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Estudio Técnico, Análisis de Materiales y Evaluación Estructural y de Durabilidad del Aparcamiento Subterráneo “Plaza de la Reina”, en la ciudad de Valencia..

Ref: T-202 – Evaluación Estructural Aparcamiento Subt. “Plaza de la Reina” en Valencia

INFORME TÉCNICO

Estudio Técnico, Análisis de Calidad de Materiales y Condiciones de

Estabilidad, Seguridad Estructural y Durabilidad de la Estructura del

Aparcamiento Subterráneo “Plaza de la Reina”, en la ciudad de Valencia

PETICIONARIO: Servicios Técnicos del Ayuntamiento de Valencia

Nº DE OBRA: T-202 2016

REALIZADO POR: SIGMA; Servicios de Ingeniería, Geotecnia y Mantenimiento



INDICE

I.-MEMORIA ....................................................................................... 1

I.1.- INTRODUCCIÓN ............................................................................................................... 1

I.2.- ANTECEDENTES .............................................................................................................. 1

I.3.- OBJETO DEL ESTUDIO .................................................................................................... 2

I.4.- CARACTERIZACIÓN DE LA ESTRUCTURA .................................................................... 3

I.5.- INFORMACIÓN DE PROYECTO ....................................................................................... 9

I.6.- INSPECCIÓN Y REGISTRO DE DAÑOS ......................................................................... 12

I.7.- CAMPAÑA DE ENSAYOS DE INFORMACIÓN ............................................................... 14

I.7.1.- ENSAYOS NO DESTRUCTIVOS ............................................................................. 14

I.7.2.- ENSAYO DE PROBETAS TESTIGO ........................................................................ 15

I.7.3.- ENSAYOS DE ENVEJECIMIENTO .......................................................................... 17

I.7.4.- CONTENIDO DE CLORUROS ................................................................................. 17

I.7.5.- POROSIDAD ............................................................................................................. 18

I.5.6.- POTENCIALES DE CORROSIÓN ............................................................................ 19

I.7.6.- ENSAYOS DE MUESTRAS DE ACERO .................................................................. 20

I.7.7.- ANÁLISIS DE REGRESIÓN E.N.D.-TESTIGOS ...................................................... 21

I.7.8.- RESISTENCIA ESTIMADA DEL HORMIGÓN ......................................................... 22

I.8.- EVALUACIÓN Y RECÁLCULO ESTRUCTURAL ............................................................ 24

I.9.- CONCLUSIONES GENERALES ...................................................................................... 34

I.10.- RECOMENDACIONES .................................................................................................. 38

I.11.- VALORACIÓN ESTIMADA DE LAS INTERVENCIONES .............................................. 45

I.12.- BIBLIOGRAFÍA Y NORMATIVA ..................................................................................... 45



II.- ANEJOS ......................................................................................... I

II.1.- PLANOS LEVANTAMIENTO ESTRUCTURA ................................................................... II

II.2.- REGISTRO Y LEVANTAMIENTO DE DAÑOS ................................................................ III

II.3.- TRABAJOS DE CAMPO Y ENSAYOS DE CARACTERIZACIÓN .................................... IV

II.4.- VALORACIÓN TRABAJOS DE REPARACIÓN Y REFUERZO ........................................ V

II.5.- ANEJO DE CÁLCULO, ESFUERZOS Y COMPROBACIONES ....................................... VI


Ref: T-202 – Evaluación Estructural Aparcamiento Subt. “Plaza de la Reina” en Valencia 1

I.-MEMORIA

I.1.- INTRODUCCIÓN

A petición de los Servicios Técnicos del Ayuntamiento de Valencia, los abajo firmantes, D. Alejandro

Marqués Hernández, Ingeniero de Caminos, C. y P., Colegiado nº 10.002, y D. Jesús Martínez Serrano,

Ingeniero de Obras Públicas, Colegiado nº 12.205, en colaboración con el laboratorio acreditado

Servicios de Ingeniería, Geotecnia y Mantenimiento S.L., (en adelante SIGMA), han realizado un

estudio de calidad de materiales, estado de conservación, durabilidad, y una evaluación de las

condiciones de estabilidad, seguridad y vida útil de la estructura del Aparcamiento Subterráneo “Plaza de

la Reina”, de la ciudad de Valencia.

Para realizar el presente estudio se han efectuado una serie de inspecciones y visitas a obra para toma

de datos, se ha realizado una campaña de catas de inspección y ensayos de información, (identificación,

químicos y de resistencia), por parte del laboratorio SIGMA. Luego se ha procedido al análisis estadístico

de los resultados, y con la información del Proyecto del aparcamiento, (facilitada por los Servicios

Técnicos), se ha realizado una evaluación de la seguridad estructural. Finalmente se ha procedido a

valorar los trabajos necesarios de reparación y/o refuerzo para que queden restituidas las condiciones de

seguridad, funcionalidad y durabilidad adecuadas al uso del aparcamiento.

I.2.- ANTECEDENTES

De acuerdo con la información suministrada por el peticionario y la obtenida en las visitas preliminares

realizadas, el aparcamiento sufre una serie de deterioros y patologías en la estructura que han requerido

de actuaciones de reparación, que parecen no haber sido llevadas a cabo en suficiente profundidad por

parte de la anterior empresa concesionaria del servicio de aparcamiento.

En general los daños y lesiones detectados parecen estar relacionados con problemas de corrosión de

armaduras y pérdida del recubrimiento de hormigón, en algunos casos, bastante generalizados. Se trata

de daños relacionados con el envejecimiento del hormigón, frecuentes en estructuras de la época,

especialmente en aquellos casos con escaso o nulo mantenimiento y, a menudo, condiciones de

ejecución deficientes, (especialmente en lo relativo a recubrimientos de armaduras). Las lesiones

aparecen principalmente en losas de rampas de acceso, en juntas de construcción entre losas de

cubierta, y en soportes y ménsulas cortas de apoyo de vigas principales, bajo las juntas.

Los procesos de corrosión están muy relacionados con la presencia de humedades. Los daños son más

importantes en las zonas por las que discurre el agua, especialmente a través de las juntas constructivas

del forjado de cubierta, debido en gran medida a una más que probable falta de impermeabilización o

deterioro/envejecimiento de la misma. Durante la inspección se ha podido apreciar medidas para frenar el

aporte de agua, o, en el peor de los casos, para disimular/canalizar las vías de entrada de agua, mediante

una serie de chapas metálicas bajo las juntas de construcción entre paños en la losa de cubierta.



Se aprecia que se ha realizado una intervención somera de reparación, pero se desconoce cuál ha sido el

alcance de la misma, en cuanto a retirada del recubrimiento y zonas de hormigón carbonatado en los

ámbitos más afectados, así como los sistemas de reparación adoptados. Se desconoce si se han

empleado morteros adecuados o si, p.e. se ha procedido a una adecuada pasivación de las armaduras.

Pese a las reparaciones descritas existen secciones, (algunas aparentemente reparadas), en los que se

están reproduciendo los procesos de corrosión de armaduras y pérdida de recubrimiento.

Los daños y lesiones descritos junto con el hecho de que al aparcamiento cumple aproximadamente 45

años desde su construcción, y la previsión de acometer unos trabajos de reforma integral de la Plaza de

la Reina, para favorecer un uso público de la misma, ha llevado a los Servicios Técnicos del Ayuntamiento

a solicitar el presente informe. Se pretende conocer el alcance y repercusión de los daños, las causas de

los mismos, el estado de conservación global de la estructura, las condiciones de seguridad frente a las

posibles cargas para el uso público planteado y un coste aproximado de los trabajos de reparación y/o

refuerzo a realizar. Por todo ello se ha solicitado al laboratorio SIGMA la redacción del presente informe.

Respecto al Proyecto del Aparcamiento Subterráneo “Plaza de la Reina”, de Valencia, de acuerdo a la

información disponible del proyecto, podemos reseñar lo siguiente:

El proyecto está firmado por el Ingeniero de Caminos, C. y P., D. Antonio Llesa, en noviembre del

año 1.968, y visado en el colegio de Ingenieros de Caminos, en junio de 1.971.

De acuerdo con la información de dicho proyecto, el promotor fue el anterior concesionario,

(Estacionamientos Madrid, S.A.).

La empresa contratista adjudicataria fue COMYLSA.

Normativa del proyecto. Conforme a la documentación facilitada, la estructura y cimentación del

aparcamiento subterráneo se proyectó conforme a la siguiente normativa:

“Instrucción HA-61”. Esta norma es probablemente la adoptada para el análisis, cálculo y

dimensionamiento de la estructura. En cualquier caso, dado que la fecha de visado es del año 1.971,

la “Instrucción para el Proyecto y la Construcción de Obras de Hormigón en Masa o Armado,

EH-68”, ya se encontraba en vigor durante la construcción del aparcamiento subterráneo.

Además de las anteriores, se cita a efectos de las sobrecargas de explotación la consideración de la

propuesta de código para estructuras de turismos del AMERICAN IRON AND STEEL INSTITUTE.

I.3.- OBJETO DEL ESTUDIO

La finalidad de este estudio es establecer las causas de los daños y lesiones detectados en la estructura

principal, (soportes, ménsulas, vigas de canto, losas de forjados y muros), y valorar la necesidad de

realizar reparaciones y/o refuerzos que aseguren las condiciones de estabilidad estructural, seguridad y

funcionalidad para el normal uso público del aparcamiento y la Plaza de la Reina. Así mismo se pretende

estimar la durabilidad y vida útil de la estructura, en caso de acometer esos trabajos.



Para ello se ha realizado una campaña de investigación en profundidad, con estudio de la calidad de

materiales, (ensayos no destructivos y extracción de testigos en hormigón y ensayos a tracción y análisis

químico del acero), estudio de los parámetros que pueden afectar a la durabilidad, (cloruros, porosidad,

potenciales de corrosión), y caracterización de las cuantías de armado y recubrimientos en las secciones

más representativas, para verificar la información del proyecto de ejecución de la estructura facilitada por

los Servicios Técnicos, previa apertura de campaña de catas de inspección. Con toda la información

recopilada se ha realizado un modelo de cálculo de una parte representativa de la estructura, para evaluar

las condiciones de seguridad y estabilidad de los elementos representativos de la misma y valorar los

trabajos de reparación y/o refuerzo necesarios.

El presente estudio tiene por objeto proporcionar los datos necesarios, que permitan valorar el estado de

conservación de la estructura tal y como se encuentra en la actualidad en relación con su vida útil. Así

mismo, el estudio permitirá recomendar y valorar las actuaciones necesarias de reparación y/o refuerzo

para que queden restauradas las condiciones de seguridad, durabilidad y servicio adecuadas al uso del

aparcamiento y del forjado de cubierta, para la reforma y uso público de la Plaza.

I.4.- CARACTERIZACIÓN DE LA ESTRUCTURA

El aparcamiento objeto del estudio tiene una planta sensiblemente rectangular, y consta de dos plantas de

sótano dedicadas al aparcamiento de vehículos ligeros. En cada planta, el aparcamiento se compone de

cinco naves de 47,50 m de longitud, paralelas entre sí, y con ejes perpendiculares a la longitud mayor de

la plaza de la Reina, es decir en la dirección este-oeste. Las naves están conectadas, para acceso y

salida de vehículos, por dos pasillos perpendiculares a ellas que se desarrollan junto a los muros. El

acceso de vehículos se ha resuelto mediante rampas resueltas mediante acuerdos circulares con radio de

giro constante y desarrollos en espiral. El acceso de personas a pié se resuelve mediante tres escaleras

con desembarcos a tres zonas diferenciadas de la plaza.



Las imágenes anteriores corresponden a las plantas de estructura del estacionamiento subterráneo de la

Plaza de la Reina, conforme a información facilitada por el Ayuntamiento, contrastada con la información

de Proyecto, y verificada durante las distintas visitas de inspección realizadas.

Estructuralmente, el aparcamiento se ejecutó con alzados de muros perimetrales de hormigón en masa y

espesor 0,70 m, y soportes, vigas y forjados, tipo losa, de hormigón armado. Como distribución interior de

la estructura a partir del planteamiento de naves perpendiculares al lado mayor con longitudes de 47,50

m y 15,50 m de luz libre. Estas quedan delimitadas por alineaciones de pilares a separación 2,5 m, con

vigas isostaticas de sección en “V” sobre las que quedan empotradas las losas de forjado.

En el forjado de planta primera, correspondiente a la cubierta del aparcamiento, (techo planta 1ª), las

vigas tienen canto total 1,10 m con espesor de losa 20 cm. En el forjado segundo, (techo planta 2ª), las

vigas tienen canto total 0,75 m con espesor de losa 15 cm. A continuación se reflejan las secciones tipo

de las losas de forjado de ambas plantas, en los tramos más representativos, entre vigas, de 2,50 m de

luz, F-1 y F-8, y entre vigas extremas y muros, de 3,75 m de luz, F-2 y F-9.



A continuación se reflejan las secciones tipo de las dos vigas más representativas de las dos plantas, las

tipo V-1 y V-2 en primera planta y las tipo V-25 y V-26 en segunda.



Las dos primeras pertenecen a las alineaciones interiores, a las que corresponde un ancho tributario de

2,50 m, igual a la separación tipo entre pilares. Las dos segundas, con cuantías de armado algo más

elevadas, conciernen a las alineaciones exteriores, (este y oeste), paralelas a los muros tipo M-2, con

mayor ancho tributario debido al mayor ancho de los pasillos de distribución/acceso a las plazas.

En ambos casos las vigas, además de la elevada cuantía de cercos dispuesta, a menor separación,

(0,20/0,25 m), en extremos, se resuelven con parte de la armadura de positivos levantada a 45º hacia los

apoyos, (pares de barras a 0,80 m), tal como era frecuente en la época de construcción del aparcamiento.

El cálculo, en cualquier caso, considera las vigas como isostáticas. Esa disposición mejora las

condiciones de seguridad frente a esfuerzos cortantes en apoyos, pero no afecta a la seguridad a flexión

al no existir nudos rígidos, a excepción de los tramos de viga continua que luego se describen.

En los extremos norte y sur del aparcamiento, las ménsulas cortas que sirven de apoyo a las vigas en V

que resuelven los forjados quedan embebidas en los muros de contención, de hormigón en masa, con

soluciones como las reflejadas a continuación, correspondientes a las tipo Me-1 y Me-3, de apoyo de las

vigas tipo V-1, (planta primera), y V-25, (planta segunda).



En ambos casos la ménsula queda parcialmente embebida en el muro, de tal forma que las vigas

principales en V apoyan en parte sobre el alzado del muro, en el que se disponen armaduras de refuerzo.

En los apoyos interiores la solución tipo, designada como pilar tipo P-1 en proyecto, es la recogida a

continuación, en la siguiente página. Se trata de soportes de sección cuadrada en el primer sótano, 50x50

cm, con 8Ф16, y sección rectangular 50x55 cm en segundo sótano, con el mismo armado.

El apoyo de las vigas se resuelve en ambas plantas mediante ménsulas cortas. En el caso de cubierta las

ménsulas cortas quedan parcialmente embebidas en el soporte del que nacen. A excepción de los pilares

de referencias R1 y R83, (ver planos de levantamiento en los ANEJOS de la memoria), todos los pilares

del aparcamiento son tipo P-1.

Un caso particular de la estructura es la solución de los giros, al final de los carriles de distribución,

paralelos a los muros M-2, (lado oeste, extremo norte y lado este, extremo sur). El paso de vehículos

exige eliminar uno de los soportes de la estructura. Para resolver el apoyo de las vigas en V, que

mantienen la misma modulación, se dispone un pórtico rígido con una viga de sección rectangular, las

designadas como V-19 y V-46 en sótano primero, y V-40 y V-48 en planta segunda. Estas vigas van

unidas rígidamente a los soportes de referencia de nuestro levantamiento R1 y R83, tipo P-2 de proyecto.



A continuación se recogen las secciones tipo de las vigas de los pórticos rígidos, en los dos niveles. En

ambos casos las vigas en V principales apoyan en continuidad mediante un brochal, aprovechando las

barras de positivos levantadas hacia los apoyos para soportar el momento negativo en el encuentro.



El soporte tipo P-2, de proyecto, (referencias R1 y R83 de nuestro levantamiento), presenta la misma

geometría que el tipo P-1, pero con una cuantía de armado muy superior para soportar los momentos

transmitidos por las viga de canto. En particular 22Ф32 en el primer sótano y 26Ф32 en el segundo.

Las cimentaciones de los muros y pilares se resuelven mediante pilotes de 52 cm de diámetro a 18 m de

profundidad, salvo las rampas en que se ha utilizado una cimentación superficial directa.

Al respecto cabe reseñar que en lo que se refiere a geometría, la parte visible de la estructura ejecutada

coincide con lo proyectado, habiéndose detectado como únicas diferencias significativas la existencia de

dos salas de ventiladores en vez de una en la zona del muro próximo a la catedral.

En el apartado II.1.- PLANOS DE LEVANTAMIENTO DE ESTRUCTURA de los ANEJOS de este informe

se representan las dos plantas de estructura, con la numeración de pilares adoptada para el

levantamiento, (empleada en modelos de análisis y evaluación estructural), con las referencias a las

distintas tipologías de elementos estructurales, (pilares, vigas, ménsulas y muros), según proyecto.

I.5.- INFORMACIÓN DE PROYECTO

Con base a la información disponible del proyecto, y las normativas vigentes para la época, cabe hacer la

siguiente recopilación de datos tenida en cuenta para la realización del estudio:

Información disponible relativa al proyecto.

Para la realización del presente informe se ha contado con una copia completa del proyecto original,

denominado “PROYECTO REFORMADO DE APARCAMIENTO SUBTERRÁNEO EN LA PLAZA DE

LA REINA, VALENCIA”.



El proyecto está firmado por el Ingeniero de Caminos D. Antonio Llesa en noviembre del año 1.968,

visado en el colegio de Ingenieros de Caminos, C. y P. en junio de 1.971.

De acuerdo con la información de dicho proyecto, el promotor es fue el último concesionario,

Estacionamientos Madrid S.A., ESMASA.

La empresa contratista adjudicataria fue COMYLSA.

Normativa del proyecto.

Aunque no está citada explícitamente, parece razonable pensar que el análisis, cálculo y

dimensionamiento de la estructura se ha realizado de acuerdo a la Instrucción H.A. 61. Esta norma es

el origen de la serie de normas EH-68, EH-73, EH-82, EH-91, etc., hasta la vigente Instrucción de

Hormigón Estructural, EHE-08, siendo el primer documento que introdujo conceptos tan importantes

como los estados límites últimos, el concepto semiprobabilista de la seguridad, o la inclusión del

vigente sistema de los coeficientes parciales, que ponderan –mayoran- por una parte las acciones, y

por otra parte ponderan –minoran- las resistencias de los materiales.

En cualquier caso, dado que la fecha de visado es del año 1.971, la “Instrucción para el Proyecto y la

Construcción de Obras de Hormigón en Masa o Armado”, EH-68, ya se encontraba en vigor durante

la construcción del aparcamiento subterráneo.

Además de las anteriores, se cita a efectos de las sobrecargas de explotación la consideración de la

propuesta de código para estructuras de turismos del AMERICAN IRON AND STEEL INSTITUTE.

Acciones consideradas en el Cálculo.

Los valores recogidos en la memoria de cálculo son los siguientes:

a) Cargas Permanentes:

a.1 Peso propio del hormigón considerando una densidad de................... 2,5 T/m3

a.2 Sobrecarga

a.2.1 En 1ª planta, 7 cm de pavimento asfáltico ...................................... 0,1 T/m2

a.2.2 En 2ª planta, 7 cm de pavimento asfáltico ..................................... 0,05 T/m2

b) Sobrecargas:

b.1 Sobrecargas ecológicas (nieve)....................................................... 0,04 T/m2

b.2 Sobrecargas de explotación

b.2.1 En 1ª planta, sobrecarga uniforme de............................................ 1,2 T/m2

b.2.2 En 1ª planta, carga aislada de........................................................ 6,0 T.

b.2.3 En 2ª planta, sobrecarga uniforme de... ......................................... 0,25 T/m2

b.2.4 En 2ª planta, carga aislada de....................................................... 1,0 T.



Adicionalmente, a efectos de la sobrecarga uniforme en 1ª planta, (cubierta), se considera un coeficiente

de ponderación adicional de 1,40 para tener en cuenta los efectos dinámicos de las cargas. En la práctica

esto supone considerar unas cargas estáticas equivalentes de diseño de 1,20x1,40 = 1,68 T/m2.

b.3 Otras acciones. Cita que se prescinde de la consideración de efectos térmicos y de la no

consideración de los asientos por el carácter isostático de la estructura. No se hace referencia a

consideración de acciones accidentales como sismo.

Características de los Materiales.

Los materiales y coeficiente de ponderación considerados para el cálculo y dimensionamiento de la

estructura es el que se recoge a continuación,

Hormigón de resistencia característica de 210 kg/cm2 en pilares, vigas y forjado, limitado en

pilares a un 90% de ese valor.

Hormigón de resistencia característica de 140 kg/cm2 en cimientos, soleras y muros.

Acero de alta adherencia de límite elástico 4.600 kg/cm2.

Coeficiente de mayoración de las cargas. CM= 1,65.

Ccoeficiente de minoración de la resistencia del hormigón, CM= 1,60.

Coeficiente de minoración de la resistencia del acero CM= 1,20, limitado a 3.750 kg/cm2 en barras

a compresión o en armadura de cortante.

Se trata de valores de resistencias del hormigón y del acero habituales, para la época, en construcciones

de obra civil, más que en edificación, donde eran habituales resistencias del hormigón de 150-180 kg/cm2

y aun se empleaba habitualmente acero liso de 2.300 kg/cm2 de límite elástico. En cualquier caso la

Instrucción EH-68 consideraba aceptables resistencias de hormigón mínimas de ’bk = 125 kg/cm2 para

elementos de hormigón armado. Para la época eran habituales dosificaciones de cemento portland, tipo

P-250, comprendidas entre un mínimo de 300 kg/m3 y un máximo de 350 kg/m3.

Fue con la Instrucción EH-73, cuando se tipificó la designación de los hormigones, según la conocida

serie, H-150, H-175, H-200, etc.., que estuvo vigente hasta la llegada de la “Instrucción de Hormigón

Estructural”, EHE-98. Así mismo, fue con la EH-73 cuando la resistencia característica a compresión de

los hormigones pasó a designarse fck, en lugar de ’bk , notación que se ha mantenido hasta la vigente

EHE-08. En ambos casos, se hace referencia a la resistencia a compresión del hormigón a los 28 días,

medida en probeta cilíndrica Ф150x300 mm, con curado en condiciones normalizadas. En la época de

construcción del aparcamiento era habitual el empleo de probetas cúbicas para el control de calidad de

los hormigones.

En lo que se refiere al acero, fue en los años 60 cuando comenzaron a emplearse de forma habitual

barras de alta adherencia, (corrugado), como las descubiertas. La resistencia mínima que fijaba la EH-68

para este tipo de acero es de ak = 3.600 kg/cm2, (≈ 360 MPa), siendo habituales aceros con límite

elástico ak = 5.000 kg/cm2, (≈ 500 MPa).



Al igual que en el caso anterior, fue con la Instrucción EH-73, cuando se tipificó la designación de los

aceros de alta adherencia, como AE-42, AE-46, AE-50, etc.., N ó F según se tratara de aceros de dureza

natural o estirados en frío. El límite elástico del acero pasó así mismo a designarse fyk en lugar de ak. El

límite elástico indicado en proyecto correspondería a una calidad de acero AE-46.

I.6.- INSPECCIÓN Y REGISTRO DE DAÑOS

El proceso que origina los daños y lesiones en la estructura principal del aparcamiento es el

envejecimiento del hormigón, (carbonatación), y la subsiguiente entrada de agentes agresivos debido a la

elevada porosidad y falta de compacidad del hormigón. Todo ello da lugar a procesos de corrosión de las

armaduras, favorecidos por el escaso recubrimiento de las mismas.

El hormigón al carbonatarse, (reacción química al entrar en contacto con el CO2 atmosférico), pierde el

poder de protección (pasivante) que proporciona a las armaduras. Con aporte de humedad exterior las

armaduras terminan por verse afectadas por procesos de corrosión galvánica, al reaccionar con el O2.

Estos procesos de corrosión de las armaduras generan presiones en el hormigón que causan tensiones y

fisuración, llegando a la pérdida del recubrimiento.

Estos daños tienen lugar en zonas con un aporte de humedad elevado. La parte de estructura donde se

producen filtraciones desde la cubierta, especialmente en las juntas de construcción.

Los daños se ven favorecidos por unas condiciones de ejecución inadecuadas, principalmente por unos

recubrimientos insuficientes. También se ven favorecidos por la baja calidad, resistencia y

compacidad del hormigón, (ver más adelante), que da lugar a que este sea más poroso y permeable,

permitiendo la difusión de los agentes agresivos.

Con el paso del tiempo, las exigencias en cuanto a recubrimientos de las armaduras, en hormigón

armado, han experimentado variaciones importantes en la normativa. En la EH-68 se fijaban

recubrimientos mínimos de 20 mm en estructuras no expuestas a ambientes agresivos, si los

paramentos de la pieza van a estar expuestos a la intemperie o a condensaciones, o sumergidos en agua.

Las inspecciones realizadas han permitido comprobar que en la estructura del aparcamiento no se

respetaron, en muchos puntos, los recubrimientos mínimos citados. Principalmente en los paramentos

inferiores de losas, y en menor medida en pilares, ménsulas y jácenas principales.

Durante la campaña de catas de inspección se han realizado medidas puntuales de la pérdida de sección

de armaduras principales, (longitudinales), en aquellos puntos en los que se han detectado problemas

más graves de corrosión. El alcance de estos daños parece bastante puntual y limitado. Se han estimado

pérdidas máximas de sección de armaduras comprendidas entre el 8% y el 15%, principalmente en

zonas de juntas, zunchos de borde y losas, arranque de soportes y en las armaduras de algunas

ménsulas. Mención aparte merece la afección de los procesos de corrosión a los cercos o estribos,

(armaduras transversales en vigas). En algún caso puntual, (al menos en un soporte), el escaso o nulo

recubrimiento en los paramentos laterales y el pequeño diámetro de estas armaduras, da lugar a que

estos procesos de corrosión terminen por provocar roturas localizadas de las mismas.



A continuación se recoge una descripción más detallada de los daños.

Rampas.

Los daños más significativos existentes en las rampas de acceso y salida se localizan en los alzados de

los muros curvos que contienen las tierras de las zonas ajardinadas y en las losas de forjado de las

propias rampas. En estas zonas, se pueden observar la presencia continua de agua en forma de

filtraciones y manchas de humedad, lo que ha provocado la existencia de daños en forma de manchas,

eflorescencias, depósitos de sales cálcicas y daños por corrosión de las armaduras. Estos daños son

especialmente significativos en algunas zonas de las rampas, donde se ha llegado a producir perdidas del

recubrimiento de hormigón dejando a la vista el armado.

Muros perimetrales.

En el caso de los alzados de los muros, en ambas plantas los daños son muy similares a los existentes en

los alzados de los muros de las rampas, observándose algunos paños y zonas con una presencia

continua de agua en forma de filtraciones y manchas de humedad, que han provocado también

desprendimiento de la pintura, eflorescencias y depósitos de sales. En este caso, al tratarse de un

elemento estructural de hormigón en masa, no existen daños por corrosión de las armaduras. Según se

ha podido observar, en los casos más graves se ha realizado un trasdosado del intradós mediante

paneles de chapa lacada.

Soportes y ménsulas cortas

El estado de conservación de los soportes en ambas plantas es variable. Así se observa en las

alineaciones de pilares afectados por la presencia de humedad, que la práctica totalidad de los mismos

tienen daños en forma de desprendimientos de la pintura, manchas de humedad y daños por corrosión de

las armaduras en forma de fisuras coincidentes con las armaduras, pérdidas del recubrimiento de

hormigón, armaduras al aire y perdidas de sección de las barras de acero. En otras alineaciones de

pilares, no afectados por la presencia de agua, los pilares no presentan daños, aparentando un estado de

conservación aceptable. Así mismo, y en contra de los que a priori podría parecer lo lógico, el alcance de

los daños es mayor en soportes de planta segunda, consecuencia directa de las filtraciones de cubierta.

Estos mismos daños pero en menor cuantía y extensión se pueden observar en las ménsulas cortas que

sirven de apoyo a las vigas; los daños más graves se localizan claramente en las ménsulas de aquellos

soportes en los que los daños por humedad son más significativos de planta primera, con una incidencia

menor en planta segunda.

Cabe poner de manifiesto la existencia de daños por descascarillado del borde superior en algunas

ménsulas de planta primera ( cubierta), producidas como consecuencia del giro de las vigas al flectar.

Vigas y forjado de losa

En el caso de las vigas el estado de conservación global es sensiblemente mejor que el resto de

elementos estructurales inspeccionados, independientemente de la planta. Los daños existentes en las

vigas, de menor entidad que los ya descritos para soportes y ménsulas.



Están muy localizados en las zonas de las cabezas o apoyos de las vigas (coincidiendo con las zonas

alineaciones de pilares con daños más evidentes). No es así únicamente en el caso de las vigas

transversales de atado entre pilares de la planta segunda y algunas vigas en las zonas de las rampas,

donde los daños son bastante significativos. Con las losas de forjado, pasa algo parecido al caso de las

vigas. En este caso, sí que existe una mayor afección en el forjado de planta primera, con daños por

humedad en general de menor entidad y localizados en las zonas junto a los apoyos (juntas), y en puntos

aislados como consecuencia probable de fallos localizados de la impermeabilización.

Soleras

Por último, en el caso de la solera de planta segunda y pavimento de planta primera, se observan

deterioros superficiales del hormigón como consecuencia normal del paso de los vehículos. En cualquier

caso, cabe mencionar que se ha observado la existencia de actuaciones de reparación en todos los

elementos estructurales reseñados, motivados muy posiblemente por daños como los descritos.

Como parte del apartado II.2.- REGISTRO Y LEVANTAMIENTO DE DAÑOS de los ANEJOS, se

adjuntan planos con el registro de daños efectuado y fotografías representativas de los daños existentes

en la estructura del aparcamiento.

I.7.- CAMPAÑA DE ENSAYOS DE INFORMACIÓN

I.7.1.- ENSAYOS NO DESTRUCTIVOS

Los valores de propagación de ultrasonidos obtenidos en los elementos de la estructura investigada han

dado valores razonablemente uniformes. Estos valores corresponden a hormigones de calidad entre

aceptable y excelente, según la bibliografía.

El análisis estadístico de los datos, realizado mediante hojas de cálculo, proporciona la información

recogida a continuación.

VELOCIDAD DE ULTRASONIDOS EN SOPORTES (m/s)

Nº VALORES MÁXIMO MÍNIMO VALOR MEDIO COEF. VAR. TRANSMISIÓN

65 4.323 3.239 3.835 6,8% D/S

De acuerdo al análisis estadístico realizado no puede rechazarse la hipótesis de que los resultados

obtenidos corresponden a una distribución normal, con cierta tendencia asimétrica. A continuación se

recoge un gráfico con el histograma de frecuencias para los ensayos de ultrasonidos realizados.



I.7.2.- ENSAYO DE PROBETAS TESTIGO

Se han extraído un total de veintisiete (27) probetas testigo, de las que dos se rompieron durante la

extracción por la presencia de trozos de armadura no detectada mediante la sonda magnética.

Adicionalmente, uno de los testigos extraído en el muro, con referencia T-7, presentó durante el ensayo

una rotura defectuosa, con una resistencia a compresión de 8,0 MPa, por lo que no se ha considerardo a

efectos del análisis de resultados.

El reparto de testigos ensayados, entre las dos plantas de estructura y elementos constructivos, es el

siguiente:

En sótano primero se extrajeron 6 en pilares, 5 en vigas y 1 en muro.

En sótano segundo se extrajeron 6 en pilares, cinco en vigas y 2 en muro.

Analizando los valores de la rotura a compresión de las probetas testigo extraídas en los elementos

investigados se observa que se han obtenido valores en general bastante uniformes, aunque bajos en

comparación con las prescripciones del proyecto. En este se fija una calidad del hormigón de 210 kg/cm2

en pilares, vigas y forjados, y de 140 kg/cm2 en cimientos y muros de hormigón en masa.

Para el análisis de estos resultados se ha adoptado el criterio de dividir las resistencias a compresión de

las probetas-testigo, ya corregidas por el coeficiente de esbeltez, por un factor de 0,9. De esta forma se

pueden comparar con los resultados teóricos de resistencia a compresión de probetas enmoldadas, que

son la referencia para cualquier análisis, según la norma.

Esto es una práctica habitual y viene explícitamente recogida en los comentarios de la vigente "Instrucción

de Hormigón Estructural", EHE-08. La división por 0,9 de las resistencia a compresión de una probetas-

testigo, (lo que equivale a incrementar el valor obtenido aproximadamente en un 10%), se adopta en

consonancia con el menor margen de incertidumbre de un testigo respecto de la resistencia real del

hormigón endurecido, por aspectos tales como vertido, vibrado, compactación o curado.

El análisis estadístico de estos datos, (resistencias a compresión divididas por 0,9), realizado mediante

hojas de cálculo, proporciona la información que se recoge a continuación.



RESISTENCIA A COMPRESIÓN PILARES (fc/0,9 - MPa)

Nº VALORES MÁXIMO MÍNIMO VALOR MEDIO COEF.VAR.

12 24,67 13,78 20,19 15,19%

RESISTENCIA A COMPRESIÓN VIGAS (fc/0,9 - MPa)


10 30,22 17,67 24,17 16,28%

RESISTENCIA A COMPRESIÓN MUROS (fc/0,9 MPa)


3 23,56 20,44 - -

RESISTENCIA A COMPRESIÓN GLOBAL (fc/0,9 - MPa)


25 30,22 13,78 22,00 17,33%

De acuerdo al análisis, no puede rechazarse la hipótesis de que los resultados obtenidos corresponden a

una distribución normal, con cierta tendencia asimétrica. El coeficiente de variación calculado, de entre el

15,2% y el 16,3% corresponde a lo que se considera un hormigón de uniformidad entre buena y

aceptable, (15%<CV<20%).

Los resultados obtenidos suponen una calidad razonable para el estándar de la época, aunque,

insistimos, por debajo de especificaciones de Proyecto. A continuación se recoge un histograma en el que

se reflejan las resistencias de los testigos obtenidas en la campaña de ensayos de información.



I.7.3.- ENSAYOS DE ENVEJECIMIENTO

En los ensayos de determinación de la profundidad de carbonatación sobre las probetas testigo

extraídas en soportes se han obtenido valores entre 1,2 y 4,1 cm.

PROFUNIDAD DE CARBONATACIÓN (mm)

Nº VALORES MÁXIMO MÍNIMO VALOR MEDIO

25 60 5 37,4

Conforme a la normativa de referencia EH-68, en su artículo 13.3 Distancia a los paramentos, que

podemos suponer vigente durante la ejecución de las obras, en las estructuras no expuestas a ambientes

agresivos, en aquellos elementos cuyos paramentos van a estar expuestos a la intemperie, o a

condensaciones, (caso de los entramados del estadio), la separación de las armaduras a la superficie del

hormigón debía ser, por lo menos, de 20 mm.

Las prescripciones en relación con el recubrimiento han ido evolucionando con el tiempo, debido al

elevado número de patologías existentes por los problemas descritos. Las normativas más recientes

establecen un valor mínimo del recubrimiento en función de la resistencia característica del hormigón, del

medio donde se emplaza el elemento estructural y de la agresividad del mismo.

El recubrimiento nominal, (recubrimiento mínimo más 10 mm de margen de recubrimiento), recogido por

la vigente “Instrucción de Hormigón Estructural”, EHE-08, en elementos a la intemperie es de 35 mm,

(clase general de exposición IIa) adoptando una vida útil del elemento de 50 años, y con una calidad de

hormigón de 25 MPa, (mínimo admitido para elementos de hormigón armado). Este recubrimiento es muy

superior a los de la normativa de las obras del aparcamiento subterráneo, y a los realmente dispuestos.

En las rozas realizadas se han medido recubrimientos bastante variables, con valores comprendidos entre

los 6, 8 ó 9 mm, con los 40, 45 ó 48 mm máximos. El recubrimiento medio es de 24,5 mm, valor que

supera los 20 mm que fija la EH-68 para este tipo de estructuras.

Los valores de profundidad de carbonatación son razonables teniendo en consideración la edad del

edificio y la baja calidad de los hormigones. Pero son puntualmente elevados en relación con los

recubrimientos medidos, lo que justifica en gran medida, los daños y lesiones por corrosión detectados,

en zonas con aporte de humedad y escaso recubrimiento.

I.7.4.- CONTENIDO DE CLORUROS

Se han realizado un total de dos perfiles de cloruros. En estos perfiles se ha realizado un estudio del

contenido de cloruros en el hormigón a tres profundidades distintas, superficial, a 5 cm y a 10 cm. De los

ensayos se deduce que el contenido es prácticamente constante en uno de los testigos,

independientemente de la profundidad.



En el otro testigo el contenido superficial es algo más elevado que el medido en el interior de la sección.

Esto se explica, lógicamente, por la contaminación ambiental, al estar Valencia en una zona próxima a la

línea de costa, con mayor presencia de iones cloro en el aire.

CONTENIDO DE CLORUROS (% s/HORMIGÓN)


6 0,025 0,013 0,020

Podemos estimar, dadas las elevadas resistencias en las roturas de los testigos, una dosificación del

hormigón de 350 kg/m3. A partir de esta dosificación se deducen los datos de cloruros en relación al peso

del cemento, pudiendo resumirse como sigue:

CONTENIDO DE CLORUROS (% s/PESO CEMENTO)


6 0,179 0,093 0,143

En lo que se refiere al límite en el contenido en cloruros por debajo del cual se puede asegurar que no va

a producirse el ataque a las armaduras, existen varias opiniones recogidas en bibliografía. Las normativas

actuales fijan un contenido máximo en función del peso de cemento, para lo que es necesario conocer la

dosificación del hormigón. La vigente Instrucción EHE-08 fija, (al igual que versiones anteriores de la

norma), un contenido máximo de cloruros no superior al 0,4% en relación al peso del cemento.

Para hormigones de cierta antigüedad, este es ciertamente complicado puesto que se trata de

hormigones fabricados en obra con una variabilidad muy alta en su dosificación. De otro lado,

Investigaciones del Instituto Eduardo Torroja consideran que porcentajes entre el 0,05 % y el 0,1 % en

relación con el peso de hormigón son cantidades suficientes para despasivar el acero.

En resumen, a la vista de los resultados, podemos considerar que no existe un riesgo potencial

apreciable de que se produzca ataque a las armaduras por cloruros en la masa del hormigón.

I.7.5.- POROSIDAD

Se han realizado un total de cuatro determinaciones de la porosidad del hormigón endurecido sobre

muestras de los testigos extraídos.

POROSIDAD (%)


4 12,3 7,8 10,8

Como criterios de valoración se pueden establecer los siguientes intervalos:

Valores de porosidad menores del 10% indican un hormigón de buena calidad y compacto.



Valores entre el 10% y el 15% indican un hormigón aceptablemente compacto, pero permeable y

no adecuado para ambientes agresivos.

Valores superiores al 15%, indican un hormigón de baja calidad, muy permeable e inadecuado

para proteger a las armaduras.

A la vista de los resultados y de acuerdo con los criterios de valoración establecidos, podemos considerar

que en relación a la porosidad, se trata de hormigón de aceptablemente compacto pero permeable e

inadecuado para proteger a las armaduras, si el recubrimiento, como es el caso es muchos puntos de la

estructura, no es el suficiente.

I.5.6.- POTENCIALES DE CORROSIÓN

El potencial electroquímico de corrosión, medido directamente sobre la estructura, es una magnitud que

indica aproximadamente la situación de corrosión o pasividad de las armaduras embebidas en el

hormigón. Se trata de un ensayo cualitativo que complementa otros ensayos de durabilidad.

Se trata de un ensayo “in situ” que se realiza mediante un equipo que consiste en un milivoltímetro de

elevada impedancia interna, con precisión de +- 1mV, capaz de medir la diferencia de potencial entre el

acero de las armaduras y un electrodo de referencia (en este caso de Cu/CuSO4) que se coloca en

contacto con la superficie del hormigón. Las medidas de potencial de corrosión dependen de numerosas

variables, como el contenido de humedad y oxígeno, espesores de recubrimiento, grado de

carbonatación, etc,, por lo que la información obtenida deber emplearse para estimar la probabilidad de

que este proceso pueda estar produciéndose.

En el caso del depósito, se realizaron un total de 18 determinaciones del potencial de corrosión en

soportes, jácenas y riostras obteniendo valores comprendidos entre -460 y -21 mV. La distribución de los

resultados obtenidos queda reflejada a continuación con el siguiente histograma de frecuencias.

En general la bibliografía especializada coincide en establecer los siguientes intervalos de valores para la

interpretación del riesgo de producirse procesos de corrosión de armaduras:

Ecorr (mV (Cu/CuSO4)) Riesgo de corrosión

> -200 Bajo (5%)

-200 a –350 Moderado (50%)

< -350 Elevado (90%)



Del análisis de los resultados se deduce que un 50% de los puntos investigados presentan un riesgo de

corrosión bajo, un 33% de los puntos presentan un riesgo de corrosión elevado, y el restante 12% un

riesgo de corrosión moderado. Se aprecia claramente durante la inspección que los puntos con riesgo de

corrosión elevado corresponden a puntos próximos a filtraciones y presencia de humedades.

I.7.6.- ENSAYOS DE MUESTRAS DE ACERO

Sobre muestras de acero tomadas de la estructura se han realizado ensayos mecánicos para identificar la

calidad resistente del acero y ensayos químicos para establecer la composición de aleantes del acero y

ver el grado de soldabilidad del mismo. Los resultados obtenidos han sido bastante uniformes, y

corroboran la información disponible del proyecto de ejecución.

Se han ensayado una barra de diámetro Ф8 mm y dos barras Ф2 mm, todas ellas correspondientes a

armado longitudinal de zunchos y losas. Los resultados obtenidos arrojan un límite elástico comprendido

entre 488 y 598 MPa, y una carga de rotura entre 669 y 758 MPa. A efectos de la peritación se estima

razonable considerar que se trata de una calidad de acero AE-46N, (designación adoptada

posteriormente a la EH-68), con límite elástico fyk= 4.600 kg/cm2, (≈ 450 MPa).

La Instrucción EH-68 fijaba, para aceros de alta adherencia, un valor mínimo para el limite elástico de

valor fyk= 3.600 kg/cm2, (≈ 350 MPa).

En lo que se refiere al coeficiente de seguridad del acero, (coeficiente de minoración de la resistencia), la

Instrucción EH-68 fijaba un valor γs = 1,10. Posteriores versiones de la norma, (desde la EH-73 hasta la

vigente EHE), actualizaron ese valor a γs = 1,15. Por otra parte, el proyectista adopta un valor de

coeficiente de minoración de la resistencia del acero, designado en proyecto como CM = 1,20.

Dada la imposibilidad física de tomar muestras y ensayar las barras con diámetros mayores dispuestos en

las vigas, redondos corrugados Ф25 y Ф32 mm, y dada la presumible mayor variabilidad de los aceros

laminados con estos diámetros tan grandes, para la época, hemos estimado prudente mantener el

coeficiente de minoración de resistencia del acero propuesto en proyecto, γs = 1,20 a efectos de la

evaluación y análisis de la seguridad de secciones frente a estados límites últimos.

Finalmente, en lo que se refiere a los resultados de los análisis químicos efectuados sobre dos muestras

de acero, (una de la serie fina y otra de la serie gruesa), los resultados obtenidos indican:

El contenido de impurezas, (azufre y fósforo inferiores al 0,06%), y el porcentaje de carbono

equivalente, (menor de 0,40), indican que se trata de aceros soldables por procedimientos

convencionales.

Dado el normal contenido de impurezas no hay riesgo de fragilización de la zona térmicamente

afectada por la soldadura.

En cualquier caso es recomendable, en caso de tener que realizar algún tipo de soldadura

durante los trabajos de rehabilitación estructural, emplear electrodos de tipo básico.



I.7.7.- ANÁLISIS DE REGRESIÓN E.N.D.-TESTIGOS

A partir de las roturas a compresión en laboratorio de las probetas-testigo, y de los resultados de los

ensayos de tipo “no destructivo", velocidad de ultrasonidos, se ha realizado un análisis estadístico, por

aplicación de mínimos cuadrados, para determinar las curvas de regresión que presentan un mejor ajuste

entre las variables analizadas.

Las curvas, ecuaciones, aptas para estimar la resistencia en aquellos elementos en los que únicamente

se han efectuado ensayos de tipo “no destructivo” son aquellas que presentan un coeficiente de

correlación, R, más elevado. El cuadrado del coeficiente de correlación, R2, coeficiente de determinación,

se interpreta como la parte de una variable asociada a otra. Cuando más se acerca a la unidad este

coeficiente, mejor es el ajuste.

En este caso, se ha optado por realizar un análisis con los resultados de la rotura a compresión simple de

las probetas testigo corregida, (dividida por 0,9 para comparar con resultados de probetas enmoladas),

Resistencia Compresión, (N/mm2), y los valores de velocidad de propagación de impulsos ultrasónicos,

Velocidad Ultrasonidos, (km/s). Se ha realizado un único tanteo, con regresiones de tipo lineal, Y= a+b*X,

por separado para vigas y soportes, dado que parecen tratarse de dos poblaciones diferentes.

A continuación se recoge una gráfica en la que se aprecian los pares de puntos adoptados para todo los

elementos estructurales de hormigón en los que disponemos de pares de puntos.

Los resultados obtenidos para el conjunto no son significativos, obteniéndose un coeficiente de

determinación, R2, muy bajo. Ello es debido, probablemente, a la uniformidad de los hormigones y al

hecho de que se trata de hormigones de bastante edad, con áridos de diámetros grandes, con secciones

estructurales importantes, (por encima de los 50 cm de ancho), lo que puede favorecer cierta dispersión

en los resultados de los ultrasonidos. Adicionalmente, las lecturas de ultrasonidos en las vigas en V, al

tener los lados ligeramente inclinados, son del tipo semidirecto.

A continuación se reflejan los estudios de correlación estadística realizados para las poblaciones de

testigos en pilares y vigas, analizados por separado.



Al igual que para el conjunto, los coeficientes de determinación, R2, son bajos, algo mejores en soportes.

En cualquier caso no es prudente asignar, a partir de la lectura de la velocidad de ultrasonidos, una

resistencia para aquellos elementos de los que no disponemos de rotura de probetas-testigo.

I.7.8.- RESISTENCIA ESTIMADA DEL HORMIGÓN

Para la determinación de la resistencia estimada del hormigón se ha empleado el concepto de valor

característico, como valor asociado a un cierto margen o intervalo de confianza, tal como viene recogido

en las distintas Instrucciones de Hormigón Estructural editadas hasta el momento, hasta la EHE-08.

Conforme a las citadas instrucciones se define resistencia característica real del hormigón, fc,real, aquella

que presenta un grado de confianza del 95%, es decir, aquella en la que existe una probabilidad de 0,95

de que se presenten valores individuales de resistencia, medida sobre probetas, más altos que el citado

valor, (cuantil del 5% de la función de distribución).



Su obtención se reduce, por tanto, a determinar el valor de la resistencia que es superada en el 95% de

los casos o que, a lo sumo, es igualada en el 5% de ellos. Esta definición se puede ampliar al caso de

resistencia estimada del hormigón, fc,est, con la única salvedad de que los valores de resistencia

considerados son los obtenidos a partir de los distintos ensayos de información realizados.

El cálculo estadístico realizado directamente a partir de los resultados disponibles de las roturas de

probetas-testigo, (divididos por 0,9), permite obtener los siguientes resultados.

Resistencia estimada del hormigón en pilares, fck,est = 15,2 N/mm2, ( 155 kg/cm2).

Resistencia estimada del hormigón en vigas, fck,est = 17,7 N/mm2, ( 180 kg/cm2).

Resistencia estimada del hormigón conjunto, fck,est = 15,7 N/mm2, ( 160 kg/cm2).

Ya se ha comentado que la calidad prescrita en proyecto para el hormigón en elementos estructurales

armados es fck = 210 kg/cm2. Para asegurar la compatibilidad entre aceros corrugados de alta adherencia

y los hormigones, a partir de la Instrucción EH-73, fijó que la calidad mínima del hormigón, en caso de

emplear aceros de límite elástico superior a fyk= 5.000 kg/cm2, debía ser superior a 150 kg/cm2.

En cualquier caso conviene remarcar que los resultados obtenidos son sensiblemente inferiores a los que

exige la vigente Instrucción de Hormigón Estructural, EHE-08, que adopta una resistencia mínima para

hormigón armado de 25 MPa, (≈250 kg/cm2). Estos valores de resistencia se han ido fijando,

precisamente por la importante repercusión económica que tiene la reparación y refuerzo de las

estructuras de hormigón afectadas por problemas de durabilidad y corrosión de las armaduras.

En lo que se refiere al coeficiente de seguridad del hormigón, (coeficiente de minoración de la

resistencia), la Instrucción EH-68 fijaba un valor γc = 1,50. Posteriores versiones de la norma, (desde la

EH-73 hasta la EHE-08), han mantenido ese mismo valor. El proyecto del aparcamiento subterráneo fija

un coeficiente de minoración de la resistencia más alto, designado en proyecto como CM = 1,60.

Parece razonable, de acuerdo con los criterios de distinta normativa, que dada la amplia campaña de

ensayos de información realizada sobre la estructura del estadio, y el menor margen de incertidumbre en

cuanto a las condiciones de ejecución de la misma, considerar una reducción del citado coeficiente de

minoración de la resistencia. En nuestro caso, hemos optado por adoptar el valor que fija la vigente

Instrucción EHE-08, γc = 1,50, a efectos del análisis y peritación estructural.

En el apartado II.3.- TRABAJOS DE CAMPO Y ENSAYOS DE CARACTERIZACIÓN de los anexos del

presente informe se recogen las actas de laboratorio de los distintos ensayos realizados; determinación

de la velocidad de ultrasonidos, resistencia a compresión de probetas-testigo, profundidad de

carbonatación en testigos, porosidad y perfiles de cloruros, así como resultados de los ensayos sobre

muestras de acero, límite elástico, carga de rotura y ensayos químicos.

Así mismo, se recogen las fichas de inspección correspondientes a la campaña de catas de verificación

estructural, con un reportaje fotográfico, identificación del elemento, diámetro y tipo de armaduras,

espesores de recubrimiento, porcentaje de pérdidas de sección en aquellas afectadas por procesos de

corrosión, y medida de los potenciales de corrosión.



I.8.- EVALUACIÓN Y RECÁLCULO ESTRUCTURAL

De acuerdo al Anejo D, “Evaluación Estructural de Edificios Existentes”, del vigente Código Técnico de la

Edificación, Documento Básico de Seguridad Estructural, CTE-DB-SE, no es adecuada la utilización

directa de las normas y reglas establecidas en el Código Técnico en la evaluación estructural de edificios

existentes, construidos en base a reglas anteriores a las actuales para los edificios de nueva

construcción, por los siguientes motivos:

Toda evaluación debe realizarse teniendo en cuenta las características y las condiciones reales del

edificio (lo que normalmente no está contemplado en las normas de dimensionado que incorporan la

incertidumbre asociada al proceso.

Las normas actuales suelen estar basadas en exigencias diferentes y generalmente más estrictas que

las vigentes en el momento en que se proyectó el edificio, por lo cual, muchos edificios existentes se

clasificarían como no fiables si se evaluaran según las normas actuales.

Por otra parte, se plantea una intervención de reforma de la Plaza de la Reina a largo plazo, y se

pretende que el aparcamiento subterráneo prolongue su vida útil, en condiciones de seguridad

adecuadas al nuevo uso de la Plaza, en la misma medida. Parece razonable, por tanto, plantear un

análisis más restrictivo de las condiciones de seguridad de la estructura del aparcamiento, verificando el

cumplimiento de acuerdo a la formulación y criterios recogidos en la vigente Instrucción de Hormigón

Estructural, EHE-08. Y todo ello frente a las cargas y sobrecargas de uso que fija la normativa vigente.

En cualquier caso hay aspectos en los que la formulación no ha experimentado una variación significativa,

(p.e. cálculo seccional a flexocompresión en pilares o a flexión simple en jácenas). En otros casos, (p.e.

cálculo a cortante en vigas), la vigente formulación tiende a ser más restrictiva que la adoptada para el

proyecto del aparcamiento. Aspectos tales como limitar la separación entre las armaduras de cortante,

cercos o barras levantadas, conduce a limitar la capacidad resistente de algunas de las disposiciones de

armaduras adoptadas, dado que la normativa de la época no lo exigía.

Por otro lado, hay elementos constructivos, como las ménsulas cortas, para las que la normativa de la

época no recogía unos criterios adecuados de diseño. El dimensionamiento de estos elementos se realiza

en proyecto a partir de criterios que consideró razonables el proyectista. Por ejemplo, desde la EH-82, en

las ménsulas cortas se dispone, además del armado principal un armado secundario horizontal. En el

proyecto del aparcamiento este armado secundario está dispuesto mediante cercos verticales.

Por tanto, inicialmente, se realiza la evaluación de la seguridad estructural de la estructura del

aparcamiento de acuerdo a los criterios y formulación recogidos en la vigente Instrucción de Hormigón

Estructural, EHE-08.

Acciones Consideradas

En lo que se refiere a las acciones consideradas, cabe diferenciar el forjado de cubierta, (techo de planta

primera), del forjado de suelo del primer sótano, (techo de planta segunda).



Forjado de Planta Primera

Peso propio de la estructura. El correspondiente a las secciones de hormigón armado definidas

en planos de proyecto, para un densidad del hormigón armado de 25,0 kN/m3.

Cargas permanentes. Se adopta el mismo valor de proyecto, de 1 kN/m2. En función de la

solución que adopte el proyecto para la impermeabilización, protección y pavimentos de la plaza,

es un valor que puede quedarse bajo.

Sobrecargas de uso. De acuerdo al documento CTE-DB-SI, Seguridad contra Incendios, en

caso de que se prevea circulación de vehículos de bomberos sobre el forjado de cubierta, debe

justificarse una sobrecarga, (capacidad portante del vial), de 20 kN/m2, (Sección SI-5

“Intervención de los Bomberos”). Este valor de sobrecarga es más elevado que el adoptado para

el diseño y proyecto del aparcamiento, que, incluido coeficiente de amplificación por efectos

dinámicos, es de 1.680 kg/m2, (≈16,5 kN/m2).

En previsión de que el diseño de la estructura estuviera más ajustado, (lo que a menudo depende

de criterios del proyectista), esta se ha evaluado considerando dos hipótesis distintas de carga;

sobrecarga uniforme en toda la Plaza de 15,0 kN/m2 y de 20,0 kN/m2. En ambos casos este

valor se combina con la carga permanente de 1,0 kN/m2 recogida en el párrafo anterior.

A efectos de la evaluación estructural se considera alternancia de sobrecargas entre los distintos

paños de forjado entre vigas, aspecto no recogido en proyecto.

Los resultados de un análisis preliminar realizado nos indican que la estructura proyectada y

construida para el aparcamiento no cumple las condiciones de la Instrucción sobre las Acciones a

Considerar en el Proyecto de Puentes de Carretera, IAP-11. Habilitar la estructura del

aparcamiento a esta norma conduciría a un refuerzo prácticamente generalizado de la misma,

incluyendo losa y vigas de cubierta, y pilares en toda la altura del estacionamiento.

Forjado de Planta Segunda

Peso propio de la estructura. El correspondiente a las secciones de hormigón armado definidas

en planos de proyecto, para un densidad del hormigón armado de 25,0 kN/m3.

Cargas permanentes. Se adopta el mismo valor de proyecto, de 0,5 kN/m2. La única carga

existente en la actualidad es la correspondiente a los recrecidos en alineaciones de pilares. No

existe pavimento continuo, siendo este la propia losa de hormigón.

Sobrecargas de uso. De acuerdo a la tabla 3.1. del documento CTE-DB-SE-AE, Acciones en la

Edificación, para el cálculo de forjados para aparcamiento de vehículos ligeros, debe considerarse

una sobrecarga uniforme de 2,0 kN/m2 y una carga concentrada de 20,0 kN. Esta última puede

sustituirse por una sobrecarga adicional, quedando la suma de ambas como sigue:

4,0 kN/m2 (≈400 kg/m2), para cálculo de losas.

3,0 kN/m2 (≈300 kg/m2), para cálculo de elementos primarios, tales como vigas y soportes.

Estos valores de sobrecarga son más elevados que el adoptado para el diseño y proyecto del

aparcamiento, que, para la segunda planta, es de 250 kg/m2, (≈2,5 kN/m2).



Modelo para Análisis de Esfuerzos

Para el análisis de las condiciones de seguridad estructural del edificio en su conjunto se ha realizado un

modelo estructural mediante elementos finitos tipo barra, (emparrillados). Para ello se ha empleado el

programa Cypecad Espacial, de Cype Ingenieros. A continuación se recoge una imagen, (render 3D),

del modelo calculado, correspondiente a toda la planta del aparcamiento subterráneo.

Dada la similitud entre los distintos elementos constructivos, y en orden a simplificar el análisis, se realiza

la evaluación sobre los tres últimos vanos de viga, correspondientes a la parte norte del aparcamiento.



En el modelo general se ha analizado el comportamiento de las losas de forjado, de 15 y 20 cm de

espesor, como tales, considerando su rigidez en las dos direcciones principales, X e Y. Los resultados,

aunque quizás para pequeñas cargas, pueden ser más realistas, no responden al análisis estructural de

estos elementos realizado en el proyecto, ni a los criterios de dimensionamiento y armado de las losas.

En proyecto estos elementos de losa maciza se diseñan como unidireccionales, distribuyendo las cargas

hacia las vigas, en la dirección de menor luz entre apoyos. Es decir, se dimensionan como vigas

continuas de ancho unitario sobre apoyos articulados en vigas principales en V y en muros perimetrales.

Lo anterior viene corroborado por las bajas cuantías de armado transversal dispuestas según proyecto,

inferiores a las mínimas exigidas por la vigente EHE, tanto por flexión como por temperatura/retracción.

Aunque el criterio de proyecto fue considerar como luz de cálculo para las losas la distancia entre ejes de

vigas y/o muros, parece razonable, adoptar, a efectos de la evaluación, como luz de cálculo la distancia

(luz libre) entre caras de vigas más el canto de la losa, como admite la EHE para aquellos casos en los

que la dimensión del apoyo es grande.

Para el análisis de la estructura principal, vigas y soportes, el análisis de esfuerzos se realiza

considerando todos los apoyos en muros y pilares como articulados. Ello a excepción de los dos pórticos

transversales con viga de canto, ya descritos en apartados anteriores de este informe, que permiten

suprimir dos pilares en zonas de circulación. Estas vigas apoyan en pilares de referencia 1 y 83, (ver

planos de levantamiento de estructura). En estos entramados la unión entre vigas transversales y

soportes es de tipo rígida. También se considera rígido el nudo de encuentro de las vigas principales en

V, apoyadas (embrochaladas) sobre las vigas de estos dos pórticos rígidos.

En el análisis se considera la geometría real de pilares y vigas, así como la dimensión finita de los apoyos

de vigas sobre ménsulas cortas. La luz de cálculo tomada es, por tanto, más realista, (y favorable), que la

distancia a ejes de pilares adoptada en el análisis de proyecto.

El análisis de la seguridad frente al E.L.U. de flexión en vigas se realiza considerando secciones en T. De

acuerdo a la EHE, el ancho eficaz de la cabeza de compresión, para este tipo de elementos, es igual al

ancho del nervio más un quinto de la distancia entre puntos de momento nulo, sin sobrepasar la anchura

real del ala. Al ser la distancia entre puntos de momento nulo igual a la luz entre pilares, el ancho eficaz

límite es de 3,10 m. Dado que la separación entre pilares es de 2,50 m, se adopta este último valor.

El análisis de la seguridad frente al E.L.U de cortante se realiza considerando un ancho eficaz de alma

igual al ancho menor de esta, (base de la viga en V).

Coeficientes de Seguridad

A efectos de la comprobación de secciones se han considerado los siguientes coeficientes de seguridad.

Según la vigente EHE-08 los coeficientes de mayoración, (unificados en el CTE), son, de forma

simplificada, γf =1,35 para las cargas permanentes y γf =1,50 para las sobrecargas de uso.



Según la EH-68 el coeficiente de mayoración de acciones, tanto para cargas permanentes como para

sobrecargas, era γf = 1,50. En el proyecto del aparcamiento subterráneo el proyectista, del lado de la

seguridad, adoptó un coeficiente de mayoración de acciones, CM = 1,65.

En sucesivas versiones de la Instrucción, desde la EH-73, este coeficiente pasó a ser 1,60. Finalmente

con la entrada en vigor de la EHE se fueron adaptando paulatinamente a los valores actuales, en

correspondencia con el vigente Código Técnico de la Edificación.

En lo que se refiere a los materiales, ha quedado justificado en apartados anteriores, la adopción de un

coeficientes de minoración de la resistencia del hormigón; γc = 1,50, menor que el adoptado en proyecto.

Ello es así porque la campaña de investigación realizada, mediante ensayos no destructivos y extracción

de probetas-testigo, permite reducir la incertidumbre sobre la calidad del hormigón empleado en la

estructura, (en condiciones reales de ejecución).

A efectos de la peritación de secciones, se consideran dos calidades distintas para jácenas y pilares,

deducidas de la campaña de ensayos de información realizada.

Resistencia estimada del hormigón en pilares, fc,est = 15,2 N/mm2, ( 155 kg/cm2).

Resistencia estimada del hormigón en vigas, fc,est = 17,7 N/mm2, ( 180 kg/cm2).

Si se ha optado por mantener el coeficientes de minoración de resistencia del acero; γs = 1,20, dado el

mayor margen de incertidumbre sobre la uniformidad en los productos de laminación con diámetros

grandes, como los empleados en las vigas principales, redondos corrugados Ф25 y Ф32 mm. En cualquier

caso los resultados de los ensayos realizados han sido superiores a la resistencia especificada en

proyecto, correspondiente a un límite elástico de 4.600 kg/cm2. El análisis se realiza, por tanto,

considerando:

Límite elástico del acero en armaduras, fy,est = 450 N/mm2, ( 4.600 kg/cm2).

La resistencia del acero en compresión y en cortante se limita en cualquier caso a 375 MPa, por debajo

del límite de 400 MPa que fija la Instrucción, por compatibilidad con la deformación del hormigón en

compresión, del 0,2%.

La metodología de cálculo de secciones (diagrama de pivotes) y formulación para los estados límites

últimos de flexión simple en vigas, cortante en vigas, y flexocompresión en pilares es la recogida en la

EHE. Es por ello que la comprobación se ha realizado mediante el programa Prontuario Informático del

Hormigón, EHE, del IECA.

En el apartado II.5.- ANEJO DE CÁLCULOS, ESFUERZOS Y COMPROBACIONES de los anexos del

presente informe se recogen de forma detallada, los análisis realizados. Se incluyen los listados de

envolventes de esfuerzos pésimos en soportes y vigas, una descripción detallada manuscrita de las

comprobaciones efectuadas, incluidos los coeficientes de aprovechamiento calculados para los distintos

E.L.U., y las justificaciones de comprobación de las distintas secciones a flexión, flexo-compresión y

cortante.



Resultados – Coeficientes de Aprovechamiento

Para un determinado estado límite último, E.L.U., se entiendo como Coeficiente de Aprovechamiento,

C.A., la relación, (cociente) entre el esfuerzo ponderado, (mayorado), que solicita una sección, y la

resistencia de la misma. Es, por tanto, la inversa del tradicional coeficiente de seguridad. La normativa

exige, a efectos del diseño de un elemento estructural, que los coeficientes de aprovechamiento, frente a

los distintos E.L.U., sean inferiores al 100% para considerarlo aceptable.

Por supuesto, en la evaluación estructural, (peritación), es habitual considerar aceptables coeficientes de

aprovechamiento superiores al 100%, (coeficientes de seguridad inferiores a la unidad), según el tipo de

elemento estructural, cuantías de armado y/o tipo de solicitación. En el caso de elementos a flexión, con

capacidad de redistribución, y roturas de tipo dúctil, (con fisuración y grandes deformaciones antes del

fallo), es habitual considerar aceptables bajas de seguridad en el entorno del 10-15%. En el caso de

elementos trabajando a cortante o a compresión simple, (especialmente con cuantías bajas de armado),

las roturas pueden ser de tipo frágil, (sin aviso antes del fallo), y no parece prudente considerar bajas de

seguridad superiores al 5-10%.

En cualquier caso hay que tener presente que en el análisis de una estructura existen muchos factores,

(modelos, simplificaciones, programas, formulación de diseño, etc..), que influyen en el resultado final.

Comprobaciones en Losas de Forjados

Se han analizado los tramos más representativos de losa en las dos plantas de piso, sótano 1º y sótano

2º. Son los tramos entre vigas, de 2,50 m de luz a ejes, y los tramos de viga a apoyo en muros

perimetrales, de 3,75 m. Se considera luz de cálculo la distancia libre entre apoyos más canto de la losa.

Forjado de Planta Primera (Techo sótano 1º).

Para sobrecarga de uso en cubierta de 15,0 kN/m2 los coeficientes de aprovechamiento a flexión

están comprendidos entre 34,9% y 63,9%. Para la sobrecarga de 20,0 kN/m2 entre 43,5% y

87,5%. Se consideran aceptables.

Para sobrecarga de uso en cubierta de 15,0 kN/m2 los coeficientes de aprovechamiento a

cortante están comprendidos entre 35,8% y 73,9%. Para la sobrecarga de 20,0 kN/m2 entre

44,6% y 92,1%. Se consideran aceptables.

Forjado de Planta Segunda (Techo sótano 2º).

Para sobrecarga de uso según DB-SE-AE, 4,0kN/m2, los coeficientes de aprovechamiento a

flexión están comprendidos entre 39,0% y 50,1%. Se consideran aceptables.

Para la misma sobrecarga de uso los coeficientes de aprovechamiento a cortante están

comprendidos entre 23,8% y 39,4%. Se consideran aceptables.

Se ha comprobado que la losa de cubierta no sería capaz de soportar con seguridad adecuada las cargas

puntuales del carro, (tren de 6 cargas), de la Instrucción de acciones en Puentes de Carretera, I.A.P.-11,

de 100 kN, (≈ 10,0 T), cada una de ellas. No cumple ninguno de los estados límite y sería necesario un

recrecido generalizado de la losa, con armado a cortante, para adecuarlo a esta norma.



Comprobaciones en Vigas

Se han analizado las vigas en V más representativas en los dos sótanos. Tramos interiores isostáticos,

con ancho tributario de 2,5 m, y vigas exteriores (junto a muros de contención en lados este y oeste), con

ancho tributario 3,125 m. Además se ha analizado uno de los pórticos rígidos y la viga en V embrochalada

con continuidad.

A efectos del análisis se ha tenido en cuenta la dimensión finita de los apoyos en las ménsulas, lo que

permite considerar una luz de cálculo más ajustada.

Forjado de Planta Primera (Techo sótano 1º).

Para sobrecarga de uso en cubierta de 15,0 kN/m2 el coeficientes de aprovechamiento a flexión

más desfavorable en vigas isostáticas es del 85,6%, y a cortante del 90,1%. En la viga continua

embrochalada estos coeficientes son del 64,7% a flexión y del 96,2% a cortante en el apoyo sobre

la viga del pórtico rígido. En esta última los coeficientes son del 50,0% a flexión y del 52,7% a

cortante. Se da el caso infrecuente en la comprobación a cortante de esta última que al ser la

cuantía de armadura muy elevada, la resistencia está limitada por la biela de compresión, es decir

por la resistencia del hormigón, no del acero. Los valores obtenidos se consideran aceptables.

Para sobrecarga de uso en cubierta de 20,0 kN/m2 el coeficientes de aprovechamiento a flexión

más desfavorable en vigas isostáticas pasa al 102,8%, y a cortante al 108,5% si consideramos

únicamente los cercos verticales. Si consideramos colaboración de barras levantadas este último

valor baja al 55,2%. En la viga continua embrochalada los coeficientes pasan al 77,3% a flexión y

115,1% a cortante, solo con cercos verticales, y 58,5% considerando barras levantadas. Por

último, en la viga del pórtico rígido los coeficientes pasan al 59,3% a flexión y al 68,0% a cortante.

Respecto de la consideración de las barras levantadas a 45º en la comprobación a cortante, la

norma limita la capacidad resistente de las bielas al ser la separación, 0,80 m, superior a 0,30 m.

En cualquier caso, el análisis del cortante se ha efectuado del lado de la seguridad, al despreciar

la reducción al valor del esfuerzo a un canto útil del borde de los apoyos.

Las condiciones de seguridad en vigas se consideran aceptables, a flexión y cortante. Ello incluso

para el coeficiente del 102,8% de flexión que supera el límite del 100%. No parece prudente

considerar cargas en cubierta superiores a los 20,0 kN/m2 adoptados en el análisis.

Forjado de Planta Segunda (Techo sótano 2º).

Para sobrecarga de uso según DB-SE-AE, 4,0kN/m2, los coeficientes de aprovechamiento a

flexión alcanzan valores del 91,1% en las vigas isostáticas, del 72,9% en la viga en continuidad

embrochalada, y 63,6% en la viga del pórtico rígido. A cortante los valores obtenidos son del

67,2% en vigas isostáticas, del 46,8% en el brochal, y del 33,2% en la del pórtico rígido.

En estas vigas el canto impide tomar en consideración las barras levantadas, (a una separación

de 0,80 m, superior a 0,80d), por lo que los coeficientes de seguridad están calculados

considerando únicamente la cuantía de estribos verticales.



Comprobaciones en Soportes

Se ha analizado la seguridad a flexocompresión de los soportes más representativos y desfavorables de

la parte de estructura evaluada. En particular, los soportes interiores, (tipo P-1 del proyecto), con mayores

cargas, referencias R15, R32 y R33 para alineaciones interiores y R16 y R17 para las exteriores. Además

se ha evaluado uno de los soportes de los pórticos rígidos, (tipo P-2 de proyecto), con referencia R1. La

localización de las referencias de pilares está reflejada en los planos de levantamiento adjuntos.

Planta Primera (Sótano 1º).


flexocompresión más desfavorables oscilan entre un 17,9% para los de alineaciones interiores,

como los R15, R32 y R33 y un 26,2% para los de alineaciones exteriores, como los R16 y R17.

En el caso particular del pilar R1 el coeficiente calculado es del 29,6%.

Para sobrecarga de uso en cubierta de 20,0 kN/m2 los coeficientes a flexocompresión más

desfavorables oscilan entre un 24,0% para los interiores y un 43,7% para los exteriores. En el

caso del pilar R1 el coeficiente calculado es del 45,2%. Todos ellos son valores aceptables.

Planta Segunda (Sótano 2º).


flexocompresión más desfavorables oscilan entre un 31,5% para los de alineaciones interiores,

como los R15, R32 y R33 y un 63,3% para los de alineaciones exteriores, como los R16 y R17.

En el caso particular del pilar R1 el coeficiente de aprovechamiento calculado es del 16,9%.

Para sobrecarga de uso en cubierta de 20,0 kN/m2 los coeficientes a flexocompresión más

desfavorables oscilan entre el 42,6% para los de alineaciones interiores y un valor superior al

100%, máximo de 185,2% para las alineaciones exteriores, (referencias R16, R17 y R33). En el

caso particular del pilar R1 el coeficiente de aprovechamiento calculado es del 37,4%.

Los valores calculados en los pilares de las alineaciones exteriores se consideran inaceptables.

Se concluye la necesidad de refuerzo de todos los soportes de esas dos alineaciones, en todo el

aparcamiento subterráneo, a nivel del segundo sótano, para justificar una carga admisible en

cubierta de 20,0 kN/m2, (considerando la carga de pavimento limitada a 1,0 kN/m2). Se trata de

los pilares con referencia del levantamiento R16, R17, R33, R34, R50, R51, R67 y R68.

Para evitar confusiones; los coeficientes de aprovechamiento a flexocompresión no son lineales

con la carga axil, dado que dependen de los momentos flectores que solicitan la sección. Un

análisis a compresión simple de la seguridad, (despreciando los momentos), conduce a unos

coeficientes de aprovechamiento máximos en esos soportes en el entorno del 105-110%. Dado

que se trata de soportes fuertemente comprimidos, con cuantías de armado mínimas, (sección de

acero pequeña en relación al área de hormigón), el riesgo de rotura frágil es elevado, lo que

conduce a reiterar la necesidad de reforzar estos elementos.

El incremento de carga en uso en cubierta a 20,0 kN/m2 no conlleva la necesidad de reforzar más

elementos que los 8 soportes exteriores indicados, pudiendo mantener el resto, con las

necesarias operaciones de reparación y regeneración en zonas con lesiones.



Comprobaciones en Soportes afectados por Corrosión

Se han medido pérdidas de sección máximas en armaduras longitudinales, (debido a los procesos de

corrosión), comprendidas entre el 8% y el 14%, estando los valores frecuentes en el entorno del 10-12%.

A efectos de evaluar la influencia que esta pérdida de sección tiene sobre la seguridad se adopta una

pérdida de sección tipo, sobre todas las armaduras de una misma sección, del 15%. Este criterio queda

sensiblemente del lado de la seguridad, dado que los procesos de corrosión afectan principalmente a

armaduras de esquina, y menos a las intermedias de las caras.

Dada la pequeña cuantía de armado en relación a la sección de hormigón, el efecto de la pérdida de

sección por los procesos de corrosión es muy limitado. En los casos más desfavorables, (excluyendo los

soportes de alineaciones exteriores), los coeficientes de aprovechamiento se incrementan en un 10%. Los

valores calculados siguen siendo, por tanto, aceptables.

En resumen, los problemas de corrosión detectados no suponen una merma grave de la seguridad, lo

que no es óbice para que deba procederse, de forma urgente, a su reparación.

Comprobaciones en Ménsulas

La normativa presumiblemente adoptada para el proyecto del aparcamiento, HA-61, o la vigente durante

la ejecución de las obras, EH-68, no recogen en su articulado la solución tipo y/o formulación para el

cálculo y dimensionamiento de ménsulas cortas. No es hasta la EH-82 que aparece en el articulado.

En el proyecto, (ver secciones tipo en el apartado I.4.- CARACTERIZACIÓN DE LA ESTRUCTURA del

informe), las ménsulas se ha armado como vigas cortas, con una armadura principal de tracción, (con la

forma de la ménsula, para su correcto anclaje), para cubrir el momento negativo, y una elevada

concentración de estribos verticales en la zona del apoyo.

Sin embargo, de acuerdo a los criterios vigentes para estos elementos estructurales, (reflejados en el

croquis), la solución adecuada pasa por disponer, además de la armadura principal, As, una armadura

secundaria, Ase, resuelta mediante cercos horizontales. Esta última tiene por misión cubrir las tracciones

secundarias debidas a las bielas de compresión del modelo de celosía equivalente, (líneas de puntos).



Para las ménsulas en muros y pilares, de acuerdo a la información de proyecto se disponen unas

armaduras principales formadas por 4 redondos Ф16 en todas las ménsulas de segunda planta, tanto en

las de soportes como en las de muros. En las de primera planta, (cubierta), las armaduras principales

están formadas en las ménsulas de muros por 6 redondos Ф16 y en las de pilares por 5 Ф16.

Como armadura secundaria se disponen planos verticales de 3 estribos Ф10 a 10 cm en segunda planta y

de 4 Ф10 a 10 cm en planta primera, a excepción del detalle del pilar P-1, donde en planta primera

aparentemente se disponen planos de 3 estribos, igual que planta segunda. Esto se debe probablemente

a un error de delineación puesto que en el pilar P-2 sí que se disponen planos con cuatro estribos, para

cargas muy similares. Es imposible comprobar cuál ha sido el armado real de este elemento.

De acuerdo al artículo 64 Ménsulas cortas y apoyos a media madera de la vigente EHE-08, el ángulo Q

de inclinación de las compresiones oblicuas, (bielas), el inverso al α reflejado en la imagen anterior, es tal

que se tomará cotgQ=1,4 si se hormigona la ménsula monolíticamente con el pilar. El articulado indica

que podrán adoptarse valores distintos de cotgQ, pero nunca superiores a 2,0 previa justificación

mediante estudios teóricos o experimentales adecuados.

Para el análisis se ha dado por supuesto que los estribos verticales son también capaces de coser las tracciones secundarias debidas a las bielas de compresión del modelo de celosía, pero de forma menos

eficiente, siendo la relación de área necesaria precisamente cotgQ, es decir, para un adecuado cosido

consideramos necesaria un 40% más de sección de estribos que si se tratara de cercos horizontales.

Los resultados de la evaluación obtenidos pueden resumirse como sigue:

En las ménsulas cortas de planta primera, tanto las de pilares como las de muros, la cuantía de

armadura principal dispuesta se estima insuficiente para las cargas adoptadas en el análisis,

tanto para la sobrecarga de uso en cubierta de 15,0 kN/m2 como para la de 20,0 kN/m2. El caso

más favorable son las ménsulas de muro, para la sobrecarga menor, con un coeficiente de

aprovechamiento del 117,2%. El más desfavorable las de pilares correspondientes a las vigas de

alineaciones laterales, V-2, con coeficientes de aprovechamiento superiores al 200%, para unas

envolventes de reacciones en los apoyos de hasta FVd = 1.100 kN para los 20,0 kN/m2. En el caso

de las vigas tipo V-1 las reacciones máximas son algo más bajas, hasta FVd = 980 kN, pero la

seguridad se mantiene insuficiente.

Para las restantes comprobaciones, cuantías de armado secundario, Ase, y compresión en el

apoyo, la seguridad de las ménsulas en primera planta si se considera aceptable.

En las ménsulas cortas de segunda planta los coeficientes de aprovechamiento calculados para

la armadura principal se estiman en todos los casos aceptables, para la sobrecarga de uso de

evaluación de 3,0 kN/m2. Presentan un máximo para las cargas de la viga V-26, (pésima), del

83,7%, para una reacción pésima FVd = 350 kN. Las restantes comprobaciones, de cuantía de

armadura secundaria y compresión localizada cumplen igualmente.

Por otra parte es evidente, vista la diferencia entre las cargas máximas sobre ménsulas entre planta

primera y segunda, cercana a 3, que la relación entre las áreas de armaduras dispuestas, tanto armadura

principal como secundaria, queda muy lejos de esos valores, lo que justifica la diferencia de seguridad.



Por otra parte, lo cierto es que, hasta la fecha, la experiencia en servicio de la estructura del

aparcamiento, incluidas las ménsulas cortas, ha sido perfectamente satisfactoria. Y ello para cargas de

tráfico, incluyendo vehículos pesados, sobre la parte de viales en la superficie de la Plaza. Durante las

inspecciones realizadas, no se aprecian daños de gravedad, (fisuración por compresión, como la reflejada

en el detalle anterior), en ninguna de las ménsulas.

La única excepción de daños en ménsulas es, en algunos casos, la pérdida de recubrimiento de hormigón

de las armaduras en el borde frontal superior, al comienzo del apoyo de la viga. Se trata de algo inevitable

dada la solución para los apoyos, (sin un aparato de apoyo que permita el giro, como podría ser un

neopreno). Son daños consecuencia de la concentración de tensiones hacia el borde de la ménsula,

como consecuencia del giro de las vigas, de tipo isostático.

Ahora bien, las ménsulas cortas son elementos estructurales con riesgo de rotura frágil, sin aviso antes

del fallo. El hecho de que no existan daños no implica necesariamente un nivel de seguridad aceptable

frente a las cargas de uso adoptadas para la evaluación, especialmente para las cargas de tráfico.

Además, se pretende acometer unas obras de reforma de la Plaza, incluida la rehabilitación de la

estructura del aparcamiento, prolongando la vida útil del mismo. A nuestro juicio está totalmente

justificada una intervención de refuerzo estructural de las ménsulas cortas de planta primera,

(cubierta). Este refuerzo supone una mejora de las condiciones de seguridad y extensión de vida de la

estructura en condiciones adecuadas al uso de cubierta. Se plantea como imprescindible para aquellos

ámbitos en los que deba justificarse una sobrecarga de uso de 20,0 kN/m2. No se estima necesario en

caso de adecuación de la Plaza para un uso estrictamente peatonal, para una sobrecargas de uso de

5,0 kN/m2, aun con cargas muertas de pavimento de hasta 5,0 kN/m2 adicionales.

En el apartado II.5.- ANEJO DE CÁLCULOS, ESFUERZOS Y COMPROBACIONES de los anexos del

presente informe se recogen de forma detallada, los distintos análisis y comprobaciones realizados.

Esfuerzos pésimos de los modelos, resumen general de análisis y verificación de secciones.

I.9.- CONCLUSIONES GENERALES

A la vista de los distintos trabajos realizados podemos concluir que la estructura del Aparcamiento

Subterráneo de la “Plaza de la Reina” en la ciudad de Valencia, objeto de este estudio fue

razonablemente proyectada y construida de acuerdo a especificaciones y criterios de las

Instrucciones vigentes en la época, HA-61 y EH-68.

De acuerdo a la información del Proyecto se ha verificado que la estructura se proyectó para unas cargas

de uso de 250 kg/m2 en el forjado de planta segunda y de 1.200 kg/m2 en cubierta, considerando en este

último caso un coeficiente de amplificación para considerar efectos dinámicos de 1,40, (lo que supone en

la práctica unas cargas estáticas de diseño de 1.680 kg/m2). Adicionalmente se consideraron,

respectivamente, unas cargas muertas de 50 y 100 kg/m2 correspondientes a pavimentos.



Ya se ha comentado que durante las inspecciones de la estructura del estadio, se han detectado una

serie de daños y lesiones relacionados con un apreciable problema de corrosión de armaduras y

pérdida del recubrimiento, en algunos casos, generalizado. Estos daños se concentran en las zonas más

expuestas, en zonas con filtraciones de agua desde la cubierta del aparcamiento, principalmente a través

de las juntas de construcción entre paños.

Fuera de estos daños por corrosión, el comportamiento en servicio del Aparcamiento hasta la fecha,

desde el punto de visto de la estabilidad estructural frente a las acciones gravitatorias, (sobrecargas de

explotación y cargas de tráfico y peatonales en cubierta), se considera satisfactorio, no apreciándose

daños o lesiones graves, (tales como deformaciones excesivas, fisuración por esfuerzos en soportes,

vigas, ménsulas o muros), de trascendencia estructural relacionados con las mismas.

Los análisis realizados sobre los materiales, de acuerdo a la campaña de ensayos de información,

(ultrasonidos y probetas-testigo), indican que la calidad del hormigón de la estructura del estadio, es

razonablemente uniforme pero baja en comparación con las prescripciones del Proyecto. Se ha estimado

una resistencia del hormigón de pilares, fck,est= 15,2 N/mm2, (155 kg/cm2) y en vigas fck,est = 17,7 N/mm2,

(180 kg/cm2). La resistencia que fija el proyecto, para todos los elementos constructivos de hormigón

armado, (excepto cimentación y muros de contención de hormigón en masa), es de fck,est = 210 kg/cm2,

(20,6 N/mm2). La resistencia mínima que fijaba la EH-68 era de 120 kg/cm2, y las resistencias habituales

en edificación y obra pública oscilaban generalmente entre 150 y 250 kg/cm2.

A la vista de la baja resistencia y compacidad del hormigón, (según se deduce de los ensayos de

porosidad), la calidad de este parece haber sido uno de los factores apreciable en el desarrollo de los

daños y lesiones por corrosión de las armaduras. Un hormigón poroso favorece la penetración de los

agentes agresivos, primero el CO2 que carbonata las secciones, lo que conlleva la despasivación de las

armaduras. Luego el O2 y el agua que originan la pila galvánica que causa el proceso y los daños.

Por lo que se refiere a la calidad del acero, de acuerdo, se trata de barras corrugadas de alta adherencia,

del dureza natural. Los ensayos realizados confirman, aparentemente, los valores de resistencia

recogidos en la memoria de cálculo del proyecto. Se trataría de una acero A46, (según designación

posterior), con límite elástico fyk = 4.600 kg/cm2, (450 MPa), en todas las armaduras.

De acuerdo al Art. 13, “Colocación de las Armaduras”, de la Instrucción EH-68, en estructuras no

expuestas a ambientes agresivos los recubrimientos debían ser de 1 cm si los paramentos de la pieza van

protegidos, o 2 cm si los paramentos de la pieza están expuestos a la intemperie o a condensaciones,

como sería el caso de la estructura investigada. La vigente EHE, establece un valor mínimo del

recubrimiento nominal de armaduras más elevado, entre 30 y 45 mm, según el tipo de cemento que se

emplee y la vida útil para la que se proyecta, (entre 50 y 100 años).

Las inspecciones realizadas han permitido comprobar que en la estructura del estadio NO se respetaron,

en general, los recubrimientos mínimos, 20 mm, que fijaba la norma EH-68. Ello principalmente en los

paramentos inferior de las losas y puntualmente en ménsulas y pilares, siendo buenos en vigas.



Es precisamente esa falta de recubrimiento y las filtraciones de agua desde la cubierta, una de las causas

principales, junto a la baja resistencia del hormigón, de los daños y lesiones existentes.

Los ensayos químicos realizados no permiten concluir que exista un contenido de cloruros en la masa de

hormigón, (ya sea procedente de los áridos o de la contaminación ambiental, dada la relativa proximidad

de la obra al mar), que suponga un riesgo potencial de corrosión localizada para las armaduras.

Por otra parte, los ensayos de profundidad de carbonatación reflejan que esta alcanza en muchos

puntos de la estructura la zona de armaduras, debido al variable y escaso, (en algunos puntos nulo),

recubrimiento de las mismas. En estas circunstancias, una vez despasivadas las armaduras, y debido a

los sucesivos ciclos húmedo-seco derivados de las filtraciones de agua desde cubierta, se originan los

procesos de corrosión galvánica.

Una adecuada protección de los elementos de hormigón, evitando la entrada de humedad, es

imprescindible para detener estos procesos. Además de las necesarias medidas para atajar las

filtraciones desde cubierta, (aprovechando los trabajos de reforma de la Plaza), pueden adoptarse

soluciones de aplicación de pinturas impermeabilizantes y anticarbonatación, para frenar estos procesos.

Se plantea una intervención de reforma de la Plaza para un uso principalmente público peatonal. Para

evaluar las condiciones de seguridad estructural del Aparcamiento, en aras a prolongar la vida útil del

mismo, se han considerado las siguientes cargas de diseño.

En el forjado de cubierta, (techo de planta primera), se ha considerado una carga muerta de

pavimento, de 1,0 kN/m2, y dos hipótesis de sobrecarga de uso independientes, 15,0 kN/m2,

(valor próximo al adoptado en proyecto), y 20,0 kN/m2, valor mínimo exigible de acuerdo al

documento CTE-DB-SI, para el paso de vehículos de emergencia de bomberos.

En el forjado de planta segunda se considera una carga muerta de pavimento, de 0,5 kN/m2, y

una sobrecarga de uso de 4,0 kN/m2 para el análisis de los forjados de losa, (calculados como

elementos unidireccionales), y de 3,0 kN/m2 para la evaluación de elementos estructurales

principales, tales como vigas, ménsulas o soportes.

Se ha verificado que, para que la estructura del Aparcamiento cumpliera con las exigencias de la

Instrucción de acciones en puentes de carretera, IAP-11, sería necesario un refuerzo

generalizado de la misma, incluido recrecido de losa de cubierta, refuerzo de vigas, soportes, etc..

En lo que se refiere a los resultados del análisis y evaluación estructural, las condiciones de seguridad de

los distintos elementos estructurales pueden resumirse como sigue:

Las condiciones de seguridad de los forjados de losa de primera planta, (cubierta), de 20 cm de

espesor, y de segunda planta, de 15 cm de espesor, presentan una seguridad aceptable para

soportar las máximas cargas reflejadas, (20,0 kN/m2 y 4,0 kN/m2 respectivamente).

También son aceptables las condiciones de seguridad de las vigas principales en primera

planta, sección en V y/o rectangular, de 110 cm de canto, y en segunda planta, sección en V y/o

rectangular, de 75 cm de canto. Ello tanto en el caso general, isostático, (giro permitido en los

apoyos), en los pórticos rígidos, (apoyados en pilares P-2), o en vigas embrochaladas continuas.



Respecto de los pilares. Para la sobrecarga de uso de 15,0 kN/m2, (≈ proyecto original), y pese a

la baja resistencia del hormigón, las condiciones de seguridad a flexocompresión se estiman

aceptables. Para la sobrecarga de 20,0 kN/m2, (exigencia del DB-SI), las condiciones de

seguridad son inaceptables en los soportes de las alineaciones exteriores, paralelas a los muros

longitudinales, (lados este y oeste del estacionamiento).

Para justificar la carga de uso en cubierta de 20,0 kN/m2, es necesario plantear un refuerzo de

los pilares con referencia del levantamiento R16, R17, R33, R34, R50, R51, R67 y R68, (ver

planos en apartado II.1 del informe). Este refuerzo es imprescindible en el segundo sótano,

(donde los coeficiente de seguridad calculados son bajos), debiendo extenderse a la planta

superior, para asegurar su correcto funcionamiento, según la bibliografía técnica consultada.

Aunque los coef. de aprovechamiento a compresión centrada no superan el 110%, el riesgo de

rotura frágil, (elementos muy comprimidos, con cuantías bajas), lleva a recomendar el refuerzo.

En el resto de pilares de la estructura del aparcamiento subterráneo no se precisa intervención.

Por último, el mayor problema de seguridad se encuentra en las ménsulas cortas. La normativa

no ha recogido la solución para el armado de ménsulas cortas hasta la versión de la Instrucción

EH-82. La normativa empleada para el proyecto del aparcamiento o durante construcción, HA-61

ó EH-68, no recogen prescripciones para ese tipo de elementos.

Se ha verificado que las condiciones de seguridad de las ménsulas de plana primera, (cubierta),

de acuerdo a la formulación de la vigente Instrucción EHE-08, son inaceptables debido a la baja

cuantía de la armadura principal respecto de la necesaria por cálculo. Ello tanto para la

sobrecarga de uso de 20,0 kN/m2 como para la de 15,0 kN/m2.

Ciertamente, hasta la fecha, la experiencia en servicio de la estructura del aparcamiento, ha sido

satisfactoria. Y ello para cargas de tráfico, incluyendo vehículos pesados. Sin embargo. Al igual

que con los soportes, las ménsulas cortas son elementos con riesgo de rotura frágil. El hecho

de que no existan daños no implica necesariamente un nivel de seguridad aceptable.

Consideramos razonable, dado que se pretende acometer obras de reforma de la Plaza, una

intervención de refuerzo estructural de las ménsulas cortas en planta primera, (cubierta). Este

refuerzo supondrá una mejora de la seguridad y vida útil de la estructura, en condiciones

adecuadas al uso de la Plaza. Este refuerzo se plantea como imprescindible para aquellos

ámbitos en los que deba justificarse la sobrecarga de 20,0 kN/m2. No se considera necesario en

caso de adecuación de la Plaza para uso estrictamente peatonal, sobrecargas de 5,0 kN/m2, con

cargas muertas de pavimento de hasta 3,0-4,0 kN/m2 adicionales.

Por último las condiciones de seguridad en las ménsulas de segundo sótano si se consideran

aceptables, al ser la cuantía de armado sensiblemente superior en relación a las cargas.

En resumen, la buena experiencia del comportamiento en servicio de la estructura hasta la fecha, y la

ausencia de patologías graves, tales como grandes deformaciones o fisuración, que indiquen un riesgo de

fallo, (fuera de las relacionadas con los procesos de corrosión), nos llevan a concluir que el estado actual

de la estructura, (una vez efectuadas la necesarias reparaciones), puede mantenerse a largo plazo, con

condiciones de seguridad aceptables para el uso público de vehículos ligeros en planta segunda del

aparcamiento y peatonal en la Plaza.



Pero, en caso de que se necesite justificar unas cargas de uso en cubierta de la Plaza para paso de

vehículos de emergencias, (bomberos, según DB-SI), de 20,0 kN/m2, deberá asumirse necesariamente

una intervención que mejore dos aspectos críticos. Estos son la baja seguridad de los pilares de

alineaciones exteriores en segundo sótano, (los citados antes), y de las ménsulas cortas que soportan

las cargas de las vigas de cubierta. Con esa intervención deben alcanzarse niveles de fiabilidad

equivalentes, al menos, a los de la vigente Instrucción de Hormigón Estructural, EHE-08.

Una solución intermedia pasaría por disponer en superficie dos bandas laterales, (lados este y oeste de

Plaza y aparcamiento), de 5 a 6 m de ancho, en previsión del paso de vehículos de emergencia. Para

justificar las adecuadas condiciones de la estructura a la sobrecarga de 20,0 kN/m2 en esas bandas, sería

suficiente el refuerzo de los 8 pilares de alineaciones exteriores, así como de sus correspondientes

ménsulas cortas, incluida la de muro en el extremo noreste. Es una solución que debería ser planteada

en el proyecto de reforma integral de la Plaza, y justificada adecuadamente ante Bomberos.

Adicionalmente, la propiedad, (Ayuntamiento) o concesionaria, (en su caso), deberá asumir la necesidad

de realizar regularmente los trabajos de mantenimiento y reparación que sean necesarias en aquellos

elementos en los que se detecten daños o lesiones, (una vez acometidos los necesarios trabajos de

reparación y refuerzo), que puedan afectar a la seguridad y estabilidad estructural del aparcamiento.

I.10.- RECOMENDACIONES

En las condiciones actuales de la estructura resulta complejo establecer el periodo de vida útil de la

misma. La vida útil de la estructura estará relacionada con las intervenciones que se realicen para su

preservación. En el supuesto de no hacer intervención alguna no se puede asegurar ni la seguridad ni la

durabilidad a corto plazo, ya que al estar las armaduras expuestas en algunos casos, la velocidad de

corrosión aumenta y con ella la degradación de la estructura. Es necesaria la detención del proceso

corrosivo para evitar problemas de seguridad en la estructura, futuros costes de intervención

desmesurados o degradación tal que haga inviable la reparación.

Una prolongación razonable y coherente de la vida útil dependerá de la calidad de la ejecución de las

obras de reparación y el seguimiento de un programa de inspección y mantenimiento en el tiempo.

Es imprescindible detener el avance de los procesos corrosivos restituyendo la estructura a su condición

inicial, con reparaciones locales ó generalizadas, únicamente en los elementos que manifiesten daños,

completada con intervenciones de refuerzo para mejora de la seguridad de pilares y ménsulas cortas, en

función de las cargas de uso previstas.

Por tanto se analizan y establecen las posibles intervenciones en relación con los daños de la estructura y

con el objetivo indicado, especificando los aspectos y consideraciones a seguir.

Por un lado hay problemas localizados de corrosión que afectan a zonas pequeñas de la estructura, sin

llegar a la rotura de ningún estribo, o a lo sumo, alguno, pero sin gran extensión en el alcance de las

lesiones. En estas zonas deben acometerse trabajos de reparación.



Adicionalmente, en los elementos a reforzar, tales como pilares y ménsulas, el coste de la intervención

será mayor, y debe permitir alcanzar un nivel de fiabilidad y seguridad estructural ya definitivo,

(equivalente al que fija la vigente EHE-08), que no haga necesaria la intervención futura. Para estos

elementos el alcance sería realizar trabajos de reparación con refuerzo estructural.

Para establecer las recomendaciones de reparación se adopta la metodología de la Norma europea EN-

1504 "Productos y sistemas para la protección y reparación de las estructuras de hormigón"

EN-1504-1-2005: "Definiciones".

EN-1504-2-2004: "Sistemas de protección superficial".

EN-1504-3-2005: " Reparación estructural y no estructural".

EN-1504-4-2004: "Adherencia estructural".

EN-1504-5-2013: "Inyección del hormigón".

EN-1504-6-2006: "Anclaje de barras de acero".

EN-1504-7-2006: "Proteccion de las armaduras contra la corrosión".

EN-1504-8-2004: "Control de Calidad y Evaluación de la Conformidad".

EN-1504-9-2008: "Principios generales para el empleo de sistemas y productos".

EN-1504-10-2003: "Aplicación de los productos y Control de Calidad de la ejecución".

De acuerdo a la norma EN-1504-9 citada se resumen los principios generales que se han considerado

para la elección del sistema de reparación y refuerzo y los distintos métodos de reparación convenientes

para el presente caso, que serán objeto de análisis comparativo para su aplicación en el caso presente.

Se muestran en las tablas 1 y 2 siguientes:

TABLA-1. PRINCIPIOS RELATIVOS AL CONCRETO

APLICA MÉTODO DE INTERVENCIÓN

1.-Protección contra la penetración X Revestimientos ó impregnaciones hidrófugas(1)

2.-Control del grado de humedad

3.-Restauración del hormigón X Mortero con aplicación manual ó proyectado

4.-Refuerzo estructural X Para esfuerzo cortante, inclusión de nuevos estribos ó refuerzo mediante composites CFRP laminados ó en tejido.

5.-Incremento de resistencia física

6.-Resistencia a productos químicos

(1): a evaluar



(2): a evaluar

Con los métodos indicados se establece y el sistema de reparación más adecuado y viable, y se

recomiendan los requisitos para la correcta elección de los materiales. Como clave de la garantía de

durabilidad, estará el diseño de la reparación con materiales de altas prestaciones y recubrimientos

adecuados de las armaduras.

Con lo indicado se establecen las consideraciones y recomendaciones siguientes:

A. De las intervenciones generales de reparación

La reparación de los elementos dañados contempla las fases siguientes:

Eliminación y saneado del hormigón carbonatado.

Limpieza y preparación de superficies.

Regeneración del recubrimiento de las armaduras y recomposición de la sección

TABLA-2.-PRINCIPIOS RELATIVOS A LA CORROSION DE LA ARMADURA

APLICA MÉTODO DE INTERVENCIÓN

7.-Preservacion ó restauración de la pasividad X Incremento del recubrimiento

Sustitución del hormigón carbonatado ó contaminado

8.-Incremento de la resistividad X Revestimiento (2)

9.-Control catódico

10.-Protección catódica

11.-Control de las zonas anódicas X Revestimiento activo de la armadura ó revestimiento de protección de la armadura



En el Cuadro anterior se muestra el sistema general de reparación que se recomienda, acorde

con los principios mencionados.

El sistema de reparación se aplicará tanto a los daños localizados de corrosión que afectan a

zonas pequeñas de la estructura, sin llegar a la rotura de ningún estribo, o a lo sumo, alguno,

pero sin gran extensión en el alcance de las lesiones.

El saneado deberá realizarse en profundidad, eliminando el hormigón carbonatado por detrás de

las armaduras afectadas y dejando las mismas descubiertas.

Para realizar la preparación del soporte y la limpieza de armaduras no puede ser manual, es

imprescindible el empleo de proyección abrasiva con chorro de arena, que a su vez permitirá

eliminar previamente morteros de reparación y pintura aplicada en las intervenciones realizadas.

La regeneración del recubrimiento y la recomposición de la sección, se realizará mediante

morteros de reparación de base mixta cemento-epoxi, (calidad apta para refuerzos estructurales,

clase R4 según UNE-EN 1.504), debiendo proporcionar un espesor de recubrimiento suficiente.

Se recomienda aplicar una capa fina de terminación, que sirva para adecuar el acabado y aspecto

de la estructura y a su vez como elemento de protección a la penetración superficial.

B. De las intervenciones locales

En el caso de reparaciones locales, es necesario evitar el parcheo incorrecto que no es eficaz,

práctica que ha llevado a un gran número de intervenciones fallidas. Para eso se muestra en el

esquema siguiente las reglas a seguir para la ejecución de las reparaciones locales.

C. Intervenciones de Refuerzo en Pilares

Consideramos que la mejor solución para el refuerzo estructural de los soportes con bajos

coeficientes de seguridad a flexocompresión, (y compresión centrada), es realizar un recrecido de la

sección, también de hormigón armado.



Estos recrecidos pueden ajustarse a 8-10 cm de espesor mínimo, mediante el empleo de

hormigones de dosificación adecuada, del tipo autocompactable, AC según la nueva designación

recogida en la vigente EHE-08. Se trata de hormigones de dosificación adecuada con aditivos

superfluidificantes y adiciones de humo de sílice que aseguran la posibilidad de vertido en secciones

muy pequeñas, prácticamente sin necesidad alguna de vibrado. Las adiciones de humo de sílice

permiten, además, obtener resistencias estructurales elevadas, aptas para los esfuerzos a soportar.

El proceso a realizar sería el siguiente:

Eliminación y saneado del hormigón carbonatado.

Limpieza y preparación de superficies de las armaduras existentes afectadas por corrosión.

Anclajes de las armaduras longitudinales del recrecido en la cimentación.

Ferrallado de refuerzo, (longitudinal y transversal), encofrado y hormigonado de la sección del

recrecido, hasta el nudo de encuentro con la losa y viga del forjado del nivel superior.

Si se le da continuidad al recrecido hasta la planta superior, tal como se recoge en la bibliografía

técnica especializada, es muy importante asegurar la correcta transmisión de esfuerzos entre

plantas a través del nudo. Para ello deben plantearse taladros en la losa de forjado, que permitan

disponer barras pasantes, (solape) y anclajes de armaduras longitudinales en los encuentros con

las ménsulas cortas, en su caso.

A continuación se recoge un detalle de una sección tipo para esa solución de recrecido.

En cualquier caso también pueden plantearse otro tipo de soluciones de refuerzo, tales como

empresillados metálicos. Son soluciones que, en teoría, permiten ocupar menos espacio. Sin

embargo, la necesidad de una adecuada protección frente al fuego, termina por anular esa

supuesta ventaja. Además la colaboración entre acero y hormigón en este tipo de soluciones es

menos evidente.



Por último también cabe adoptar otro tipo de soluciones de refuerzo, como el zunchado mediante

laminados (tejidos wet-lay) mediante fibra de carbono, (los denominados CFRP, Carbon Fiber

Reinforced Polymer). Son bandas de muy alta resistencia que se disponen, en el caso de los

refuerzos de elementos a compresión, envolviendo la pieza, en una o varias capas, dependiendo

de la resistencia a alcanzar, adheridos mediante resinas y morteros de altas prestaciones.

En estas soluciones se deberá prestar atención a la terminación de la superficie, dado que es

necesaria la regeneración del recubrimiento en las zonas reparadas afectadas por corrosión. En

cualquier caso es necesario prever la aplicación de una capa de primer antes de colocar las

láminas de CFRP. En el caso de sistema wet-lay up siempre habrá que aplicar el primer. Los

materiales para estas intervenciones deben ser de altas prestaciones de clase R-4 s/EN-1.504.

Son soluciones de diseño específicas para refuerzos y presentan la ventaja que los refuerzos de

CFRP no están sujetos a problemas de corrosión. A cambio, su funcionamiento, en el caso de

refuerzo de soportes, está muy limitado por el efecto de concentración de tensiones en las

esquinas, (caso de pilares de sección cuadrada o rectangular), que restringe mucho la capacidad

de zunchado de la sección.

A nuestro juicio solo debe plantearse esta solución en caso de un problema crítico con el espacio

libre disponible para la intervención. En cualquier caso son alternativas que deberán ser

analizadas y evaluadas por empresas especializadas, y debidamente justificadas.

D. Intervenciones de Refuerzo en Ménsulas

A efectos de la valoración, recogida en el apartado correspondiente de los ANEJOS del presente

informe, se han planteado dos alternativas para el refuerzo de las ménsulas cortas.

En soportes se propone dispone dos chapas metálicas, con la geometría de la doble ménsula,

(desde el arranque en cabeza del pilar) adosadas al hormigón. Para asegurar la colaboración de

las chapas y la sección de hormigón se dispondrán una serie de varillas roscadas pasantes

pretensadas, en dirección transversal a estas.

Las varillas deben dimensionarse de forma que el esfuerzo de pretensado proporcione una

compresión suficiente del hormigón para la transmisión de los esfuerzos de corte que solicitan la

ménsula. La transmisión de esfuerzos está, en cualquier caso condicionada al ángulo de

rozamiento interfaz acero-hormigón, y depende de la rugosidad y tratamiento de las superficies.

Más compleja es la solución de refuerzo para las ménsulas embebidas en los muros de

contención perimetrales. Si es necesario únicamente reforzar una de las ménsulas la solución

más sencilla sería disponer un nuevo soporte en ese punto. Si es necesario extender el refuerzo a

otras ménsulas esta intervención no parece admisible dada su afección a la distribución.

Se ha valorado una solución consistente en disponer barras corrugadas ancladas en cabeza de

las ménsulas, mediante taladros rellenos con resinas epoxi. Estas barras se dispondrían en

sentido longitudinal, en paralelo a la armadura principal. El espesor de muro de hormigón en

masa permite el anclaje de las mismas en el trasdós de la ménsula. El anclaje en la parte volada



de esta se consigue disponiendo una chapa de reparto en el frontal. En cualquier caso se trata de

una solución compleja que debe ser valorada con detenimiento.

E. Apertura de Huecos para Rampas en Cubierta

Conviene hacer hincapié en otro aspecto de las futuras intervenciones sobre la estructura del

Aparcamiento. De acuerdo a la información facilitada por los Servicios Técnicos del Ayuntamiento, se

está planteando modificar los accesos al aparcamiento subterráneo.

La nueva propuesta incluye apertura de huecos para las nuevas rampas en el extremo sureste del

parking, (entre carrer Paz y carrer del Mar). Se trataría de grandes huecos longitudinales en el

espacio correspondiente al pasillo exterior, entre la última alineación de soportes y el muro,

(separación de cara de muro a eje de pilar de 3,75 m).

Es importante recordar que los muros son elementos de hormigón en masa, no armados. Su

capacidad de trabajar como elementos en ménsula es, por tanto, muy limitada. Previamente a la

apertura de esos huecos en el forjado de cubierta, deberá realizarse una intervención de contención o

mejora del terreno que asegure la estabilidad de los muros.

Pueden plantearse soluciones de muros de micropilotes adosados al trasdós de los muros de

hormigón en masa del aparcamiento, anclados al terreno, previa ejecución de viga de atado en

coronación, antes de acometer la demolición de forjados. También pueden plantearse otro tipo de

mejoras del terreno, tales como inyecciones, que mejoren la cohesión de este limitando los empujes

sobre el trasdós del muro.

En relación con el diseño de las intervenciones y la verificación del refuerzo indicar que las secciones

reforzadas, no pueden dimensionarse directamente como una sección de hormigón monolítica. El CEB y

la distinta bibliografía técnica disponible al respecto adoptan coeficientes de minoración de la resistencia

de los materiales de refuerzo, (acero y hormigón del recrecido), más elevados que los que adopta la

Instrucción de Hormigón, para tener en cuenta la menor eficiencia al tratarse de un refuerzo.

Lógicamente el diseño de la reparación y los refuerzos se deben determinar en el correspondiente

Proyecto de Reparación y Refuerzo Estructural, que debe contener unas especificaciones detalladas

de los materiales, su idoneidad y prestaciones, así como ejecución y las condiciones de aplicación.

Por último, para evitar daños en otras partes del aparcamiento, así como garantizar la efectividad de las

actuaciones de reparación que puedan realizarse, deben eliminarse los posibles focos de entrada de

agua, tales como juntas de construcción en el forjado de cubierta, encuentros entre muros y forjado, etc..

Deberán aprovecharse las obras de remodelación de la Plaza para acometer una mejora en la solución

de impermeabilización del forjado de cubierta, tanto sobre el forjado como en los encuentros con los

muros de contención perimetrales, con especial atención a las rampas nuevas y/o existentes.

Así mismo, se incide en la necesidad de implementar un plan de mantenimiento e inspecciones

periódicas, que permita comprobar la evolución de las actuales condiciones de seguridad y durabilidad.



Esta inspección se refiere a los elementos estructurales y no estructurales que tengan relación con el

comportamiento de la estructura y será independiente de las del mantenimiento ordinario del edificio

desde el punto de vista funcional ó usual del Estadio.

I.11.- VALORACIÓN ESTIMADA DE LAS INTERVENCIONES

Las actuaciones que se proponen en cada caso se describen, cuantifican y valoran en el apartado II.4.-

VALORACIÓN DE TRABAJOS DE REPARACIÓN Y REFUERZO en los anejos del presente informe.

Debe tenerse en cuenta que se trata de descripciones para una valoración y no las definitorias de un

proyecto, por lo que la extensión y alcance de las reparaciones y por ende las mediciones son

aproximadas y pueden llevar aparejado cierto margen de error. Así mismo, y tal y como se justifica en el

correspondiente anejo, la valoración se basa en precios de bases de datos de construcción, y se refiere

exclusivamente a las actuaciones de reparación, refuerzo y rehabilitación de la estructura del

aparcamiento, y que no incluye otras intervenciones que serían necesarias acometer como son la

demolición y levantado de la plaza y su reurbanización, la reposición y acondicionamiento de

instalaciones, ni todas las intervenciones necesarias para habilitar las nuevas rampas.

I.12.- BIBLIOGRAFÍA Y NORMATIVA

INSTRUCCIÓNES PARA EL PROYECTO Y EJECUCIÓN DE OBRAS DE HORMIGÓN EN MASA O

ARMADO, desde 1939 hasta la vigente EHE.

“PATOLOGÍA Y TERAPÉUTICA DEL HORMIGÓN ARMADO”, (M. Fernández Cánovas).

CÓDIGO TÉCNICO DE LA EDIFICACIÓN, CTE-DB-SE Seguridad estructural

Valencia, 06 de JUNIO de 2016.

El presente informe consta de cuarenta y cino (45) páginas debidamente numeradas, excluidos índices y

anejos.

Fdo.: Autor del Informe.

Alejandro Marqués Hernández.

Ingeniero de Caminos, C. y Puertos.

Nº Col.: 10.002

Fdo.: Autor del Informe.

Jesús Martínez Serrano.

Ingeniero de Obras Públicas.

Nº Col.: 12.205


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II.- ANEJOS


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II.1.- PLANOS LEVANTAMIENTO ESTRUCTURA


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II.2.- REGISTRO Y LEVANTAMIENTO DE DAÑOS


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II.3.- TRABAJOS DE CAMPO Y ENSAYOS DE CARACTERIZACIÓN


Ref: T-202 – Evaluación Estructural Aparcamiento Subt. “Plaza de la Reina” en Valencia V

II.4.- VALORACIÓN TRABAJOS DE REPARACIÓN Y REFUERZO


Ref: T-202 – Evaluación Estructural Aparcamiento Subt. “Plaza de la Reina” en Valencia VI

II.5.- ANEJO DE CÁLCULO, ESFUERZOS Y COMPROBACIONES

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