los conectores es ignorado en todos los diseños y tampoco ha sido incorporado en la mayoría de los ensayos.

En base al extenso trabajo de Easterling et. al., la proposición de la Especificación 2005 simplificó las ecuaciones para el cálculo de la resistencia de los conecto-res de cortante como sigue:

[I5-1]

Asc = la superficie transversal del co-nector de cortante, in2 (mm2)

Emid-ht = distancia desde el borde del conector al alma de la losa de acero, en dirección al punto del momento nulo a media altura de la nervadura de la losa

Fu = mínima resistencia a la trac-ción especificada de un conec-tor de cortante, ksi (MPa)

Ec = módulo de elasticidad del con-creto, ksi (MPa)

Rp = 1,0 para conectores soldados di-rectamente al perfil de acero (es decir, no a través del ta-blero de acero o lámina) y te-niendo un detalle de refuerzo con no más del 50% del ala superior cubierto por la losa o chapa de acero, tal como rellenos de vigas

0,7 para conectores soldados a través del tablero de acero o lámina como material de re-lleno de viga, e incluidos en una losa mixta con la losa en sentido paralelo a la viga en caso de conectores soldados en una losa mixta en que la losa está perpendicular a la viga y emid-ht ≥ 2 in (51 mm)

0,5 para conectores soldados en una losa mixta con la losa perpendicular a la viga y emid-ht < 2 in (51 mm)

Rg = 1,0 para cualquier número de conectores soldados direc-tamente al perfil de acero o a través de la losa de acero, paralela al perfil de acero cuando se trata de un conec-tor soldado en una nervadu-ra de la losa de acero con la losa perpendicular al perfil de acero.

0,85 para dos conectores solda-dos en una nervadura de la losa de acero en que la losa está perpendicular al perfil de acero

0,7 tres o más conectores sol-dados a una nervadura de la losa de acero en que la losa está perpendicular al perfil de acero

El modificador (Rd) para tener en cuenta el espesor de la losa, que formaba parte de la propuesta original, no fue incluído en la versión final. Esta variable habría te-nido un valor de 1,0 para conectores sol-

tecnología

43

dados directamente al perfil de acero o a través del tablero de acero con el tablero paralelo al perfil de acero, o a través del tablero de acero con el tablero orientado en dirección perpendicular al perfil de acero siempre que emid-ht ≥ 2 in (51 mm) en tableros con alturas de nervios de 2 in (51mm) y 3 in (76 mm) y en todos los casos de tableros con alturas de 1 in (25 mm) y 1½ in (38 mm). En otros casos ha-bría tenido un valor de 0,9 para tableros de acero de calibre 22; 1,0 para calibre 20; 1.05 para calibre 18 y 1,1 para calibre 16.

Nuevos desarrollos en sistemas de entrepisos mixtos

Mientras en Europa continúan muchas investigaciones sobre los llamados siste-mas de entrepisos esbeltos tendientes a reducir las alturas de entrepiso-a-entrepi-so, el interés en sistemas de entrepisos en los Estados Unidos continúa centrado en proporcionar flexibilidad a los servi-cios de construcción (HVAC y sistemas eléctricos/computacionales). Ello ha conducido a una creciente aplicación de sistemas de viguetas mixtas (Figura 6). El término vigueta mixta en oposición a viga reticulada compuesta se usa para destacar que existen elementos estruc-turales de producción masiva, princi-palmente hechos con ángulos dobles delgados para cordones y ángulos sim-ples doblados o varillas para elementos verticales y diagonales. Los fabricantes de viguetas mixtas han preparado ayu-das de cálculo y literatura, y estos sis-temas han sido empleados en una gran variedad de aplicaciones. El potencial del mercado de este sistema es promisorio, por lo que sería conveniente preparar las correspondientes disposiciones de dise-ño accesibles para un público amplio. Aunque este tipo de sistemas patentados ya están en uso desde hace tiempo en Estados Unidos (por ejemplo, el sistema Hambro D500), sólo muy recientemente han sido propuestas disposiciones bas-tante completas pero sencillas para el diseño de viguetas y vigas reticuladas mixtas (ASCE 1996), que están siendo es-tuadiadas para ser adoptadas por el Steel Joist Institute y ASCE.

El diseño de un sistema de este tipo re-quiere que se preste mucha atención al menos a 4 asuntos que se han hecho evi-dentes por su falla en ensayos de labora-torio, como lo ilustra la Figura 6:

1. La estabilidad durante la construc-ción, que controla principalmente el tamaño del cordón superior. Se supo-ne que este elemento esté muy próxi-mo al eje neutro cuando trabaja como

sección mixta, por lo que se optimiza su tamaño para las cargas de cons-trucción. Al igual que en otros siste-mas de viguetas, el arriostramiento de los elementos estructurales durante el montaje es otro asunto que requie-re mucho cuidado.

2. Como los cordones superiores gene-ralmente son muy delgados, es difí-cil mantener la relación diámetro de conector/espesor del material base (especificada como un máximo de 2,5 en los reglamentos actuales). Para los casos en que esta proporción supera 2,5 se sugiere una reducción lineal de la capacidad del conector a cero a una razón de 4. La Figura 6 muestra evidencia de las grandes deformacio-nes de flexión en el cordón superior.

3. La estabilidad de las diagonales bajo compresión tiende a controlar el cál-culo de la resistencia a la rotura. Se aplicó el criterio de la capacidad de diseño a fin de asegurar que en el cor-dón inferior en tracción ocurra una significativa fluencia antes que se pandeen estos elementos. Lo que rige por lo general es el pandeo flexional-torsional, pero el problema es compli-cado por las condiciones de apoyo en el extremo de los ángulos doblados.

4. La gran flexibilidad de estos elementos requiere que se le preste mucha aten-ción tanto a las oscilaciones como a las vibraciones. Es difícil determinar

el momento de inercia efectivo de la sección mixta y se recomienda aplicar 0,75 a 0,85 del momento de inercia del área bruta.

La Figura 7 muestra el momento vs de-formación de dos viguetas mixtas calcu-ladas según las recomendaciones ASCE de diseño (ASCE 1996). Las viguetas fue-ron diseñadas para soportar las mismas cargas uniformemente distribuídas que un W530 x 66 en un tramo de 11 m. La profundidad general de la vigueta fue de 530 mm, con una losa de 100 mm sobre una losa de acero de 50 mm. Los compo-nentes del cordón inferior fueron 2L 102 x 102 x 5.3 y el momento de inercia de la sección llegó al 80% del de la viga corres-pondiente. La vigueta pesaba 46 kg/m, aproximadamente 2/3 de una viga de acero similar. La Figura 7 muestra el ex-celente comportamiento dúctil y estable frente a muy grandes deformaciones; de hecho, los ensayos fueron abandonados antes de alcanzar la resistencia a la rotu-ra, puesto que se había llegado al golpe de los actuadores de carga.

Para otras aplicaciones, especialmente en entrepisos de grandes vanos (de 12 a 16 m) tales como estacionamientos de automóviles y estructuras similares se están proponiendo y ensayando algunos sistemas innovadores de construcción.

El Sistema DiversaKore ilustrado en la Figura 8, ofrece una alternativa económi-ca para el entrepiso mixto tradicional al

Figura 6 Falla de una viga reticulada mixta

44

tecnología

substituir (1) el tablero de acero y la losa de concreto por un encofrado de concre-to hueco, premoldeado y pretensado con una cubierta de concreto llenada en obra, y (2) el perfil I de acero con un gran perfil hueco en U que sirve de apoyo al enco-frado durante la construcción y después se rellena con concreto para formar una elemento mixto. Los encofrados huecos premoldeados ofrecen la posibilidad de vanos muy grandes, lo que redunda en un sistema de entrepiso muy rígido que no es susceptible de deflexiones o vibra-ciones. Los elementos de acero se fabri-can soldando perfiles sencillos (chapas y perfiles U, en este caso) y las alas del perfil en U llegan a constituir un resalte para los encofrados durante el moldeo. Una vez rellenos con concreto y vincula-dos a los encofrados, se tiene un sistema muy rígido y robusto (Figura 8). La sec-ción mixta también contribuye a resistir el corte en la vigueta mixta.

Los perfiles U y la placa inferior vienen de taller y llegan a pie de obra cortados al largo del vano (Figura 9). Se le agregan flejes en la parte superior que contribu-yen a mantener el perfil en U durante el proceso de construcción. El conjunto es apuntalado en aproximadamente 3 m sobre los centros hasta el término del curado de la losa. La chapa inferior de acero se convierte ahora en el principal elemento a tracción de la viga mixta. La losa superior y los encofrados premol-deados forman el ala de compresión. Se agrega armadura de acero en la medida de lo necesario en la sección de concreto a fin de reforzarla y proporcionarle resis-tencia en condiciones de incendio. Exis-ten numerosas variaciones posibles en lo que respecta a la sección transversal de los perfiles en U y la placa que muestra la Figura 9. Por ejemplo, al agregar una placa vertical a la inferior, es posible in-crementar la capacidad al corte y flexión de la sección transversal.

Los resultados experimentales de este sistema mostraron su excelente compor-tamiento tanto en lo que respecta a resis-tencia como a funcionalidad. La última falla ocurrió por el cizallamiento de las nervaduras verticales en los encofrados huecos premoldeados (Figura 10).

Nuevos desarrollos de sistemas mixtos bajo carga lateral

La 2ª parte de AISC 2005 sobre Especi-ficación Sísmica contendrá actualizacio-nes de diversos sistemas resistentes a cargas laterales.

Las Disposiciones sísmicas presentarán detalles de:

a. Pórticos Compuestos Parcialmen-te Arriostrados (C-PRF5). Los C-PRF son columnas de acero y vigas com-puestas unidas por conexiones se-mirrígidas compuestas (León y Zyo-nini 1992). Este es un sistema muy interesante desde el punto de vista sísmico porque la flexibilidad de las conexiones puede servir para ajustar el período natural de la estructura y reducir así la demanda sísmica. Las conexiones además funcionan como «fusibles» porque son más débiles que las vigas y columnas. Por consi-guiente, permiten usar un enfoque de cálculo por de capacidad (Park y Paulay 1975). Sin embargo, esta flexi-bilidad podría tornar crítica la estabili-dad (P-∆) de las estructuras. Al menos bajo un enfoque simplificado diseño de carga lateral equivalente. Por otro lado, la resistencia de la conexión, siendo predecible y acotada facilita, la predicción de la estabilidad de cada uno de los elementos estructurales.

b. Pórticos Mixtos de Momento Comu-nes (C-OMF6). Los C-OMF incluyen diversas configuraciones en que se combinan vigas de acero o mixtas con elementos de acero y columnas mix-tas o de concreto armado. Se conoce como pórtico común el que requiere menos detallamiento que el usado para estructuras críticas (Seismic De-sign Categories C, D y E en NEHRP7) de este tipo.

c. Pórticos de Momento Mixtos Espe-ciales (C-SMF8). Los C-SMF se pare-cen a los C-OMF pero requieren un detallamiento mucho más riguroso para lograr un comportamiento si-milar al de un SMF de acero. En este caso, las columnas si son mixtas, de-ben cumplir todos los requerimientos AISC en lo que respecta a la relación ancho/espesor y altura/espesor y po-seer la armadura transversal prescri-ta para columnas según el Capítulo 26 del ACI (ACI 2002). Como en la mayoría de los pórticos dúctiles, las columnas y uniones debn desarrollar la resistencia total de las columnas, de modo que pueda desarrollarse un mecanismo fuerte y estable columna-viga débil. El diseño de las conexiones obviamente es un elemento clave en este sistema, y recientemente han sido propuestas de detalladas dispo-siciones para un sistema que incor-pora vigas de acero y columnas de

concreto (Deierlein et. al. 1989). La Figura 2 muestra una conexión típica del edificio del Norwest Center, dise-ñada en base a una extrapolación de esta investigación. Los C-SMF son muy eficientes en su capacidad sis-morresistente como lo demuestra el sistema japonés de acero-concreto armado (SRC) en que un esqueleto de acero completo es cubierto con jaulas de armadura que contienen grandes cantidades de armadura transversal.

d. Pórticos mixtos arriostrados concén-tricamente (C-CBF9). Los C-CBFs son parecidos a sus contrapartes de ace-ro, aunque algunos elementos (vigas. columnas y arriostramientos) son mix-tos. Se está discutiendo mucho sobre la aplicabilidad de pórticos arriostra-dos en zonas de alta sismicidad, por la tendencia al pandeo de los arrios-tramientos, lo que trae consigo ca-racterísticas de deficiente disipación de energía, si la estructura se torna inelástica. Varios investigadores han propuesto el uso de arriostramientos mixtos para mitigar el problema del pandeo (mediante perfiles revestidos o tubos rellenados con concreto), en que el efecto de rigidización de con-creto previene el pandeo local. En muchos casos se requiere la acción compuesta solamente al interior del arriostramiento, presentando un pro-blema en las conexiones, puesto lo ideal sería que actuaran como partes de reticulados. En este caso se im-pone un cuidadoso detallamiento de los extremos del arriostramiento a fin de asegurar que el modo de falla sea la fluencia dúctil en el elemento y no una fractura en la conexión.

e. Pórticos Mixtos Arriostrados Ex-céntricamente (C-EBF10). Los C-EBF como bien lo dice su nombre, son análogos al pórtico arriostrado excén-tricamente común, pero algunos de sus elementos son mixtos. Cuando se desarrolló originalmente el concepto EBF suscitó cierta preocupación so-bre la comportamiento de las vigas de entrepiso que de hecho son vigas mixtas, es decir, si eran capaces de contener las grandes ductilidades rotacionales del sistema sin causar fallas locales. Se han llevado a cabo extensas investigaciones en este cam-po; ellas indican que los elementos de entrepiso son capaces de resistir las grandes deformaciones de cortante

5 Sigla en inglés: Composite Partially Restrained Frames. 6 Por sus siglas en inglés: Composite Ordinary Moment Frames (C-OMF). 7 National Earthquake Hazards Reduction Program (EE.UU.). 8 Por sus siglas en inglés: Composite Special Moment Frames (C-SMF). 9 Por sus siglas en inglés: Composite Concentrically Braced Frames (C-CBF). 10 Por sus siglas en inglés: Composite Eccentrically Braced Frames (C-EBF).

45

Figura 7 Momento vs. deflexión del eje central de dos viguetas

mixtas bien diseñadasFigura 8

Vista general de la viga mixta DiversaKore

00 1 2 3 4 5

Deflexión (in)

Momento (kip-in)

6 7 8 9 10

800

1600

2400

3200

4000

4800

5600

6400

7200Cubierta de concreto

Encofradohueco premoldeado

Concreto u hormigón armadoConectores

Chapa de acero

Perfiles U de acero

6’–2”

2’–0”

3/4” chapa(A572)

6” lap

#3@12”Electrosoldada

3” TYP.

TYP.3/16 3–12

#4x3’–0” @ 3’–4”Lap 6”

2”8”

1’–2

”

Conectores de 5/8” diám.x 5” de largo cada 8”

- Usar apuntalamiento transitorio durante la construcción- Usar concreto de alta resistencia inicial de 5000 Psi

Spyrofoam(optativo)

Losa hueca de 8”

#3@8 amarras

1/2”, chapa x3”@4’–0” O.C.

(A572)

#4 x 3'–0” unión de cada encofradoa mitad de la altura.

Perfil C de chapa de 3,8”doblada (ASTM A572)

Figura 9 Típica sección transversal del sistema Diversakore

Figura 10 Falla local de la losa ahuecada

46

tecnología

requeridas por uniones cortas (Ricles y Popov 1989).

f. Muros de Concreto Reforzados con Elementos de Acero. Existen al me-nos tres variaciones posibles de este sistema y todos corresponden a casos de estructuras híbridas. La primera utiliza paneles de concreto como re-lleno de marcos de acero o mixtos. En la segunda se usan grandes perfiles de acero como elementos de contor-no en muros de concreto en muros a cortante. La tercera es una en la que se usan vigas de acero o vigas mixtas premoldeadas para arriostrar los dos tabiques de corte a de concreto refor-zado (Harries 1992, Shahrooz 1993).

g. Paredes de corte Reforzados con Chapas de Acero. El concepto de usar chapas de acero como paredes de corte ha estado en auge desde el comienzo de la década de los años 1980 (Thorburn et. al. 1983). Este con-cepto es muy similar al uso de vigas de alma llena en puentes, excepto que el elemento principal es vertical en lugar de horizontal. Estos sistemas han sido aplicados con bastante éxito en reformas de estructuras críticas de acero (hospitales) en que el acceso a la estructura se encuentra seriamente restringido por la necesidad de man-tenerlas funcionando durante la mo-dificación. El sistema básicamente se comporta como un CBF en que la acción del campo en tracción asume las cargas laterales. También se ha propuesto un sistema con mejor ca-pacidad de disipación de energía que consta de paredes de corte mixtas, en los que la chapa de acero está cubier-ta con concreto y la acción mixta es activada por conectores mecánicos. Otra variación podría ser una confi-guración de tipo sándwich, en que el espacio entre dos chapas delgadas de acero con conectores se rellena con concreto. Las chapas actúan en este caso como encofrado que puede ser soldado directamente a un pórtico de acero existente. La conexión de las chapas a los elementos del contorno requiere gran cuidado, puesto que el muro a cortante es un elemento es-tructural tan eficiente que es capaz de sobrecargar fácilmente las columnas y vigas adyacentes.

Uno de los sistemas más interesantes es uno que utiliza vigas de acero para aco-plarlas a paredes de corte de concreto (CCW11), como lo muestra la Figura 11. Al acoplar los muros individualmente cam-bia el comportamiento estructural frente

11 Por sus siglas en inglés: Concrete Shear Walls (CCW).

Figura 11

Figura 12 Daño de una viga de acoplamiento con armadura diagonal

Figura 13 Detalles de una viga de concreto de acoplamiento con armadura diagonal

914

A

A

Sección A-A

254

356102 60,3

12795,3

N° 6 (db=11,2) barras (arriba y abajo)N° 2 (db=6,4) @ 76,2 o.c.

N° 3 (db=9,5) @ 76,2 o.c.

4 N° 8 (db=25,4)

Nótese que si la viga no tiene gran altura, la armadura diagonal debe prolongarse a una longitud considerable fuera de la viga de acoplamiento. Los tamaños que se muestran co-rresponden a modelos a 1/2 escala

Rótulasplásticas

L

Lwall

λp=φp

φp

γp

Lwall

L

47

Figura 14

Figura 15

a cargas laterales transformándose en uno en que los momentos de vuelco son resistidos en parte por un par de fuerzas de compresión y tracción de todo el sis-tema de tabique a lo que se agregan las acciones de flexión de cada tabique. Re-sulta entonces que los tabiques de corte de concreto representan una atractiva estructura resistente a cargas laterales, que proporciona un sistema extraordi-nariamente rígido sin requerir espacio horizontal o vertical valioso (Shahrooz et. al. 2005). El uso de vigas de acoplamiento de acero (Harries et. al. 1997; Shahrooz y Gong 1998; Shen y Kurama 2002) y mix-tas (Gong y Shahrooz 2001a, b) ha sido identificado como una alternativa viable de los sistemas CCW monolíticos de concreto (Shahrooz et. al. 1992 y 1993; Harries et. al. 1992, 1997). Varios proyec-tos de construcción han demostrado la aplicación de vigas de acero y vigas híbri-das de acoplamiento (Harries y Shahrooz 2004; Ferver et. al. 1974; Taranath 1998; Lehmkuhl 2002).

Pero el detallamiento de las vigas de aco-plamiento es un problema difícil. Como lo ilustra la Figura 11, los requerimientos de deformación a corte pueden ser muy grandes, y todos los elementos de concre-to han mostrado deterioros importantes bajo cargas cíclicas. Esto puede producir daños como los que ilustra la Figura 12, que son difíciles de reparar aunque un detallamiento especial genere áreas dia-gonales bien confinadas (Figura 13). Ta-les elementos de hormigón armado son eficientes tan sólo con gran inclinación de las diagonales, lo que exige elemen-tos estructurales muy profundos. Entre las alternativas de este esquema está el uso de una viga de acero suficientemen-te empotrada (Figura 14) o una placa ver-tical de acero transformada en mixta con ayuda de conectores a cortante (Figura 15). Estas alternativas han sido estudia-das por Sharooz y colaboradores (2005) en la Universidad de Cincinnati con re-sultados iniciales muy promisorios.

Estructuras mixtas fuera de lo común

La acción mixta puede ser una solución muy eficiente para problemas de difí-cil diseño. El diseño del nuevo Estado Relaint de Houston fue diseñado como una estructura con el techo retráctil más grande del mundo, usándose eficiente-mente una acción mixta para aumentar la masa y rigidez de las dos vigas reticu-ladas principales del techo (Figura 16). Estas vigas de 305 m de largo tienen un vano central de 198 m con una altura que varía entre los 22 m en los apoyos a 15,3 m al centro. La parte superior de la viga se usa como carrilera del techo retráctil

A

ARigidizadores

de 19 mm

775 775

25,4

25,4

305

127

914

Largo deempotramiento

Sección A-A

FBP

A

A

775 775914

254

6,35

#8 barrasarriba y abajo

6,35 x 50,8stud @ 229

Sección A-A

#2 barras@ 76,2

356

280

y la losa mixta proporciona la masa y ri-gidez requeridas para resistir las grandes cargas laterales de vientos huracanados

y las grandes variaciones de carga gravi-tacional generadas por el movimiento del techo retráctil.

48

tecnología

Figura 16 Vigas reticuladas mixtas para el techo del Relian Stadium de Houston

Resumen

Se presenta un breve resumen de una serie de modificaciones de las disposi-ciones norteamericanas de diseño mixto que han sido propuestas en el campo de columnas mixtas y resistencia de los co-nectores de corte. Además se discuten sistemas innovadores de entrepiso y de resistencia a cargas sísmicas laterales.

Agradecimientos

El autor desea expresar sus agradeci-mientos al Dr. Bahram Shahrooz de la Universidad de Cincinnati y al Sr. Larry Griffis de Walter P. Moore y Asociados, por su ayuda para la presentación de las dos últimas secciones del trabajo.

Referencias

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