REVISIÓN DE LAS NTC (2004) PARA EL DISEÑO DE COLUMNAS COMPUESTAS

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Sociedad Mexicana de Ingeniería EstructuralSociedad Mexicana de Ingeniería Estructural

REVISIÓN DE LAS NTC (2004) PARA EL DISEÑO DE COLUMNAS COMPUESTAS

Tiziano Perea Olvera1 y Roberto T. León2

RESUMEN En el presente artículo se hace una revisión de las Normas Técnicas Complementarias del Reglamento de Construcciones del Distrito Federal (NTC, 2004) en lo referente al diseño de columnas compuestas de acero estructural y concreto. Se muestran tres casos de edificios altos construidos y diseñados en la ciudad de México utilizando marcos con columnas compuestas. Se resume brevemente las disposiciones de las NTC (2004) en lo relativo al diseño de columnas compuestas, contrastando dichas propuestas con las correspondientes a algunos códigos internacionales (AISC, 2005; EC-4, 2004; AIJ; 2001). Enseguida se evalúan y discuten los resultados del cálculo de la resistencia de columnas compuestas, considerando tanto columnas de acero encajonadas con concreto reforzado (SRC) como columnas tubulares de acero rellenas de concreto (CFT); además se contrastan algunos de estos resultados con los obtenidos a partir de análisis de fibras. Los resultados muestran que, a diferencia de las NTC (2004), las especificaciones internacionales evaluadas producen valores confiables y compatibles con el análisis plástico de la sección transversal, reconociendo así las grandes ventajas que ofrecen los elementos compuestos.

ABSTRACT This paper presents a review of the provisions in the Mexico City code (NTC, 2004) related to the composite column design. Three high-rise buildings designed and built in Mexico City with SRC composite columns are shown. The NTC (2004) provisions are discussed and compared with those given in similar codes (AISC, 2005; EC-4, 2004; AIJ; 2001). The strength obtained from these code provisions for both CFT & SRC composite columns are evaluated and discussed. The results obtained from fiber analysis are also shown and compared with those obtained from the codes. The results show that international code provisions, as opposed to NTC (2004) ones, result in more consistent values compatible with cross-sectional strength models, giving proper recognition to the advantages of composite design.

INTRODUCCIÓN Es conocido en el gremio que en México, especialmente en sitios donde no existe un reglamento local (que por ley es de competencia municipal), el ingeniero estructurista base su diseño en normas nacionales como las de la ciudad de México (NTC, 2004), o incluso internacionales como la del Instituto Americano del Concreto (ACI, 2004) o la del Instituto Americano de la Construcción en Acero (AISC, 2005). En caso de diseño sísmico o eólico en el país, es común también emplear el Manual de Diseño por Sismo y por Viento publicado por el Instituto de Investigaciones Eléctricas de la Comisión Federal de Electricidad en 1993. No obstante que estos documentos no tienen por sí mismos un carácter legal fuera de su jurisdicción, llegan a tenerlo cuando la autoridad municipal lo indica explícitamente en su legislación o cuando el estructurista los incorpora en los documentos del proyecto. En algunos reglamentos municipales, cuando los hay, incluso se evidencia una clara réplica de las NTC (no siempre de la versión más reciente) con solo cambios, en el mejor de los casos, en algunos parámetros estudiados sobre el sitio. Consecuentemente, las NTC representan la base de un gran porcentaje de los diseños de estructuras en el país (Ordaz y Meli, 2004).

1 Estudiante de Posgrado. Georgia Institute of Technology, Civil & Environmental Engineering. 790

Atlantic Dr. Atlanta, GA 30332-0355. Tel: (404) 385-0778. E-mail: [email protected] 2 Profesor Titular. Georgia Institute of Technology, Civil & Environmental Engineering. 790 Atlantic Dr.

Atlanta, GA 30332-0355. Tel: (404) 894-2201. Fax: (404) 894-2278. E-mail: [email protected]

XV Congreso Nacional de Ingeniería Estructural Puerto Vallarta, Jalisco, 2006

2

El RCDF así como sus NTC han sido actualizadas aproximadamente cada diez años, y el proceso es coordinado por diferentes comités técnicos integrados por académicos e ingenieros de la práctica profesional mexicana. Con este procedimiento, en febrero de 2004 fueron actualizadas todas las Normas Técnicas Complementarias (NTC, 2004) del Reglamento de Construcciones del Distrito Federal. La actualización de las NTC (2004) incluye el estado actual de conocimiento en México en el diseño de estructuras de concreto, acero, mampostería, cimentaciones, sismo, viento, madera y criterios. En la actualización de estas normas se incorporaron asimismo provisiones para el diseño de columnas compuestas de acero estructural y concreto; sin embargo, como se comentará más adelante, la mayoría de las disposiciones de las NTC (2004) para columnas compuestas tienen su base en las disposiciones de códigos afines y/o estudios realizados principalmente en los Estados Unidos. Lo anterior es consecuencia de la escasa investigación que se ha desarrollado en el país relativo al comportamiento de columnas compuestas no obstante a que, como se comenta a continuación, se han empleado dichos elementos híbridos en la construcción de edificios de mediana y gran altura en la ciudad de México.

TRES APLICACIONES EN MÉXICO DE EDIFICIOS CON COLUMNAS COMPUESTAS Al igual que en muchas partes del mundo, el sistema de marcos en construcción compuesta empieza a ser en México una de las soluciones estructurales aplicadas a las obras civiles. A la fecha, son solo algunos despachos de ingeniería en México que han estructurado edificios con columnas compuestas. Las pocas aplicaciones han consistido en columna de acero I para montaje, las cuales son conectadas generalmente a vigas metálicas; las uniones entre estos elementos son conexiones a cortante diseñadas para proveer resistencia ante cargas de gravedad y servicio durante la etapa de construcción. Después del montaje de vigas y colado del sistema de piso en niveles superiores, las columnas metálicas se encajonan con concreto reforzado para proveer de resistencia y rigidez final ante cargas laterales. Este sistema permite ahorros significativos en los tiempos de ejecución, así como en el detallado de las conexiones viga-columna. Uno de los primeros edificios en México en construcción mixta está ubicado en la Av. Paseo de la Reforma, ciudad de México, el cual fue diseñado a mediados de los 90’s por la empresa EMRSA (Figura 1; Martínez Romero, 1999). El edificio de 26 niveles y 2 sótanos, está estructurado con marcos resistentes a momento en ambas direcciones. Las columnas compuestas, de secciones circulares y rectangulares, están formadas por perfiles I ahogadas en concreto reforzado de fc’=39.2MPa (400kg/cm2, 5.7ksi; Figuras 2 y 3). El sistema estructural permitió tener un avance importante en los tiempos de construcción al utilizar las columnas metálicas como montaje para soportar cargas de gravedad durante la etapa de construcción, y proporcionando de resistencia y rigidez final después del colado de la sección en concreto (Martínez Romero, 2005).

Figura 1. Edificio de 26 niveles para oficinas estructurado con columnas SRC (Martínez Romero, 1999)

3


Figura 2. Detallado de columnas compuestas encajonadas SRC (Martínez Romero, 1999)

Figura 3. Armado de columnas compuestas encajonadas SRC (Martínez Romero, 1999)

Otro edificio en la ciudad de México con columnas compuestas es el que se muestra en la figura 4. Originalmente este edificio de oficinas de 19 niveles, diseñado por la firma EMRSA, se estructuró en concreto; sin embargo, debido al retraso que llevaba el programa de construcción por problemas en la excavación, se decidió ahogar columnas metálicas de montaje en secciones de concreto a fin de agilizar el proceso constructivo de la estructura metálica. Dicho cambio se realizó sin detener el proceso constructivo, además que facilitó las conexiones de algunos volados de las fachadas que no se habían podido resolver en concreto y, por supuesto, redujo el costo de la construcción sin alterar el proyecto arquitectónico (Martínez Romero, 2003).


4

Figura 4. Edificio de 19 niveles para oficinas estructurado con columnas metálicas de montaje encajonadas con concreto reforzado (Martínez Romero, 2003) La figura 5 muestra un edificio de oficinas de 20 niveles, también ubicado en la ciudad de México y diseñado por la firma EMRSA en el 2003. El edificio tiene cuatro crujías en la dirección longitudinal y una crujía de 30m de claro en la dirección perpendicular. Para evitar vigas de secciones robustas que salvaran los 30m de claro, se propuso Armaduras Vierendeel de un piso de altura y 30m de claro. Las columnas metálicas exteriores se utilizaron para el montaje y conexión con las vigas de los entrepisos, posteriormente quedando ahogadas en secciones de concreto reforzado (Martínez Romero, 2003). En la figura 6 se muestra esquemáticamente el proceso constructivo de este edificio.

Figura 5. Edificio de 20 niveles para oficinas estructurado con armaduras Vierendeel y columnas metálicas de montaje encajonadas con concreto reforzado (Martínez Romero, 2003).

5


Figura 6. Etapas de montaje y construcción para los primeros 4 niveles del edificio de la figura 5 (Martínez Romero, 2003)

REQUISITOS DE LAS NTC (2004) PARA EL DISEÑO DE COLUMNAS COMPUESTAS Las Normas Técnicas Complementarias para Diseño y Construcción de Estructuras de Concreto (NTCEC, 2004) citan que, para secciones compuestas con elementos de acero, se deberán de aplicar las Normas Técnicas Complementarias para Diseño y Construcción de Estructuras Metálicas. Así, todas las disposiciones de diseño de elementos compuestos de acero y concreto son expuestas en el capítulo 3.6 de la norma correspondiente a las estructuras de acero, en este trabajo citada como NTC (2004). LIMITACIONES Para que un miembro comprimido pueda considerarse compuesto, las NTC (2004) exigen que se satisfagan ciertos requisitos. Algunos de ellos solo tienen aplicabilidad a cierto tipo de columnas compuestas; otros, se sustentan en límites sugeridos en la literatura especializada en función de los intervalos en los datos experimentales disponibles. Las limitaciones citadas son:

a) El área de la sección transversal del elemento de acero es, cuando menos, el cuatro por ciento del área de la sección transversal compuesta total. Esta limitación también era requerida por las normas del AISC (1986), y se justificaba por las diferencias en resistencia obtenidas con AISC y ACI para columnas con cuantías menores al cuatro por ciento. Las actuales especificaciones AISC (2005) se basan en el método de resistencia última y, por lo tanto, las diferencias se reducen (León y Aho, 2002; AISC Commentary, 2005). Las actuales especificaciones AISC (2005) fijan este límite al uno por ciento. b) El concreto que recubre la sección de acero está reforzado con barras longitudinales de carga, barras longitudinales para restringir el concreto, y estribos transversales. Evidentemente esta limitación únicamente aplica a columnas encajonadas SRC, en las cuales es indispensable acero de refuerzo para aportar resistencia, pero principalmente confinamiento al concreto. Para columnas rellenas CFT, el acero de refuerzo no es tan esencial debido a que la sección de acero provee de resistencia y ductilidad a la sección de concreto; sin embargo, la inclusión de acero de refuerzo es útil en caso de que se desee tener una reserva, por ejemplo, como el de garantizar una resistencia mínima para resistir al menos las cargas de gravedad en caso de incendio, suceso en el cual es segura la caída de resistencia de la sección metálica.

(i) (ii) (iii)

(iv) (v) (vi)


6

c) Si el concreto es de peso volumétrico normal, su resistencia especificada en comprensión no es menor de 20MPa (200kg/cm²) ni mayor de 54MPa (550kg/cm²); si es ligero tendrá una resistencia no menor de 29MPa (300kg/cm²). Esta limitación tiene su base en el rango de ensayes experimentales disponibles con concretos de resistencia normal, concretos de alta resistencia, y concretos ligeros. Las NTC de Estructuras de Concreto (NTCEC, 2004), por su parte, limitan la resistencia máxima del concreto a valores de 70MPa (714kg/cm2). d) Si el límite de fluencia del acero, sea estructural o de refuerzo, es mayor de 412MPa (4200kg/cm²), en el cálculo de resistencia se tomará ese valor. Esta limitación tiene su base en el rango de ensayes experimentales disponibles con los aceros estructural y de refuerzo. e) El grueso t de las paredes de las secciones tubulares de acero estructural rellenas de concreto no es menor que b√(Fy/3E) para cada cara de ancho b en secciones rectangulares o cuadradas, ni que D√(Fy/8E) en secciones circulares de diámetro exterior D, ni que 3mm en cualquier caso. Esta limitación intenta garantizar un adecuado confinamiento en secciones rellenas CFT, y además, tener un adecuado retraso del pandeo local.

RESISTENCIA A COMPRESIÓN Para la determinación de la resistencia a compresión de un miembro compuesto, las NTC (2004) proponen ecuaciones similares a las que se utilizan para elementos de acero, con la variante de usar propiedades modificadas (o equivalentes) del esfuerzo de fluencia (Fym) y módulo de elasticidad (Em). Así, la resistencia a compresión de un miembro compuesto queda definida en como:

( ) tmytnnnc

my AFFRAF

FRRc ⋅⋅≤⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

−+= /122 15.01 λ

(1)

Donde At es el área total de la sección transversal del elemento de acero estructural. El parámetro de esbeltez λc está definido como:

m

myc E

FrKLπ

λ = (2)

Donde r es el radio de giro del elemento de acero estructural; para una sección ahogada en concreto, las NTC (2004) sugieren que no debe ser menor que 0.3 veces la dimensión total de la sección compuesta en el plano en que se estudie el pandeo. El radio de giro mínimo está dado por su dimensión menor sobre √12 para secciones rectangulares (≈0.3b) y el diámetro sobre √16 para secciones circulares (0.25D). La metodología de estimar la resistencia de elementos compuestos con parámetros modificados fue propuesta inicialmente por Furlong en 1976, y después, fue aceptada en las especificaciones del AISC de 1986. Las ecuaciones adaptadas de esta metodología en las NTC (2004) para la estimación de los parámetros modificados quedan definidas como:

t

cc

t

ryrymy A

AfCAAFCFF *

21 ++= (3)

t

ccm A

AECEE 3+= (4)

7


Donde Ac, At y Ar son las áreas de concreto, acero estructural y refuerzo longitudinal, respectivamente. Fy y Fyr son los esfuerzos de fluencia del perfil de acero y del refuerzo longitudinal. fc’ es la resistencia especificada del concreto en compresión, y fc* es la resistencia nominal del concreto en compresión, igual a 0.8fc’. E y Ec son los módulos de elasticidad del acero y del concreto, respectivamente. Para concretos clase 1, Ec se asume igual a 4400√fc’ (MPa) para concretos con agregado grueso calizo, y 3500√fc’ (MPa) si el agregado grueso es basáltico; para los de clase 2, Ec es igual a 2500√fc’ (MPa). Para concreto ligeros, se determinará de acuerdo con lo prescrito en las NTCEC (2004). Los coeficientes adoptados en las NTC (2004), presentados inicialmente en las especificaciones del AISC (1986), presentan los siguientes valores: C1=1.0, C2=0.85 y C3=0.4 para secciones tubulares rellenas de concreto o CFT, y C1=0.7, C2=0.6 y C3=0.2 para perfiles metálicos ahogados en concreto reforzado o SRC. Estos valores fueron propuestos por el comité SSRC Task Group 20, y estimados estadísticamente a partir de los ensayes experimentales encabezados por Galambos durante los años 70’s en los Estados Unidos (Viest et al., 1997). Una justificación de los valores asumidos en las especificaciones del AISC (1986) se mencionan a continuación:

Los coeficientes C1 y C2 están relacionados con la contribución del concreto reforzado (acero longitudinal y concreto, respectivamente) en la resistencia del elemento compuesto. Los valores de estos coeficientes en las especificaciones del AISC (1986) asumieron, debido al nivel de confinamiento que se pueden desarrollar, contribuciones del 70% en secciones SRC y 100% en secciones CFT (Viest et al., 1997). En el caso particular del coeficiente relacionado con el concreto (C2), se adoptó además un esfuerzo efectivo del 85% de la resistencia fc’, valor originalmente fue propuesto por el ACI para columnas de concreto reforzado (Viest et al., 1997); el coeficiente C2 para secciones SRC se aproximó a 60% (C2=0.70x0.85=0.595≈0.60). Debido al mayor confinamiento que desarrollan secciones circulares CFT, las actuales especificaciones del AISC (2005) aceptan un esfuerzo efectivo del 95% de la resistencia fc’ (León y Aho, 2002; AISC Commentary, 2005). Por su parte, el coeficiente C3 está relacionado con la contribución del concreto en la resistencia al pandeo de la sección compuesta; dicha contribución está íntimamente relacionada con el acortamiento del concreto y el nivel de agrietamiento, y éstos controlados a su vez por la cantidad de acero y el grado de confinamiento presente en el elemento de concreto, respectivamente (Viest et al., 1997). Valores de 0.40 para secciones CFT y de 0.20 para secciones SRC fueron originalmente adoptados por el AISC (1986). Debido a que el porcentaje de acero estructural se redujo del 4% al 1%, las actuales especificaciones del AISC (2005) proponen una variación lineal en función de la cuantía del acero estructural, oscilando entre 0.6 a 0.9 para secciones CFT y de 0.1 a 0.3 para secciones SRC.

RESISTENCIA A FLEXOCOMPRESIÓN Las NTC (2004) sugieren para el caso de flexocompresión la revisión de dos ecuaciones de interacción. La ecuación 5 se emplea para la revisión de las secciones extremas, mientras que la ecuación 6 se aplica para la revisión de la columna completa.

0.160.085.0

≤⋅

+⋅

+⋅ pyR

uoy

pxR

uox

yR

u

MFM

MFM

PFP

(5)

0.1**

≤⋅

++pyR

uoy

m

uox

C

u

MFM

MM

RP

(6)

Donde Pu es la demanda última en carga axial, Muox y Muoy son los momentos últimos en la sección extrema a analizar, y M*

uox y M*uoy son los momentos últimos máximos en toda la columna. La resistencia plástica a

compresión es Py=A*Fmy, La resistencia a compresión pura RC de la columna compuesta se calcula con la ecuación 1, mientras que el momento resistente Mm de la columna compuesta se obtiene con la ecuación 7.


8

( )pxRpx

mmyyRm MFM

EFrLFM ⋅≤⎟

⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛−=

55.1807.1 (7)

El factor de reducción de resistencia (FR) para compresión se propone con un valor de 0.85, mientras que para flexión se cita la sección 3.6.2.3, que corresponde al diseño de vigas compuestas con conectores de cortante. Esta última sección tiene tres incisos, cada uno proponiendo diferentes valores de FR (con intervalo de 0.85 a 0.90), dejando a la interpretación el asumir dicho valor. El inciso 3.6.2.5, apartado más ad hoc que el citado en el cuerpo de estas normas, se refiere a la resistencia de diseño de vigas ahogadas en concreto; éste sugiere tomar un valor de 0.90 si sólo se considera la plastificación de la sección de acero (es decir, si se desprecia la contribución del concreto) y de 0.85 si se considera la plastificación de la sección compuesta. El inciso 3.6.2.5 menciona también que, para determinar la resistencia nominal a flexión (Mpx), se puede suponer que la sección de acero está completamente plastificada (Ecuación 8), sin considerar ninguna resistencia adicional por la contribución del concreto, y en su caso, del acero de refuerzo.

yxpx FZM ⋅= (8) Las resistencias calculadas con la ecuación anterior, aun considerando factores de reducción de resistencia de 0.90, son muy conservadoras. Dicha resistencia, como se percibe, no reconoce las ventajas de la construcción compuesta al anular enteramente la contribución del concreto a flexión. El inciso 3.6.2.5 indica al final que, si se colocan los conectores de cortante necesarios y la sección está debidamente reforzada y confinada, la resistencia de diseño en flexión es la que corresponde a la plastificación completa de la sección compuesta. Sin embargo, no se presenta ninguna ecuación o recomendación adicional para su determinación, dejando al ingeniero el cálculo de la resistencias plástica de la sección compuesta. Es quizás debido a las posibles imprecisiones al calcular dicha resistencia que las NTC requieren usar un factor de reducción de resistencia de 0.85, menor al factor de 0.90 que se pide cuando se desprecia la contribución del concreto al usar la ecuación 8. Los comentarios a las especificaciones del AISC (1986) presentaban una ecuación aproximada para la estimación del momento plástico para secciones encajonadas SRC y doblemente simétricas (Ecuación 9); dicha expresión es la suma algebraica del momento plástico del perfil metálico, del momento debido a la fluencia del acero de refuerzo (asumiendo que tres de ocho varillas están en las caras opuestas), y finalmente, de la capacidad a momento del concreto reforzado en compresión.

( ) ywc

ywyrrryxpx FA

hfFAhFAchFZM ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+−+⋅⋅=

1'

22 7.12

231

(9)

En las actuales especificaciones del AISC (2005) se presentan expresiones con mayor aproximación para calcular las resistencias de puntos característicos del diagrama de interacción para diferentes tipos de columnas compuestas (AISC Design Examples, 2005). La Figura 7 muestra el caso de columnas encajonadas SRC con flexión alrededor del eje fuerte de le sección metálica. Las ecuaciones propuestas en estas especificaciones son consistentes con el análisis plástico y comptabilidad en deformaciones de la sección transversal; además, resistencias calculadas con estas expresiones también son congruentes con los resultados experimentales (Nishiyama et al., 2002; Varma et al., 2004; Chung y Matsui, 2005; Liu, 2006). De este modo, las resistencias calculadas para los puntos característicos D y C (Figura 7) destacan los valores correspondientes a la fallas balanceada y de cero esfuerzo en tensión, respectivamente. Por el contrario, estas resistencias no pueden ser capturadas por las ecuaciones de interacción propuestas en las NTC (2004; ecuaciones 5 y 6), las cuales solo proyectan una linea recta entre los casos de compresión y flexión pura (puntos A y B de la figura 7).

9


Figura 7. Ecuaciones para calcular puntos del polígono que aproxima al diagrama de interacción con flexión alrededor del eje fuerte, y para columnas de sección compuestas por perfiles I encajonas con concreto reforzado (AISC Design Examples, 2005).


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APLICACIÓN DE LAS NTC (2004) Y DE OTRAS NORMAS AFINES PARA EL CÁLCULO DE LA RESISTENCIA DE COLUMNAS COMPUESTAS

En los siguientes ejemplos se determinan, de acuerdo con NTC (2004), AISC (2005), EC-4 (2004) y AIJ (2004), los diagramas de interacción para las columnas que se describen a continuación, y cuyas secciones se muestran en la figura 8.

12 # 10 ESTR.#4@15

40

305

305

W14x90 IR356x134

368

368

40

635

635

508

φ508

9

HSS20x0.375

a) Columna 25x25SRC14x90 b) Columna CCFT20x0.375

584508

19

19

1919

508

305

508

15

15

c) Columna RCFT20x20x3/4 d) Columna RCFT20x12x5/8

Figura 8. Secciones de columnas compuestas

• La columna 25x25SRC14x90 (Figura 8.a) consta de un perfil de acero NOM B234 (Fy=248MPa, 2530kg/cm2) o ASTM A36 (Fy=36ksi), con una sección IR356x134.2 o W14x90, encajonada por una sección de concreto de 63.5x63.5cm (25x25in); el acero de refuerzo (Fy=414MPa, 4218kg/cm2, 60ksi) de esta columna consta de 12 varillas del #10 de acero longitudinal, y estribos del #4@15 de acero transversal. La distribución del acero longitudinal y transversal facilita la conexión con las vigas que llegasen al nodo.

• La columna CCFT20x0.375 (Figura 8.b), es una sección circular compuesta de un perfil tubular

circular OR508x9.5 o HSS20x0.375 de Acero ASTM A500 grado B (Fy=290MPa, 2953kg/cm2, 42ksi) y rellena de concreto con resistencia de 34.5MPa (350kg/cm2, 5ksi).

• La columna RCFT20x20x3/4 (Figura 8.c), es una sección formada por 4 placas de 508x19mm

(20x3/4in) de Acero NOM B234 (Fy=248MPa, 2530kg/cm2) o ASTM A36 (Fy=50ksi), y rellena de concreto con resistencia de 34.5MPa (350kg/cm2, 5ksi).

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• La columna RCFT20x12x5/8 (Figura 8.d), es una sección formada por un perfil tubular rectangular OR508x305x15.9 o HSS20x12x5/8 de Acero ASTM A500 grado B (Fy=317MPa, 3234kg/cm2, 46ksi) y rellena de concreto con resistencia de 34.5MPa (350kg/cm2, 5ksi).

En todas las columnas propuestas se asume una altura efectiva de 4m (13ft) y una resistencia del concreto de 34.5MPa (350kg/cm2, 5ksi). El módulo de elasticidad considerado para todo el acero estructural y de refuerzo es de 200GPa (2.04x106kg/cm2, 29000ksi), mientras que para el concreto fue calculado de acuerdo a la norma correspondiente. Todas las columnas propuestas satisfacen las limitantes de las normas consideradas para calificar como columnas compuestas. En la figura 9 se muestran, para las columna propuestas, la variación de la resistencia nominal a compresión pura en función de la longitud efectiva del elemento (KL). En estas figuras se observa que las NTC (2004) presentan una menor estimación de la resistencia nominal a la que se obtiene con los otros documentos de referencia, sobre todo en columnas cortas encajonadas (SRC). Estas diferencias se deben a variaciones en los coeficientes y ecuaciones propuestas, pero además, a la consideración en la resistencia del concreto con el valor de fc

* (igual a 0.8fc’); sin embargo, debido también a diferencias con los factores de reducción de resistencia, las diferencias en resistencia se a acortan al evaluar la capacidad última. Pn (kN) Pn (kN)

0

4000

8000

12000

16000

20000

0 5 10 15 20 25 30

NTC (2004)

AISC (2005)

EC-4 (2004)

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0 5 10 15 20 25 30

NTC (2004)

AISC (2005)

EC-4 (2004)

KL (m) KL (m)

a) Columna 25x25SRC14x90 b) Columna CCFT20x0.375 Pn (kN) Pn (kN)

3000

5000

7000

9000

11000

13000

15000

17000

0 5 10 15 20 25 30

NTC (2004)AISC (2005)EC-4 (2004)

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0 5 10 15 20 25 30

NTC (2004)

AISC (2005)

EC-4 (2004)

KL (m) KL (m)

c) Columna RCFT20x20x3/4 d) Columna RCFT20x12x5/8

Figura 9. Variación de la resistencia a compresión nominal con la altura efectiva


12

Las figuras 10 a 13 presentan los resultados del cálculo de las resistencias nominales y últimas siguiendo los requisitos de las normas previamente mencionadas. En estas figuras se observa que, con las NTC (2004), se obtienen resistencias menores a las que se obtendrían con las especificaciones del AISC (2005), EC4 (2004) y AIJ (2001). Las anteriores diferencias son resultado de la aplicación de las ecuaciones de interacción propuestas en las vigentes NTC (2004, ecuaciones 5 y 6), las cuales no reflejan los incrementos en resistencia debidos a combinaciones de esfuerzos en el concreto y acero estructural, y en su caso, en el acero de refuerzo. En otras palabras, no capturan los puntos correspondientes a las fallas balanceada y de cero esfuerzos en tensión, puntos característicos de un diagrama de interacción en elementos de concreto reforzado y compuestos con acero sujeto a flexocompresión. En contraste, las especificaciones del AISC (2005), EC4 (2004) y AIJ (2001) se basan en métodos de análisis de la sección transversal en los que se asume cierta distribución de los esfuerzos en los materiales componentes y compatibilidad de deformaciones de las secciones planas, considerando así una mayor contribución en resistencia debida al concreto, y reconociendo con mayor transparencia las grandes ventajas que ofrecen las columnas compuestas. Resultados analíticos basados en estos conceptos han sido comparados con resistencias obtenidas de ensayes experimentales, mostrando una buena relación entre ellos (Nishiyama et al., 2002; Varma et al., 2004; Chung y Matsui, 2005; Liu, 2006). Pn (kN) Pu (kN)

0

4000

8000

12000

16000

20000

0 400 800 1200 1600 2000 2400 2800

NTC (2004)

AISC (2005)

EC-4 (2004)

0

3000

6000

9000

12000

15000

0 300 600 900 1200 1500 1800 2100 2400

NTC (2004)

AISC (2005)

EC-4 (2004)

Mn (kN-m) Mu (kN-m)

a) Resistencia nominal b) Resistencia última

Figura 10. Diagramas de interacción de la columna 25x25SRC14x90 Pn (kN) Pu (kN)

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0 200 400 600 800 1000

NTC (2004)AISC (2005)EC-4 (2004)AIJ (2001)

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

NTC (2004)

AISC (2005)

EC-4 (2004)

Mn (kN-m) Mu (kN-m)


Figura 11. Diagramas de interacción de la columna CCFT20x0.375

13


Pn (kN) Pu (kN)

0

3000

6000

9000

12000

15000

18000

0 300 600 900 1200 1500 1800 2100 2400

AISC

NTC

EC-4

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

0 400 800 1200 1600 2000

AISCNTCEC-4

Mn (kN-m) Mu (kN-m)


Figura 12. Diagramas de interacción de la columna RCFT20x20x3/4 Pn (kN) Pu (kN)

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0 300 600 900 1200 1500

NTC (2004)

AISC (2005)

EC-4 (2004)

0

2000

4000

6000

8000

10000

0 200 400 600 800 1000 1200 1400

NTC (2004)

AISC (2005)

EC-4 (2004)

Mn (kN-m) Mu (kN-m)


Figura 13. Diagramas de interacción de la columna RCFT20x12x5/8 A juicio de los autores, los documentos internacionales citados en este trabajo reconocen con mayor transparencia en la resistencia, no solo la contribución del concreto y del acero estructural y de refuerzo, sino además, el efecto del confinamiento en secciones rellenas CFT y el retraso de los efectos del pandeo local en el acero estructural. Las propuestas de dichos documentos internaciones se sustentan en estudios analíticos y experimentales publicados en la literatura especializada; Solo por mencionar algunos, se puede consultar: Roik y Bergmann, 1992; Viest et al., 1997; El-Tawil y Deierlein, 1999; Hajjar, 2000; León 2001; León y Aho, 2002; Nishiyama et al., 2002; Morino y Tsuda, 2003; Spacone y El-Tawil, 2004; Sakino et al., 2004; entre otros. Para ejemplificar lo anterior, en la figura 14 se muestran los resultados del análisis de fibras para la sección CCFT20x0.375. Para el análisis se supuso que tanto el concreto como el acero tienen un comportamiento elastoplástico perfecto, con un límite elástico en el punto (0.85fc’, 0.0006) para el concreto y de (fy, fy/Es) para el acero. Para considerar los efectos de no linealidad geométrica se consideró en una imperfección inicial de L/1000.


14

Los resultados del análisis de fibras muestran una mayor similitud con la propuesta del AISC, la cual se sustenta en una distribución de esfuerzos plásticos con compatibilidad de deformaciones en la sección transversal. Las diferencias en resistencia con respecto al EC-4 y AIJ se deben a que éstos últimos consideran, en particular para el caso de columnas cortas con secciones circulares CFT, una resistencia superior en el concreto debido al efecto del confinamiento que provee la sección tubular metálica al concreto. Dicho incremento de resistencia por confinamiento no se considera en los resultados del análisis de fibras que se muestran en la figura 14. Pn (kN)

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0 200 400 600 800 1000

NTC (2004)

AISC (2005)

EC-4 (2004)

AIJ (2001)

Análisis de Fibras

Mn (kN-m)

Figura 14. Comparación de la resistencia nominal para la columna CCFT20x0.375

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CONCLUSIONES En el presente trabajo se hizo una revisión de las NTC (2004) en lo referente al diseño de columnas compuestas de acero estructural y concreto. Se evaluaron y discutieron los resultados del cálculo de la resistencia con base en los requerimientos de las NTC (2004) y de otros documentos afines internaciones (AISC, 2005; EC-4, 2004; AIJ; 2001) para el diseño de columnas compuestas de acero encajonadas con concreto reforzado (SRC) y columnas tubulares de acero rellenas de concreto (CFT). Asimismo, se hace referencia a tres edificios altos construidos en la ciudad de México y estructurados con columnas compuestas encajonadas SRC; en particular, en estos proyectos se utilizaron las columnas metálicas como columnas de montaje, encajonándolas en diferentes etapas durante la construcción con una sección de mayores dimensiones en concreto reforzado a fin de proveer de resistencia y rigidez final a la estructura. La estructuración con columnas compuestas permitió, de acuerdo a los diseñadores, conexiones más sencillas y ahorros económicos y en tiempo de ejecución. La metodología que adopta las NTC (2004) de estimar la resistencia de elementos compuestos con parámetros modificados, expuesta inicialmente en las especificaciones del AISC de 1986, permite aceptables resultados a compresión y flexión pura. Sin embargo, las ecuaciones de interacción propuestas en las NTC (2004) no reflejan la resistencia real de los elementos compuestos. Está resistencia, sin embargo, puede ser obtenida con la superposición de los esfuerzos plásticos en los materiales componentes asumiendo que existe compatibilidad en las deformaciones de la sección transversal; por esta razón, los resultados obtenidos con estas normas no capturan los puntos correspondientes a las fallas balanceada y de cero esfuerzos en tensión, puntos característicos del diagrama de interacción de los elementos compuestos. A diferencia de las NTC (2004), las especificaciones internacionales evaluadas se basan en métodos de análisis plástico de la sección transversal asumiendo cierta distribución de los esfuerzos en los materiales componentes y compatibilidad de deformaciones de las secciones planas. Esta metodología reconoce con transparencia las grandes ventajas que ofrecen las columnas compuestas, como la contribución a momento del concreto, el efecto del confinamiento en el concreto y el retraso del pandeo local en el acero estructural. Los autores sugieren que, en una futura evaluación del Reglamento de Construcciones del Distrito Federal, se elabore una Norma Complementaria para el Diseño y Construcción de Estructuras con Elementos Compuestos, y en estas, se incluyan recomendaciones para el diseño de las columnas compuestas. A juicio de los autores, éstas deberán sugerir el empleo del análisis plástico de la sección transversal compuesta para el cálculo de la resistencia última. Asimismo, deberá incluir el estado del conocimiento en el tema que incluya la contribución de los materiales componentes, los efectos del confinamiento, pandeo local, etc. Evidentemente, las propuestas analíticas deberán tener un fuerte sustento en los estudios experimentales.


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AGRADECIMIENTOS Los autores agradecen a la empresa EMRSA por la información proporcionada, y en particular, expresan un especial agradecimiento al Ingeniero Enrique Martínez Romero (q.e.p.d.).

REFERENCIAS AIJ (2001), “Standard for the structural calculation of steel - reinforced concrete structures”, Architectural Institute of Japan {documento en Japonés; resumido en Inglés por Nishiyama et al. (2002) y por Morino y Tsuda (2003)}, Japón. AISC (1986), “Load and resistance factor design. Specifications for structural steel buildings”, Chicago, Illinois, USA. AISC (2005), “Specifications for structural steel buildings”, Chicago, Illinois, USA. AISC Commentary (2005), “Commentary on the specifications for structural steel buildings”, Chicago, Illinois, USA. AISC Design Examples (2005), “Design examples. Version 13.0”, Documento incluido en el CD-ROM de las especificaciones del AISC, Chicago, Illinois, USA. Chung J. y Matsui C. (2005), “SRC standards in Japan and comparison of various standards for CFT columns”, International Journal of Steel Structures, Korean Society of Steel Construction, ISSN 1598-2351, Vol. 5, No. 4, pp. 299-304. EC-4 (2004), “Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures: Part 1.1, General rules and rules for buildings (EN 1994-1-1)”, Comité Técnico CEN/TC 250 - Structural Eurocodes, BSI. El-Tawil S. y Deierlein G. (1999), “Strength and ductility of concrete encased composite columns”, Journal of Structural Engineering, ISSN 0733-9455, Vol. 125, No. 9, pp. 1009-1019. Hajjar J. (2000), “Concrete-filled steel tube columns under earthquake loads”, Progress in Structural Engineering and Materials, Online ISSN: 1528-2716, John Wiley & Sons, Vol. 2, No. 1, pp. 72-81. León R. (2001), “A critical review of current LRFD columns”, Memorias del Annual Technical Session Stability Research Council, pp. 189–208, Fort Lauderdale, Florida, USA. León R. y Aho M. (2002), “Towards new design provisions for composite columns”, Memorias del congreso Composite Construction in Steel and Concrete IV, ASCE, pp. 518-527, Reston, Virginia, USA. Liu D. (2006), “Behaviour of eccentrically loaded high-strength rectangular concrete-filled steel tubular columns”, Journal of Constructional Steel Research, No. 62, pp. 839–846. Martínez Romero E. (1999), Memoria de cálculo, Expedientes internos EMRSA, México, D.F. Martínez Romero E. (2003), “Tres casos de edificios de acero en construcción compuesta”, Presentación en el seminario de sistemas innovativos de protección sísmica de estructuras existentes y estructuras nuevas: una visión de aplicación práctica, ACHISINA, Santiago, Chile. Martínez Romero E. (2005), Comunicación personal.

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Morino S. y Tsuda K. (2003), “Design and construction of concrete-filled steel tube column system in Japan”, Journal: Earthquake Engineering and Engineering Seismology, Vol. 4, No. 1, pp. 51-73. Morino S. y Kawaguchi J. (2005), “Research on and construction of the concrete-filled steel tube column system in Japan”, International Journal of Steel Structures, Korean Society of Steel Construction, ISSN 1598-2351, Vol. 5, No. 4, pp. 277-298. Nishiyama I., Morino S., Sakino K., Nakahara H., Fujimoto T., Mukai A., Inai E., Kai M., Tokinoya H., Fukumoto T., Mori K., Yoshioka K., Mori O., Yonezawa K., Uchikoshi M. y Hayashi Y. (2002), “Summary of research on concrete-filled structural tube column system carried out under the US-Japan cooperative research program on composite and hybrid structures”, Building Research Insitute, BRI Research Paper No. 147, ISSN 0453-4972 (documento en Inglés). NTC (2004), “Normas técnicas complementarias para diseño y construcción de estructuras metálicas”, Diario Oficial del Departamento del Distrito Federal, México D.F. NTCEC (2004), “Normas técnicas complementarias para diseño y construcción de estructuras de concreto”, Diario Oficial del Departamento del Distrito Federal, México D.F. Ordaz M. y Meli R. (2004), “Seismic design and codes in Mexico”, Memorias en CD-ROM del 13th World Conference on Earthquake Engineering, No. 4000, Vancouver B.C., Canadá. Roik K. y Bergmann R. (1992), “Composite columns”, Capítulo 4.2 del libro: Constructional Steel Design, An International Guide, Editores: Dowling P.J., Harding J.E., y Bjorhovde R., Elsevier Applied Science, ISBN 1-85166-895-0, pp. 443-469, Lóndres, UK. Sakino K., Nakahara H., Morino S. y Nishiyama I. (2004), “Behavior of centrally loaded concrete-filled steel-tube short columns”, Journal of Structural Engineering, ISSN 0733-9455, Vol. 130, No. 2, pp. 180-188. Spacone E. y El-Tawil S. (2004), “Nonlinear analysis of steel-concrete composite structures: State of the Art”, Journal of Structural Engineering, ISSN 0733-9455, Vol. 130, No. 2, pp. 159-168. Varma A., Ricles J., Sauce R. y Wu Lu L. (2004), “Seismic behavior and design of high-strength square concrete-filled steel tube beam columns”, Journal of Structural Engineering, ISSN 0733-9455, Vol. 130, No. 2, pp. 169-179. Viest I., Colaco J., Furlon R., Griffis L., León R. y Wyllie L.(1997), “Composite construction design for buildings”, McGraw-Hill, ISBN 0-07-067457-4, pp. 4.1-4.51.

REVISIÓN DE LAS NTC (2004) PARA EL DISEÑO DE COLUMNAS COMPUESTAS

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