Sobre el diseño de capiteles metálicos en forjados unidireccionales de edificación (Primera Parte)

(Artículo publicado en la Revista Obras Urbanas número 92)

S. Rodríguez Morales: Master en Ingeniería Sísmica, Master en Estructuras de Edificación, Arquitecto Técnico, Doctorando. Jefe de Sección de Arquitectura y Estructuras de edificación. Técnicas Reunidas, Madrid (España).

El empleo de capiteles metálicos como sistemas de conexión en estructuras constituidas por pilares metálicos y forjados de hormigón es una práctica constructiva empleada desde comienzos del siglo XX. Si bien es cierto que el poco conocimiento y base experimental sobre la materia se centra sobre todo en el comportamiento del hormigón en soluciones de forjado con un comportamiento estructural bidireccional (losas macizas y forjados reticulares), son muy pocas las referencias, normativas o códigos de diseño que describen el fenómeno en sistemas estructurales tipo pórtico que soportan normalmente forjados unidireccionales. En el presente artículo, además de ser revisadas las pocas referencias sobre al asunto, se proponen desde un punto de vista eminentemente práctico el diseño de capiteles metálicos en forjados unidireccionales de edificación, considerándose también las implicaciones a nivel global de la estructura.

1. INTRODUCCIÓN

En proyectos de arquitectura la solución conocida erróneamente como “Estructura mixta” (a partir de ahora híbrida), formada por pilares metálicos y forjados de hormigón, goza de mucha aceptación no sólo en proyectos de edificación convencional si no también en construcciones de mayor importancia como lo son los edificios en altura o las obras civiles ejecutadas con soluciones tipo pila-pilote. En el ámbito de la arquitectura aquellos que requieren este tipo de solución buscan ventajas tales como el aumento de la superficie útil debida a las menores dimensiones de los soportes, o esconder con mayor facilidad la estructura tras particiones, consiguiendo paramentos planos sin mochetas. Por el contrario, sus detractores aluden dudas sobre la estabilidad global de la estructura frente a ac-ciones horizontales (viento y/o sismo) o sobre las dificultades que se generan durante la fase de construcción, donde la resolución del sistema de conexión entre el forjado de hormigón y los pilares, en última instancia, se garantiza a través de unos pocos centímetros de soldadura.

Mas allá de opiniones técnicas subjetivas, y asumiendo que el sistema constructivo es una realidad que se lleva diseñando y ejecutando desde hace años (primeras patentes comienzos del siglo XX en USA), el autor del texto pretende compartir con el lector su experiencia profesional sobre el asunto, prestando especial atención a aquellas estructuras porticadas con forjados unidireccionales, haciendo también alguna reflexión sobre otros sistemas de placas tales como las losas macizas o los forjados reticulares.

En este documento, además de lo indicado en el párrafo anterior, se hará una revisión crítica a la poca normativa existente sobre el asunto y a las referencias técnicas disponibles. El sistema estructural será evaluado tanto desde una forma local como global a nivel de pórtico, se establecerán mínimos requisitos de diseño y a modo de recomendación, se presentarán propuestas justificadas que puedan servir de ayuda a otros proyectistas de estructuras a enfrentarse a este problema con mayor seguridad y conocimiento.

2. PRESENTACIÓN DEL PROBLEMA

2.1. Sistemas de conexión entre estructura horizontal y pilares.

De acuerdo con la bibliografía consultada existen dos tendencias claras en la resolución del problema en función del tipo de conexión que se pretenda diseñar. La forma en que se transfieren los esfuerzos entre los forjados de hormigón armado y los pilares metálicos condiciona en gran medida la resolución global de la estructura. Las vinculaciones entre los elementos en el modelo estructural, el tipo de soporte metálico o la configuración del armado del forjado en torno a los pilares, son aspectos claramente condicionados por tipo de conexión que se pretenda emplear.

a) Sistemas de conexión de corta extensión. La conexión se resuelve mediante elementos soldados a los pilares metálicas de reducidas dimensiones (collarines mediante ángulos al bies) o conjunto de “studs” o conectadores soldados a secciones metálicas. Estos sistemas solo permiten transferir carga vertical entre el forjado y los pilares. Figuras 1 y 2.

Estos dispositivos convierten el cortante generado por los elementos del forjado, en esfuerzo axil en los soportes metálicos. La capacidad de transmitir otro tipo de esfuerzos como por ejemplo esfuerzos de flexión, se intuye difícil de conseguir con esta tipología de conexión.

b) Sistemas de conexión de larga extensión. En este caso encontramos elementos metálicos de mayor longitud soldados a pilares, normalmente denominadas capiteles o “crucetas”. Este sistema de conexión no solo es capaz de transferir carga vertical del forjado al pilar, sino que además modifica la sección resistente del piso en las proximidades del apoyo. Es presumible que se genere una cierta restricción al giro en el nudo, lo que aporta hiperestatismo al conjunto de la estructura.

En el diseño de estos elementos, más allá del calibre de perfil metálico a disponer, cabe siempre preguntarse cuál es la longitud necesaria para poder transmitir con seguridad las cargas desde el forjado a los pilares, y cuál será el nivel de empotramiento qué esta conexión es capaz de generar en la conexión.

Con respecto a este tipo de conexiones existen diferentes tipos de posibilidades, siendo interesante la solución comercial alemana denominada Europilz® de la firma spannverbund que aparece representada en la figura 3. En las figuras 4 y 5 encontramos ejemplos más usuales de capiteles metálicos empleados tanto en losas macizas como en forjados unidireccionales.

2.2. Sistema Estructural.

El Sistema de conexión condiciona el modelo global de la estructura, a través del vínculo que se crea entre los elementos horizontales y verticales. Si la conexión a emplear entre los elementos del forjado y los pilares es del tipo corta dimensión (solo transmisión de esfuerzo cortante) parece razonable asumir un comportamiento de viga continua para la estructura horizontal, sin contribución a la rigidez a flexión en los nudos por parte de los pilares. Los pilares, por lo tanto, solo estarán solicitados a axiles de compresión. El modelo estructural se representa conceptualmente en la figura 6, donde los pilares pueden asumirse articulados por encima y por debajo del forjado y donde la compensación de empujes horizontales provocados por el terreno no induce flexión alguna a los elementos verticales.

La imposibilidad de generar un nudo rígido en estos sistemas de conexión impide la materialización de un sistema resistente tipo pórtico frente a las acciones horizontales usuales (viento, acción sísmica o el empuje descompensado de tierras). Es por lo tanto obligado el empleo de sistemas de arriostramiento o elementos de gran rigidez como pantallas o núcleos, que sean capaces de garantizar la estabilidad de la construcción. A modo de ejemplo ilustrativo de lo indicado en este párrafo, en la figura 7 se muestra un modelo estructural estable frente a acciones horizontales gracias al empleo de un sistema de triangulaciones.

Cabe por lo tanto preguntarse si el sistema de conexión de larga extensión (capiteles, crucetas o en el mundo anglosajón “shear heads”) es capaz de movilizar la rigidez a flexión del pilar y, por lo tanto, favorecer un comportamiento de pórtico estable lateralmente.

2.3. Comportamiento seccional en las proximidades de los pilares.

En las proximidades de los pilares la presencia de sistemas de conexión de larga extensión embebidos dentro del forjado añade capacidad portante adicional tanto frente a esfuerzos de cortante como de flexión. Es en estas secciones del forjado donde realmente encontramos el comportamiento de sección mixta diferente al citado en el comienzo del documento.

El aumento de la capacidad resistente a nivel de la sección está asociado con un incremento de rigidez del forjado en la porción en la que encontramos estos elementos metálicos embebidos. Es de esperar que el comportamiento en dinteles y forjados en aquellas secciones con elementos metálicos embebidos vea modificada su rigidez y, por lo tanto, la obtención de esfuerzos tras su análisis estructural. Surge entonces el concepto de inercia homogeneizada no solo definida por hormigón y acero de refuerzo, sino también por la presencia de los perfiles metálicos (ver figura 8).

3. REVISIÓN CRÍTICA DE NORMATIVA APLICABLE. REFERENCIAS TÉCNICAS RELACIONADAS.

Son pocas las normativas que desarrollan o especifican cómo debe de realizarse el dimensionado o comprobación de este tipo de conexiones, y por lo tanto tampoco existen referencias de las implicaciones que este tipo de uniones puedan implicar en el análisis global de la estructura. Las estructuras híbridas como son conocidas en el mundo anglosajón están a caballo entre los códigos de diseño de hormigón, metálica y estructura mixta, sin encontrar de forma definitiva un espacio normativo adecuado hasta el momento.

En esta sección del artículo se hace un breve repaso de la bibliografía estudiada por el autor, recogiendo los aspectos más relevantes de la misma.

3.1. Normativa Española. Normas Tecnológicas de la Edificación.

Aunque antiguas, pero siempre sorprendentes e interesantes, en las Normas Tecnológicas de la Edificación (NTE) encontramos una de las pocas referencias en nuestro país sobre el sistema de conexión entre pilares metálicos y forjados, en este caso forjados reticulares. La solución estructural descrita consiste en soldar dos crucetas directamente a un perfil en cajón cerrado o tubular, y soldar otras dos crucetas embrochaladas a las anteriores, facilitando la continuidad de los elementos mediante platabandas (Ver figuras 9a y 9b).

La referencia se encuentra en concreto en la NTE-Estructuras-EHR. En dicha propuesta, resaltamos los puntos de mayor interés:

• La longitud de la cruceta medida desde el eje del soporte será de 1/9 de la luz de los vanos contiguos.
• La NTE propone una tabla (ver figura 9a) con los calibres de los UPN a emplear como capiteles, en función del canto total del forjado reticular.

Como en muchas ocasiones ocurría con esta normativa, la falta de límites en su aplicabilidad (cargas, geometría de la estructura, relación de luces entre vanos) y la falta de respaldo técnico en la solución presentada, convierten a la propuesta en un detalle típico orientativo, más que en un detalle constructivo de aplicación en un proyecto de ejecución. Por lo tanto, al menos el concepto de longitud de capitel debería tratarse con cautela.

3.2. Norma de Construcción Sismorresistente: Parte general y Edificación (NCSE-02).

Llama la atención que la otra única referencia en nuestro país para estructuras híbridas aparezca reflejada en la normativa Sísmica. Es el capítulo IV de la Norma y más concretamente en la sección 4.5.2.2 Condiciones particulares de la armadura superior, encontramos referenciados en el texto conexiones que presentan gran semejanza con los collarines tipo ETSAM (figura 2). En dichos detalles se reconoce el sistema de bielas y tirantes característico en conexiones de corta extensión, donde la biela de compresión oblicua se apoya en el casquillo soldado a la parte inferior del pilar metálico.

Los detalles mostrados (figura 10) representan una conexión de forjado y pilar de borde o de esquina, donde además se intuye una cierta capacidad a flexión de la unión, básicamente favorecida por la presencia de una armadura superior anclada de acuerdo con tres posibles mecanismos (armadura ortogonal, perfil de engarce y armadura en lazo).

Si bien el autor del presente artículo siempre ha reconocida la necesidad de plasmar en la normativa de obligado cumplimiento cualquier tipo de recomendación al respecto sobre esta tipología estructural, también cabe reflexionar sobre la conveniencia de haberlo hecho en la norma sismorresistente. De forma indirecta se está autorizando el empleo de este tipo de conexiones, tal vez en un ámbito normativa no muy conveniente. El autor desconoce si estas soluciones cuentan con el suficiente respaldo técnico para ser consideradas eficientes y válidas tanto desde un punto de vista resistente como de su capacidad de deformación frente al evento sísmico. La crítica ante el postulado de recoger estos detalles en la normativa sísmica se basa en las siguientes razones:

• No se cumple con las recomendaciones del tipo columna fuerte viga débil.
• No se conocen evidencias experimentales o reales del comportamiento de este tipo de conexiones en el rango inelástico o plástico. Los datos experimentales se centran en la capacidad a punzonamiento de la conexión, más allá de su comportamiento inelástico o histerético.
• Ausencia de modelos o información acerca del comportamiento global de las estructuras híbridas con respecto a la presencia de acciones horizontales de gran relevancia. Verificación de la validez del mecanismo de pórtico frente a la presencia de acciones horizontales.
• Los detalles presentados (Collarín inferior) no parecen resolver el problema de la inversión de momentos flectores que puede ocurrir en los nudos de la estructura (figura 11). No se hace mención a la inevitable interferencia que se produce entre la armadura inferior de los elementos resistentes horizontales y sistema de conexión soldado al pilar.

3.3. Normativa Europea. Eurocódigo 2: Diseño de Estructuras de Hormigón EN 1992-1-1

En el Ec-2 del 2004 no existen reglas específicas sobre la metodología a seguir en el diseño de este tipo de estructuras ni de cómo realizar el dimensionado de los sistemas de conexión.

En el caso del último borrador disponible sobre la nueva versión del Ec-2, se menciona en la sección correspondiente al dimensionado del estado límite de punzonamiento, que la metodología de cálculo debe ser válida también para el dimensionado de crucetas metálicas o “Shear heads”, sin que de nuevo se especifiquen reglas concretas sobre el asunto. Tampoco se ha encontrado ninguna referencia en los documentos de respaldo de la normativa escritos por los autores responsables del texto.

Tal vez sea reseñable la definición del canto efectivo (dv) en aquellos sistemas de losa macizas suspendidas mediante tirantes y sistemas de reacción metálicos. La definición del canto efectivo es perfectamente válida para los sistemas de conexión tratados en este documento (ver figura 12).

El concepto de canto efectivo es de esencial importancia en la resolución del problema. La geometría de las crucetas y la presencia de armadura inferior obliga a elevar los sistemas de conexión respecto al plano inferior del forjado, y por lo tanto reducir la sección resistente a cortante.

3.4. Model Code. Bulletin 66, FIB, CEB-FIP.

En el Código Modelo en su capítulo destinado a punzonamiento y más concretamente en la sección 7.3.5.5., encontramos una pequeña reseña para el diseño de las crucetas metálicas.

El Código Modelo establece que la resistencia a punzonamiento de una losa debe ser verificada de acuerdo con la sección 7.3.5.3. “Resistencia a punzonamiento fuera de las zonas con armaduras a cortante o capiteles metálicos”.

Según lo indicado en esta publicación es necesario que la capacidad resistente a cortante debe ser comprobada a una distancia igual a la mitad del canto efectivo, medido desde la parte inferior de la cruceta (ver figura 13). El Código Modelo asume un comportamiento rígido de los elementos de conexión metálica y remite para el cálculo de la resistencia a punzonamiento del hormigón a la sección 7.3.5.3., donde de forma aditiva se tiene encuentra la contribución del hormigón y de la armadura transversal.

De nuevo, aunque la mención al sistema estructural es clara, se echa en falta una definición de la aportación a cortante de los elementos metálicos, o la necesidad de disponer o no armadura trasversal espaciada en torno a los capiteles de acero. Tampoco hay mención alguna a los requisitos que los capiteles tienen que cumplir con respecto a la rigidez a flexión, de cara a considerar a estos como rígidos.

3.5. Normativa Americana ACI-318.

La prestigiosa normativa americana es sin duda el código de diseño en el que se definen con mayor detalle el sistema de conexión objeto de este artículo. En el caso de la versión de 2014, es en la sección 22.6.9 llamada “Requisitos para el diseño de capiteles metálicos (shear heads) en elementos bidireccionales”, donde se especifican los siguientes aspectos a tener en cuenta en fase de diseño:

• Las soldaduras entre los diferentes perfiles que forman la cruceta deben ser a penetración completa, lo que implica preparación de bordes en los elementos metálicos.
• Las crucetas no deben tener un canto superior a 70 veces el espesor del alma.
• Los extremos de las crucetas pueden ser cortadas con ángulos de al menos 30 grados con la horizontal, siempre y cuando el momento plástico resultante sea adecuado para resistir el esfuerzo cortante de cálculo asociado.
• El ala de los perfiles solicitada a compresión debe estar situada dentro de una profundidad de 0.3d medida desde la superficie de la losa solicitada a compresión, habitualmente la cara inferior del forjado.
• La relación v entre la rigidez a flexión de cada brazo de la cruceta y el hormigón que lo rodea supuesto este fisurado y con ancho (c2+d), debe ser al menos 0.15.
• Las crucetas deben aportar suficiente resistencia a flexión de tal forma que se garantice que la rotura a cortante de la losa de hormigón ocurra antes que el agotamiento de los dispositivos metálicos. Las crucetas deben tener un momento resistente plástico igual a la ecuación (22.6.9.6)

• La normativa ACI permite la contribución de los capiteles metálicos a la capacidad resistente total a flexión de la losa maciza, mediante el empleo de la ecuación (22.6.9.7):

Sabiendo que la contribución de los capiteles está limitada al 30% de la capacidad a flexión total del elemento de hormigón.

• A efectos de resistencia a punzonamiento, la losa debe ser verificada en una sección perpendicular al plano del forjado a una distancia igual 0.75 veces la longitud de la cruceta medida desde la cara del soporte (ver figura 14).

• La tensión a cortante en el hormigón debido a las cargas verticales de diseño, en el perímetro crítico, no superará el valor de:

Y en la cara del soporte de hormigón el valor de:

La formulación y los requisitos especificados en la normativa ACI-318 están basadas en las investigaciones y campañas de ensayos realizados por Corley y Hawkins entre los años 1968 y 1974, auspiciadas por el Portland Cement Association (ver figuras 16 y 17).

No cabe duda y así la experimentación lo demuestra, que la presencia de crucetas aumenta significativamente la resistencia a punzonamiento del forjado de hormigón. La presencia de capiteles permite alejar de las caras del soporte, el perímetro crítico y por lo tanto aumentar la sección de hormigón resistente a tal esfuerzo. Este comportamiento estructural se conseguirá, siempre y cuando la resistencia a flexión de los perfiles sea tal que su fallo no se produzca después de la rotura a cortante del hormigón.

De nuevo nos encontramos con una metodología de cálculo que, aunque puede ser aplicable al caso de este estudio, se basa en la presencia de un pilar de hormigón armado que recoge parte de la carga vertical transferida desde la losa. Es decir, se resuelve un problema de punzonamiento en una losa trabajando de forma bidireccional.

3.6 Artículos técnicos relevantes.

Entre las pocas referencias bibliográficas que existen sobre el asunto, cabe destacar el trabajo del profesor Dan Bompa en el Imperial College de Londres. Este interesante trabajo describe el mecanismo de rotura de capiteles metálicos embebidos tanto en losas macizas de hormigón como en elementos tipo viga, además de proponer una formulación para la comprobación del estado tensional del hormigón en torno a estos elementos. Lamentablemente, en este amplio trabajo de investigación no se hace referencia de nuevo al dimensionado de los capiteles. Se muestran en las figuras 18 y 19 una pequeña muestra del citado trabajo.

4 ESTUDIO DE SISTEMAS DE CONEXIÓN DE LARGA EXTENSIÓN EN EDIFICIOS CON ESTRUCTURA PORTICADA

4.1. Implicaciones del aumento de rigidez en los extremos de las vigas de pórtico en el análisis elástico y lineal.

Una de las cuestiones que este artículo pretende resolver es si el incremento de inercia debido a la presencia de crucetas en la sección de hormigón y la longitud de estas es capaz de alterar significativamente la obtención de esfuerzos a flexión y cortante, bajo las premisas de un análisis elástico y lineal.

Para comprobar tal hecho se ha procedido a estudiar un pórtico típico de edificación, formado por vigas de hormigón armado de cantos 30 y 40 cm, pilares en disposición de cajón cerrado de calibre UPN-160, y a modo de capiteles dos UPN-140 (Caso A), dos UPN-160 (Caso B), y una única cruceta HEB-140 (Caso C) soldados a los pilares antes descritos. Se han evaluado las varias combinaciones de secciones que muestran diferentes relaciones de rigidez entre la sección homogenizado con crucetas embebidas y la sección bruta de hormigón, con crucetas de longitudes: 500, 750, 1000, 1250 y 1500 mm. En la tabla 1 encontramos las rigideces a flexión en aquellas secciones con elemento metálico embebido (sección homogenizada) y sección simplemente armada (sección bruta). En el estudio de rigideces no se ha tenido en cuenta ninguna armadura de refuerzo (ver 20).

Tabla 1. Tabla resumen con las propiedades mecánicas consideradas en los modelos de cálculo analizados.

En la figura 21 se reproduce la geometría del pórtico típico de edificación y las secciones de los elementos que lo constituyen, concretamente el denominado Caso A. En el pórtico se numeran los extremos de las vigas para poder comprobar posteriormente los esfuerzos obtenidos en cada cálculo para cada longitud de cruceta.

Se muestran en las tablas números del 2 al 7 los esfuerzos de flexión y cortante para cada uno de los tres casos estudiadas, junto a su comparativa que expresa la variación de esfuerzos con respecto al caso base (sección constante de hormigón sin presencia de embebida en su interior).

Tabla 2. Caso A. Esfuerzos ELU Flexión y cortante en extremos de vigas.

Tabla 3. Caso A. Comparativa de esfuerzos con respecto al caso base

Tabla 4. Caso B. Esfuerzos ELU Flexión y cortante en extremos de vigas

Tabla 5. Caso B. Comparativa de esfuerzos con respecto al caso base

Tabla 6. Caso C. Esfuerzos ELU Flexión y cortante en extremos de vigas.

Tabla 7. Caso C. Comparativa de esfuerzos con respecto al caso base

Tabla 8. Carga crítica de pandeo para los dos sistemas estructurales estudiados.

A la vista de los resultados obtenidos en la simulación se puede observar que no existen diferencias substanciales en la obtención de esfuerzos en modelos estructurales donde se incluya a efectos de rigidez la presencia de capiteles. Tampoco la longitud de estos elementos de conexión parece ser un factor significativo que modifique sustancialmente los resultados aportados por cálculos en primer orden.

4.2. Implicaciones a efectos de estabilidad global del pórtico con respecto a soluciones equivalentes con pilares de hormigón armado.

Otro de los aspectos que entendemos necesario estudiar es la reducción de capacidad portante de estas estructuras frente al fenómeno de instabilidad o pandeo por flexión en los pilares, frente a soluciones equivalentes de mínimos con pilares de hormigón armado. Desde el punto de vista del diseño arquitectónico el empleo de pilares metálicos en contraposición con soluciones de hormigón, donde las dimensiones mínimas del pilar no deben ser inferiores a 25×25 cm2, son preferidas en términos de generación de superficie útil.

Aprovechando las simulaciones correspondientes al caso B, se procederá a realizar una análisis elástico y lineal de pandeo, con el fin de determinar la carga crítica del pórtico previamente estudiado (con pilares en cajón cerrado UPN-160), y esta se comprobará contra la carga crítica de un pórtico similar, pero con pilares de hormigón armado de dimensiones 25×25 cm2 (las mínimas dimensiones permitidas para un soporte de hormigón). Ver figura 23.

Un análisis de pandeo lineal es un problema clásico de autovalores, donde estos representan los modos de pandeo de la estructura y los autovalores la carga critica asociada a dichos modos. Para el análisis elástico y lineal de pandeo es necesario definir no solo la matriz de rigidez de la estructura, sino también la matriz de rigidez geométrica asociada, la cual en cada uno de sus términos tiene incluido un valor de axil de compresión o tracción (N), normalmente de valor la unidad. El concepto detrás de este análisis es determinar el valor de la constante lambda (λ) que multiplica a la matriz de rigidez geométrica, y que hace cero la rigidez total de la estructura, provocando por lo tanto su inestabilidad. El análisis de pandeo comúnmente se expresa con la siguiente ecuación:

Siendo la carga crítica de la estructura definida por la siguiente expresión:

Mediante un software comercial de cálculo de estructuras (Sap2000), se ha determinado la constante de proporcionalidad Lambda asumiendo que los soportes de la estructura han sido sometidos a un axil de valor 1 KN.

En el caso de la estructura de hormigón de cara a tener un valor de carga crítica más ajustado, se deberá tener en cuenta el fenómeno de la fluencia, determinada mediante los requerimientos recogidos en el último borrador de la nueva versión del Eurocódigo 2.

De acuerdo con la sección 5.14 del EC-2 (ecuaciones 5.1 y 7.27) el módulo de Elasticidad se define de la siguiente manera:

El coeficiente efectivo de fluencia queda definido en la sección 7.4.2, ecuaciones 7.26 en base a los valores obtenidos de la tabla 5.2 “Coeficientes de fluencia en hormigón en masa tras 50 años de carga sostenida”.

Una vez conocida la fluencia y asumiendo la pérdida de rigidez a flexión de las secciones resistentes por entender estas fisuradas (kc=0.4), el módulo de elasticidad del hormigón cabe ser modificado mediante el siguiente factor:

Por lo que, a efectos del comportamiento global de la estructura frente a efectos de segundo orden, el módulo de elasticidad del hormigón a emplear en el análisis elástico y lineal de pandeo tiene el siguiente valor:

En el caso de las estructuras con pilares metálicos, el módulo de elasticidad se reducirá en un 20%, para simular el aumento de deformaciones en etapas próximas a la fase final de colapso.

En la siguiente tabla 8 se muestran los resultados obtenidos para ambos pórticos.

Como se puede observar la carga crítica de la solución integral de hormigón es del orden de dos veces mayor que la solución híbrida. El fenómeno de la fluencia y la reducción de la inercia bruta en las secciones de hormigón asumiendo su posible fisuración, hace que dicha relación no sea mayor. Cabe señalar que en el caso de emplear sistemas de arriostramiento adicionales (tipo “Chevron” o Cruz de San Andrés) se alcanzan valores de carga crítica próximos a los Ncr= 32000 KN superiores a los de la solución con pilares de hormigón armado (Ver figura 25).

Conocidos las cargas críticas de la estructura se pueden determinar la capacidad resistente axil para cada tipo de soporte:

Capacidad resistente Axil, para 2 UPN-160. De acuerdo con el Ec-3 capítulo 6.3:

Y asumiendo una Curva “C” de pandeo y un acero grado S-275-JR según EN-10005, la capacidad axil última es de:

En la determinación del axil último de la sección se ha considerado un hormigón con resistencia característica fck=25 MPa y acero de armar B-500-S.

De acuerdo con los códigos de diseño de hormigón, la presencia de efectos de segundo orden para el dimensionado de pilares se tiene en cuenta en el incremento de excentricidades lo que genera momentos flectores de diseño mayores a los obtenidos en el cálculo en primer orden. En el caso de la capacidad última axil de la sección, esta no se ve reducida por los efectos de la inestabilidad, alcanzándose el siguiente valor:

A la vista de los resultados, el valor último de axil es mayor en el caso del hormigón que el caso de un cajón cerrado metálico. El análisis a nivel resistente debería completarse teniéndose en cuenta los efectos de la flexión, que en el caso del hormigón pueden ser más limitantes que los mostrados en este apartado, al no haberse incluido en el comparativo el incremento a flexión debido a los efectos de segundo orden.

REFERENCIAS

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