Vigas de cables para cubiertas y fachadas | Publicacions ACE · 2020. 12. 15. · La durabilidad de...

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EditaAssociació de Consultors d’Estructures (ACE)

Quaderns d’Estructures (Dijous a l’ACE)Número 26Març 2007Preu de l’exemplar: 9,00 €

JUNTA DIRECTIVA

President

Antoni Massagué i OliartVicepresidents

Robert Brufau i NiubóDavid Garcia i CarreraSecretari

Jordi Pedrerol i JardíTresorer

Xavier Mateu i PalauÀrea Tècnica

Antoni Blázquez i BoyaÀrea Cultural

Xavier Mateu i PalauEmma Leach i CospÀrea Professional

David Rodríguez i SantàsJosep Baquer i SistachDelegat per al control intern

Antoni Blázquez i BoyaGerent

Sandra Freijomil i TramuntEquip de Redacció

Sandra Freijomil i Tramunt Emma Leach i CospXavier Mateu i PalauCol.laboradors d’aquest número

D. Garcia, F. Mañà, D. Martín, R. Sastre, C. TeixidorMaquetació i producció

BaberNúm. d’exemplars 800

Impressió: EGS. Rosari 2. BarcelonaDipòsit legal: B. 28347-2000

Sumari

Redacció i Administració:

Gran Capità 2-4, baixos08034 Barcelonatel. 93 401 63 12 / fax 93 401 56 72e-mail: [email protected]: www.consultorsestructures.orgHoraris d’oficina:dilluns a divendres (9 a 14 hores)

1 Pàg. 2 1 Editorial Editorial David Garcia Carrera

2 Pàg. 5 2 Una aproximación práctica al diseño de vigas de cables para cubiertas y fachadas ligerasCarles Teixidor Begudan

4 Pàg. 30 4 La durabilitat dels sòls La durabilidad de los suelos Fructuós Mañà

3 Pàg. 15 3 La estructura de Isozaki AteaDiego Martín

5 Pàg. 37 5 PassadorsPasadoresRamon Sastre Sastre

6 Pàg. 50 6 22@ Parc Barcelona Media 22@ Parc Barcelona Media Pamias Servicios de Ingeniería S.A.

9 Pàg. 66 9 Llista de membres de l’Associació Listado de Miembros de la Asociación

7 Pàg. 64 7 Informes Informes

8 Pàg. 65 8 Miscel.lània Miscelánea

Quadern Estructures 26.indd 1 Quadern Estructures 26.indd 1 15/3/07 06:29:1715/3/07 06:29:17

J a fa una any que es va celebrar el Pri-mer Congrés de Consultors d’Estructures on es va marcar, com ja es va fer notar aleshores, un abans i un després en la història de la nostra Associació.

Ara mateix ens trobem al després, és a dir, al moment en el qual ja ens hem posicio-nat diverses vegades i hem establert amb certa nitidesa com plantejar les relacions, tant entre nosaltres mateixos com amb la resta d’agents de l’àmbit de l’edificació.

Abans ja vàrem superar, amb èxit, diver-ses metes i fites. Tot i això, des d’aquest mes de març ens trobem davant un autèn-tic repte: el CTE. Aquest document norma-tiu, amplíssim i molt ambiciós, afecta pràc-ticament tots els àmbits de la construcció al nostre país però, sobretot, al de les es-tructures.

Des del primer moment la postura de l’ACE, com a institució rellevant, va ser la de col.laborar amb els organismes redac-tors, anticipant els possibles problemes que poguessin aparèixer i participant acti-vament en la redacció. Molts de nosaltres hem fet aportacions als continguts, expo-sat opinions, facilitat dades de la nostra experiència, etcètera. En definitiva, no es pot dir que ens resultés aliè.

A continuació, una vegada tots els Docu-ments Bàsics van entrar en vigor el mes de març del darrer any, es va demanar for-malment un ajornament de la seva aplica-ció. Aquesta sol.licitud, fruit d’un intents debat, va venir motivada per la sorpresa de trobar un Codi Tècnic substancialment diferent del que ens esperàvem.

EditorialDavid Garcia Carrera

Aquesta moratòria va ser denegada pel propi Director General de Arquitectura y Política de Vivienda en una carta recent.

En darrer terme es va optar per realitzar un cicle formatiu, un curs. Es tracta de l’actual Curs d’Implantació del CTE. Al moment d’ara ja s’han celebrat les primeres ses-sions a l’Escola d’Enginyeria Industrial de l’UPC i, com tots vosaltres heu pogut veure, està tenint un més que acceptable nivell tècnic i d’assistència.

Però hem volgut anar més enllà, i per sota de l’orientació estrictament acadèmica, es va obrir un fòrum d’intercanvi. S’ha dema-nat als conferenciants que aportin compa-ratives amb les normes encara d’aplicació, per fer més fàcil la comprensió i la tran-sició. A més a més estem recopilant les possibles paradoxes, contradiccions i fins i tot els errors que cadascú es vagi tro-bant en fer una anàlisi minuciosa.

Del registre de tots aquestes estudis i del treball posterior de tots nosaltres en sorti-rà un document que permetrà implicar-nos en l’elaboració d’un document normatiu de qualitat, realment integrador.

Amb aquesta activitat pretenem donar una resposta professional a una situació de-licada que, aprofitant el caràcter declara-dament obert del propi CTE ens donarà una altra oportunitat de parlar amb veu pròpia.

Mantenim oberts, també amb aquest curs com excusa, ponts amb Col.legis Profes-sionals, OCTs, altres associacions de con-sultoria, etcètera. D’aquesta manera es

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Editorial

Editorial

EDITORIAL

David Garcia Carrera

Hace ya un año que se celebró el Primer Congreso de Consultores de Estructuras donde se marcó, como ya se ha mencionado en otras ocasiones, un antes y un después en la historia de nuestra Asociación.

Ahora mismo nos encontramos en ese después, en el momento en el cual ya nos hemos posicio-nado unas cuantas veces y hemos establecido con cierta nitidez cómo plantear las relaciones, tanto dentro de nuestra asociación como con el resto de agentes del ámbito de la edificación.

Ya antes hemos superado, con éxito, varias me-tas e hitos; sin embargo, a partir de este mes de Marzo afrontamos un verdadero reto: el CTE. Este documento normativo, sumamente amplio y am-bicioso, afecta a prácticamente todos los ámbitos de la construcción en nuestro país, pero en mayor medida, al de las estructuras.

Desde un primer momento la postura adoptada por la ACE, como institución relevante, ha sido la de colaborar con los organismos redactores, anticipándonos a los posibles problemas que pu-dieran derivarse y participando activamente en la redacción. Muchos de nosotros hemos hecho aportaciones a su contenido, vertido opiniones, facilitado datos de nuestra propia experiencia, etcétera. En definitiva, no puede decirse que nos haya resultado ajeno.

A continuación, una vez entrados en vigor todos los Documentos Básicos en Marzo del año pasado,

se formalizó la petición de una moratoria, un apla-zamiento en la aplicación. Esta solicitud, fruto de un intenso debate, vino motivada por la sorpresa que supuso encontrarnos con un Código Técnico sustancialmente diferente de aquel que habíamos estado esperando.

Dicha moratoria ha sido denegada por el propio Director General de Arquitectura y Política de Vi-vienda en una carta reciente.

En último término se optó por llevar a cabo un ciclo formativo, un curso. Se trata del actual Curso de Implantación del CTE. En el momento de escri-bir estas líneas ya se han celebrado las primeras sesiones en la Escola d’Enginyeria Industrial de l’UPC. Como todos vosotros habéis podido percibir, está teniendo un más que aceptable nivel técnico y de asistencia.

Pero se ha querido ir más allá, y por encima del enfoque docente, estrictamente académico, se ha abierto un foro de intercambio. Se ha pedido a los conferenciantes que aporten comparativas con las normas aún de aplicación, para hacer más fácil la comprensión y la transición, y además están extra-yéndose las posibles paradojas, contradicciones o incluso errores que cada uno se ha ido encontran-do al hacer un análisis minucioso.

Del registro de todos estos estudios y del trabajo posterior de todos nosotros saldrá un documento que nos permitirá implicarnos en la elaboración de un documento normativo de calidad, realmente integrador.

Con esta actividad se pretende dar una respuesta profesional a una situación cuando menos delica-

reflecteix una continuïtat amb els planteja-ments d’abans, quan per exemple es va redactar la Guia Tècnica per a l’Elaboració i Supervisió de Projectes d’Estructures.

Tenim plena confiança que el resultat final serà un CTE satisfactori per a tothom i una valuosa eina tècnica i d’evolució de la nos-tra professió.


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da que, aprovechando el carácter declaradamente abierto del propio CTE, nos permita una vez más tener voz propia.

Mantenemos abiertos, también con este curso como excusa, puentes hacia colegios profesio-nales, OCTs, otras asociaciones de consultoría, etcétera. De esta manera continuamos con los

planteamientos del pasado cuando, por ejemplo, se redactó la Guía Técnica para la Elaboración y Supervisión de Proyectos de Estructura.

Confiamos plenamente en que el resultado final será un CTE satisfactorio para todos y una valiosa herramienta técnica y de evolución de nuestra profesión.

Editorial

Editorial


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Una aproximación práctica al diseño de vigas de cables para cubiertas y fachadas ligerasCarles Teixidor Begudan

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Sumario – Las vigas de cables son una solución

ligera y efi caz para resolver la estructura

portante de cubiertas y fachadas en zonas

diáfanas de edifi cios. Sin embargo, su peculiar

comportamiento requiere tomar una serie

de precauciones durante la etapa de diseño con

el fi n de conseguir un dimensionamiento óptimo.

1. INTRODUCCIÓN

Las vigas de cables son una solución real-mente efi ciente cuando se pretende sopor-tar una fachada o cubierta en una zona diá-fana de un edifi cio, ofreciendo un aspecto estético altamente ligero y transparente, ideal cuando el material de cerramiento es vidrio.

Estas vigas normalmente están formadas por dos cables pretensados unidos median-te elementos de conexión (bielas) que los mantienen en la forma deseada. Los cables suelen tenderse en forma parabólica para conseguir un mejor comportamiento estruc-tural (fi g. 1).

Fig. 1. Componentes de una viga de cables: a) cable de pretensión; b) cable de suspensión; c) bielas.

El primero de los cables, llamado de suspen-sión, se encuentra dispuesto en forma cónca-va respecto de la carga y es el encargado de soportar la misma. La tensión sobre este ca-ble crece al crecer el valor de la carga. El se-gundo, llamado de pretensión, se encuentra dispuesto en forma convexa respecto de la carga y su tensión decrece al aumentar ésta. La misión de este segundo cable es evitar los

importantes cambios de forma que tiende a experimentar el cable de suspensión ante una variación en la distribución de carga sobre la viga, es decir, dotar de estabilidad de forma al conjunto. Obviamente, en caso de invertirse la dirección de la carga los papeles represen-tados por ambos cables se invierten.

Las bielas suelen estar formadas por redon-dos de acero o acero inoxidable, con aloja-mientos que permiten pinzar los cables en los puntos de unión, de forma que éstos no puedan deslizarse a través del alojamiento. Generalmente, las bielas se prolongan hasta el plano de fachada o cubierta, punto donde se fi jan al cerramiento mediante una unión rotulada (fi g. 2).

Fig. 2. Comparación de la estabilidad de forma entre un cable en suspensión y una viga de cables. Arriba: Carga uniforme. Abajo: Carga puntual.

En el caso de vigas de fachada, sean és-tas colocadas vertical u horizontalmente, el peso del cerramiento no puede ser soporta-do por la viga de cables, ya que ésta única-mente tiene la capacidad de resistir esfuer-zos perpendiculares al plano de fachada. En este caso deberán preverse mecanismos auxiliares para soportar este peso.

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2. LOS MATERIALES: EL CABLE

Un cable metálico es básicamente un con-junto de alambres trenzados helicoidalmen-te sobre un núcleo llamado alma, por lo que puede asimilarse a una cuerda metálica. El conjunto de alma y alambres suele llamarse también cordón. Asimismo, podemos encon-trarnos con cables formados por varios cor-dones agrupados o trenzados alrededor de una alma, aunque estos se utilizan principal-mente en casos en que se requiere una ma-yor fl exibilidad (maquinaria de elevación, etc.) o bien en cables de gran diámetro.

Las propiedades mecánicas de los cables varían principalmente por el material del que están formados los alambres y almas, así como por el proceso de fabricación, que de-termina el porcentaje de sección de cable ocupado por masa metálica. A más concen-tración de masa metálica, más resistencia y rigidez se obtiene. Esta última variable pue-de cuantifi carse mediante el llamado módulo elástico aparente del cable, que a diferencia del módulo elástico del material se calcula en base a la sección nominal del mismo, por lo que tiene en cuenta el grado de concentra-ción de masa metálica.

En el caso de vigas para cerramientos lige-ros, se utilizan principalmente dos tipos de cable:

Sin embargo, cuando se requiere una mayor rigidez y resistencia a tracción, es necesario decantarse por el cable Dyform. La diferencia respecto al anterior es que se ha construido mediante un proceso especial que hace que los alambres perimetrales adopten una forma trapezoidal, lo que permite una mayor concen-tración de masa metálica en la sección.

Fig. 3. Tipos de cable más utilizados en la construcción de cerramientos ligeros: Cable 1 3 19 estándar (izquier-da) y cable Dyform 1 3 19 (derecha).

a) Cable rígido estándar (cordón) de 19 hilos de acero galvanizado o inoxidable.

b) Cable Dyform de 19 hilos de acero galva-nizado o inoxidable.

El cable rígido de 19 hilos está formado por 18 alambres de sección circular trenzados alrededor de una alma metálica también de sección circular. Tiene unas buenas propie-dades mecánicas, que pueden observarse en la tabla 1, y una fl exibilidad sufi ciente para una aplicación estructural como la tra-tada en este artículo. Es el tipo de cable más utilizado en vigas de cables por razones de disponibilidad y precios (fi g. 3).

Magnitud Estándar 1 3 19 Dyform 1 3 19

Módulo elástico aparente (E) 107,5 ? 103 MPa 133,7 ? 103 MPa

Carga mínima de rotura para un cable [ 12 mm 104 kN 144 kN

Peso 100 m de cable [ 12 mm 70,3 kg 80,7 kg

Estiramiento estructural de un cable [ 8 mm ante una carga de 11600 N 5 mm/m 1,2 mm/m

Tabla 1. Propiedades mecánicas de los cables.

Una aproximación práctica al diseño de vigas de cables para cubiertas y fachadas ligeras


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Debe tenerse en cuenta que el estiramien-to de un cable bajo carga no depende úni-camente de su módulo elástico aparente (es-tiramiento elástico), sino también del proceso de asentamiento de los hilos entre ellos (esti-ramiento estructural). El estiramiento estruc-tural puede estimarse en el 0,2 -0,8% de la longitud del cable, y aparece muy lentamente, aunque su aparición puede acelerarse en gran manera sometiendo el cable a una carga severa (cable pre-estirado).

3. MORFOLOGÍA

Existen tres confi guraciones básicas de vi-gas de cables: vigas cóncavas, vigas con-vexas y vigas cruzadas (fi g. 4).

Las vigas cóncavas y convexas son poco uti-lizadas debido al mayor canto necesario pa-ra resistir las mismas cargas en relación a las vigas cruzadas. Sin embargo, las vigas cóncavas tienen la gran ventaja de ser la-teralmente estables. Como veremos más adelante, esta característica las hace muy apropiadas para aplicaciones en las que se deban resistir cargas puntuales elevadas (fi g. 5).

Es sabido que un cable de masa desprecia-ble tendido entre dos puntos y sometido a una carga uniforme aplicada sobre su pro-yección horizontal adopta una forma de pa-rábola. Para tener unas óptimas prestacio-nes en una viga de cables conviene que los esfuerzos de tracción sobre los cables se

Fig. 4. Confi guraciones posibles de vigas de cables: a) Viga convexa. b) Viga cóncava. c) Viga cruzada.

Fig. 5. Fachada de vidrio abotonado soportada por vigas de cables cruzadas dispuestas horizontalmente. Pavellón de los Países Participantes Expo 98, Lisboa (Bellapart).

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transmitan de la forma más natural posible. Por esta razón, y dado que las distribuciones uniformes de carga son las más frecuentes en fachadas y cubiertas, resulta obligado mantener los cables siguiendo una forma parabólica. Estudios tanto teóricos como experimentales confi rman esta tesis.

Evidentemente, dado que conectamos los cables por puntos mediante bielas, éstos nunca adoptarán una forma perfectamente parabólica sino que seguirán una poligonal. Tampoco la carga se encontrará uniforme-mente distribuida sino que se aplicará pun-

tualmente en la conexión de las bielas con el cerramiento.

Para conseguir una mínima aproximación a la forma parabólica es recomendable que la distancia entre bielas no sea nunca mayor a 1/4 de la luz, aunque esto no es siempre posible para luces pequeñas. En estos ca-sos deberemos asumir la pérdida de pres-taciones generada al separarnos de la pará-bola ideal (ejemplo 1).

La geometría que adoptan los cables es tam-bién la responsable de que estas vigas no sean estructuras de fuerza constante: Para conseguir el equilibrio de fuerzas en los pun-tos de unión entre bielas y cables, los tra-mos extremos de los cables (más inclinados respecto el plano del cerramiento) deben so-portar esfuerzos más elevados que los tra-mos intermedios.

4. COMPORTAMIENTO

ESTRUCTURAL

EN DOS DIMENSIONES

4.1. Comportamiento estático

En general, el comportamiento de las vigas de cables es no-lineal, característica que debe tenerse en cuenta en la etapa de análi-sis. Un análisis lineal de las mismas llevaría a sobreestimar tanto los esfuerzos sobre los cables como las deformaciones (ejemplo 2).

Sin embargo, el comportamiento de la mayo-ría de vigas de cables sometidas a una carga distribuida aumentando en rampa es sólo levemente no-lineal. Para este caso concreto tenemos que la relación carga aplicada/de-formación es muy constante, con lo que po-dríamos considerarla como la rigidez de la vi ga (ejemplo 3).

EFECTO DEL NÚMERO DE BIELAS

EJEMPLO 1

Se diseña una viga con distancia entre bielas igual a 1/6 de la luz, para que el cable de pretensión no quede destensado para la máxima carga mayorada por un factor 1.5.

Seguidamente se verifi can vigas equivalentes con menos bielas.

Datos:

Luz 5 9 m

Canto 5 0,9 m

Cables 5 [ 12 mm tipo 1 3 19 estándar

Pretensión 5 25000 N en extremos cables

Bielas 5 [ 25 mm inox. AISI 316

Carga total 5 22,5 kN (servicio)

Resultados (servicio):

Para el caso 1/3 luz, la viga vuelca lateralmente para una carga de 25,9 kN (carga de servicio 3 1,15).

Dist. entre bielas1/6 luz 1/4 luz 1/3 luz

dmáx. 31,8 mm 32,7 mm 30,7 mm

Fmáx. cable tracción 42820 N 44240 N 45920 N

Fmín. cable pretensión 7506 N 6073 N 3678 N

Fmáx. biela 25637 N 28826 N 212200 N



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La rigidez de una viga de cables aumenta cuando aumenta la curvatura de los cables y su sección, y decrece cuando aumenta la fl exibilidad de los soportes. La pretensión de los cables tiene poca infl uencia sobre la rigi-dez del conjunto.

Esta rigidez también aumenta al aumentar la fl echa de la viga, aunque este efecto es so-

lamente signifi cativo cuando la viga soporta cargas no-uniformes o puntuales de impor-tancia.

4.2. Comportamiento dinámico

El comportamiento dinámico de un cable tendido entre dos puntos soportando una cierta carga se caracteriza por la existencia

ANÁLISIS LINEAL Y NO-LINEAL

EJEMPLO 2

A continuación se presenta una comparativa entre los re-sultados obtenidos en el análisis lineal y no-lineal de una viga de cables con las siguientes características:

Luz 5 6 m

Canto 5 0,5 m

Cables 5 [ 12 mm tipo 1 3 19 estándar

Pretensión 5 20000 N en extremos de ambos cables

Bielas 5 [ 25 mm inox. AISI 316

Dist. entre bielas 5 Luz / 4

Hipótesis de carga:

1. Carga uniforme 5 3 kN en 2Z sobre ext. bielas

2. Carga puntual 5 1,5 kN en 2Z sobre ext. biela 13

COMPORTAMIENTO ANTE UNA CARGA UNIFORME

EJEMPLO 3

En el gráfi co puede observarse el comportamiento de la viga del ejemplo 1 (dist. entre bielas 5 1/6 luz) ante una carga uniforme. Sobre el extremo superior de cada biela se aplica una carga en rampa de 1 kN/s.

Podemos ver cómo el comportamiento de la viga es muy lineal hasta la carga de 6,8 kN, momento en el cual el cable de pretensión se destensa completamente.

C. uniforme C. puntual

dz, máx. Nudo 4 14

L 222,6 mm 211,1 mm

NL 218,4 mm 26,8 mm

Fmáx. cable Barra 10 10

L 30440 N 19170 N

NL 29850 N 19812 N

Fmáx. biela Barra 7 13

L 24440 N 22940 N

NL 25312 N 23147 N

Resultados:

Como puede observarse, un cálculo lineal de la viga lleva a sobreestimar deformaciones. Una distribución de carga uniforme sobre el cerramiento provoca también que se sobreestimen los esfuerzos sobre los cables y se subes-timen los esfuerzos sobre las bielas.

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10

de frecuencias naturales muy bajas. Estas frecuencias aumentan al aumentar la ten-sión en el mismo, y por lo tanto al aumentar la carga, aunque en cualquier caso están dentro del intervalo donde el espectro del viento tiene aún bastante energía.

Sin embargo, las vigas de cables contribuyen a mejorar en gran manera la situación. Como hemos dicho en el apartado 1, cuando una viga de cables entra en carga, la tensión so-bre el cable de suspensión aumenta mien-tras que la tensión sobre el cable de preten-sión disminuye. Esto provoca que los cables estén sujetos a estados tensionales diferen-tes y por lo tanto que sus frecuencias natu-rales sean ligeramente diferentes. Así pues, cuando una fuerza variable excita uno de los cables cerca de una de sus frecuencias na-turales, el otro cable tiende a amortiguar las vibraciones, evitando que el primero entre en resonancia.

Aún siendo este efecto de gran ayuda, el conjunto completo (cables, bielas y cerra-

miento) tiene sus propios modos fundamen-tales de vibración, y por lo tanto puede entrar también en resonancia.

Las frecuencias naturales de la mayoría de vigas de cables, aun dependiendo de la car-ga aplicada, siguen siendo sufi cientemente bajas como para tener peligro de resonan-cias ante la acción del viento. Esto obliga a realizar un cálculo dinámico de estas estruc-turas y a diseñarlas para conseguir frecuen-cias naturales sufi cientemente altas, aunque a diferencia del caso de un simple cable ten-dido, ahora tenemos recursos para mejorar el comportamiento del conjunto (ejemplo 4).

Para desplazar las frecuencias naturales de la estructura fuera del rango de peligro es necesario jugar con la geometría de la viga y la sección de los cables. Ni la pretensión ni el cerramiento tienen demasiado efecto so-bre las frecuencias naturales del conjunto, aunque este último suele ser la máxima fuente de amortiguación.

5. ESTABILIDAD AL VUELCO

Exceptuando las vigas cóncavas, las demás tipologías de vigas de cables son lateralmen-te inestables debido a su falta de rigidez torsional.

En todas las afi rmaciones y ejemplos ex-puestos hasta ahora hemos considerado una unión rotulada al cerramiento, que evita cualquier movimiento del extremo de las bie-las en el plano de fachada o cubierta.

El arriostramiento dado por el cerramiento es la fuente de rigidez torsional para las vi-gas convexas y cruzadas, y es indispensable para evitar el vuelco lateral inmediato de la viga al entrar en carga.

COMPORTAMIENTO DINÁMICO

EJEMPLO 4

A continuación se exponen los resultados de un análisis modal de la viga del ejemplo 2 soportando una cubierta de vidrios abotona-dos de 2 3 2 m de espesor 12 mm.

Modo 1 frec. 5 5,32 Hz.





Modo 1

Modo 2

Modo 3



11

ELEMENTOS DIAGONALES

EJEMPLO 5

A continuación se presenta una comparativa entre los resultados obtenidos en el análisis no-lineal de la viga del ejemplo 2 con y sin elementos diagonales:

Sin embargo, aún considerando el efecto de arriostramiento del cerramiento pueden apa-recer vuelcos laterales indeseados. En caso de tener que soportar cargas concentradas elevadas o cualquier otro tipo de distribución de carga asimétrica de importancia, es nece-

sario realizar un análisis que nos confi rme la inexistencia de vuelco lateral.

Buchholdt1 propone una serie de alternati-vas para hacer lateralmente estable una viga convexa o cruzada (fi g. 6). Sin embargo es-tas soluciones son difíciles de adoptar a no ser que los cordones estén compuestos por varios cables paralelos, caso frecuente en vigas para grandes luces pero no tan fre-cuente en vigas que soportan cubiertas o fachadas ligeras.

Fig. 6. Soluciones para dotar de rigidez torsional a vi-gas convexas y cruzadas.

C. uniforme C. puntual

dz, máx. Sin 100 100

0 kN 69 43

10 kN 65 34

Fmáx. cable Sin 100 100

0 kN 100 117

10 kN 113 135

Fmáx. biela Sin 100 100

0 kN 104 126

10 kN 159 220

Nota: Valores en % relativos al caso de viga sin diagonales.

Elem. diagonales 5 Cable [ 8 mm tipo 1 3 19 estándarPretensión 0 kN; 10 kN

Hipótesis de carga:

1. Carga uniforme 5 3 kN en 2Z sobre ext. bielas

2. Carga puntual 5 1,5 kN en 2Z sobre ext. biela 13

Resultados:

6. ELEMENTOS DIAGONALES

Todas las tipologías de vigas comentadas con anterioridad pueden complementarse con elementos diagonales que triangulen la es-truc tura.

Para aplicaciones donde todas hipótesis de carga relevantes correspondan a cargas uni-formemente distribuidas sobre el paramen-to, la adición de estas diagonales genera aumentos de rigidez muy leves. En estos casos resulta más económico aumentar la sección de los cables y evitar emplear este tipo de elementos. En cambio, cuando de-ben resistirse cargas no uniformes o cargas puntuales de importancia, es interesante plantearse la posibilidad de aplicarlos (ejem-plo 5).



12

7. CRITERIOS DE DISEÑO

La geometría de una viga de cables normal-mente viene condicionada por la situación de los puntos de apoyo y fi jaciones al cerra-miento de los que se dispone. Así pues, ni los puntos de apoyo ni el número y situación de las bielas serán normalmente escogidos por el proyectista. La tipología de viga suele también venir fi jada como cruzada por razo-nes de espacio.

En base a estos datos deberá fi jarse una geometría parabólica que se adapte a los mismos. Generalmente pueden obtenerse buenos resultados empezando con un canto

de viga igual al 10 % de la luz, canto que puede reducirse hasta el 7-9% en función de la carga a soportar y de la preferencia del proyectista por obtener cantos pequeños o diámetros de cable pequeños.

Buchholdt 1 fi ja el canto recomendable en un 4-6 % de la luz. Esto puede ser cierto en vigas de cables para grandes luces, pero es ciertamente insufi ciente en aplicaciones como las tratadas en este artículo si que-remos obtener fl echas admisibles, diáme-tros de cable razonablemente pequeños y pretensiones soportables por los elemen-tos que normalmente encontramos en edifi -cación.

Normalmente la curvatura, diámetro y pre-tensión de los cables de suspensión y pre-tensión suele ser la misma, para conseguir que la viga sin carga no tenga fl echa alguna (fi g. 7).

Como hemos visto anteriormente, la preten-sión no tiene un efecto signifi cativo sobre la rigidez de la viga, mientras que sí lo tiene sobre las reacciones que ésta transmite a sus soportes. Es por ello que conviene limi-tarla al valor mínimo que permita que el ca-ble de pretensión no quede destensado para la peor combinación de carga en estado lími-te último. De esta forma logramos las mí-nimas reacciones sin perder los benefi cio-sos efectos estáticos y dinámicos derivados de la existencia del cable de pretensión.

Una característica de las vigas de cables muy útil en ciertas circunstancias, es su ca-pacidad de encadenarse sin generar aumen-tos signifi cativos en las reacciones a los so-portes extremos. Esto permite cubrir grandes luces, introduciendo algunos pilares interme-dios, sin generar grandes solicitaciones so-bre los soportes fi nales (fi g. 8).

Fig. 7. Vigas verticales de fachada. Banco Fivenez, Ca-racas, Venezuela (Bellapart).

Fig. 8. Encadenamiento de vigas de cables.

R

R

R

R

R

R

R

R



13

Otro elemento muy a tener en cuenta en la etapa de diseño es la fl exibilidad de la es-tructura a la que se fi ja la viga de cables. Dado que un movimiento en los puntos de soporte de la viga equivale a una pérdida de pretensión en los cables, conviene dispo-ner de sufi ciente rigidez en estos puntos, y si esto no es posible, verifi car que el cable de pretensión no quede destensado teniendo en cuenta la fl exibilidad del soporte (fi g. 9).

8. MONTAJE

Durante el proceso de montaje de una viga de cables se generan multitud de situacio-nes en las que ésta se encuentra solicitada por una carga no uniforme, muchas veces sin disponer aún del arriostramiento dado por el cerramiento. Este hecho debe tenerse en cuenta en el momento de plantearse la secuencia de operaciones de montaje, requi-riéndose un estudio de cada caso particular para evitar vuelcos laterales indeseados.

Otro punto crítico durante el ensamblaje es la aplicación de la pretensión a los cables, aunque en este caso es fácil conseguir un resultado satisfactorio siguiendo unas cuan-tas reglas básicas: Se debe aplicar la pre-tensión a los dos cables a la vez, teniendo las conexiones entre bielas y cables afl oja-das de tal forma que los cables puedan co-rrer libremente a través de las mismas y la pretensión pueda distribuirse correctamen -te en toda la longitud del cable. Para facili-tar este proceso resulta necesario aplicar la pretensión lentamente a la vez que se mue-ven ligeramente las bielas respecto de los cables golpeándolas con martillos de nylon. Es recomendable aplicar la pretensión des-de los dos extremos del cable, aunque esto no se realiza muy a menudo en la práctica debido a la necesidad de disponer de dos tensores extremos, o bien de un tensor cen-tral. En caso de tener una luz importante sí es necesario considerar seriamente esta posibilidad.

La correcta aplicación de la pretensión en cada cable puede asegurarse mediante el empleo de aparatos de medida digital espe-cialmente concebidos para este propósito (fi g. 10).

Fig. 9. Diseño para evitar la pérdida de pretensión en los cables ante posibles movimientos de los puntos de soporte. Sundance Cinemas, Portland, USA (Bellapart).

Fig. 10. Montaje de una viga de cables horizontal en uno de los edifi cios de la Urbanización La Finca, Somosaguas, Madrid (Bellapart).


GAS SPRING


14

Después de este proceso y de corregir po-sibles desalineaciones de las bielas apare-cidas durante el pretensado utilizando los martillos de nylon, es necesario bloquear completamente las conexiones entre bielas y cables de tal forma que no puedan produ-cirse movimientos relativos de estos ele-mentos en estado de servicio, lo que podría llevar al colapso de la estructura.

9. CONCLUSIONES

Como hemos visto, las vigas de cables son una atractiva propuesta para soportar cu-biertas y fachadas en zonas diáfanas.

Su aparente simplicidad no excluye la nece-sidad de tener en cuenta ciertas peculiarida-des en su comportamiento, como pueden ser su naturaleza no-lineal, la posibilidad de vuelco lateral, así como la posible existencia de frecuencias naturales demasiado bajas.

Asimismo, es muy importante prever desde el principio del proyecto arquitectónico la existencia de elementos estructurales sufi -cientemente rígidos y capaces de soportar las cargas transmitidas por las vigas de ca-bles, tanto debidas a su pretensión como al entrar en carga.

En cuanto al proceso de montaje, éste po-dría califi carse como delicado, por lo que debe contarse con un equipo de montaje experimentado.

10. BIBLIOGRAFÍA

1. BUCHHOLDT, H. A. «An introductionto cable roof structures»Second EditionThomas Telford1999 London (UK).

2. COLE, R. «Managing the interfacebetween building structure and glass tension structures»Glass in Buildings. ProceedingsCWCT, University of Bath1999 Bath (UK).

3. IRVINE, M. «Cable structures»Dover Publications Inc.1992 Mineola, NY (USA)

4. RICE, P. & DUTTON, H.«Le verre structurel»Editions du Moniteur1990 Paris (France)

5. SCHODEK, D.L. «Structures»Third EditionPrentice Hall1998 Upper Saddle River, NJ (USA)

6. ZALEWSKI, W. & ALLEN, E.«Shaping Structures. Statics»John Wiley & Sons, Inc.1998 New York, NY (USA)



15

Isozaki Atea quiere decir «la puerta de Isoza-ki», nombre con el que los bilbaínos han bautizado a este edifi cio en honor al arqui-tecto del proyecto, Arata Isozaki (fi gs. 1 y 2).

condicionantes preexistentes, arquitectura signifi cativa, plazos de ejecución e incluso aspectos sociales y económicos), resulta sin-gular en su conjunto.

Para contextualizar el proyecto, a nivel urba-nístico la intervención se justifi ca debido a su ubicación estratégica dentro del plan de transformación de Bilbao Ría 2000.

La ciudad históricamente ha dado las espal-das al frente de la Ría, utilizado como puerto y franja industrial que provocaba un corte en la ciudad.

El proyecto resuelve el desnivel aproximado de 12 m entre el principio de la calle Ercilla y el paseo Uribitarte y la comunicación con el otro lado de la Ría. Para ello se plantean una serie de puentes que, además de resolver el desnivel, conectan con la pasarela de Zubi-zuri.

Por otro lado, el proyecto plantea incorporar parte de las fachadas existentes de un anti-guo depósito portuario, considerado uno de los primeros edifi cios construidos con hormi-gón en el País Vasco.

En cuanto a usos, el conjunto está destinado mayoritariamente a viviendas con todos los usos derivados de esta tipología (aparca-miento, comercial y ofi cinas).

Desde los primeros planteamientos, la inten-ción ha sido la de reconsiderar la función de la estructura en cada una de las partes del conjunto, compatibilizando los aspectos ar-quitectónicos, funcionales y constructivos que parecían como más adecuados para cada caso.

De un primer análisis funcional del conjunto se puede identifi car una gran variedad de usos, confi gurando un sistema complejo que por supuesto se traduce también en una

La estructura de Isozaki AteaBilbao 2002-2005

Diego Martín

3

La intención de explicar este proyecto dentro del ciclo de conferencias de la ACE ha sido la de poder compartir con el resto de colegas de esta profesión una experiencia enrique-cedora que me ha servido para profundizar en varios campos dentro de las estructuras.

Por eso quiero dar las gracias a Robert Bru-fau por haberme dado esta oportunidad y me veo en el compromiso moral de devolver y compartir la experiencia.

No se trata de un proyecto con elementos especialmente singulares, pero dado su gran tamaño y sobre todo la superposición de múltiples condicionantes (variedad de usos,

Fig. 2.

Fig. 1.


16

complejidad de planteamiento de tipologías estructurales (fi g. 3).

No obstante, el proyecto arquitectónico en inicio planteaba una estructuración a través de la yuxtaposición de volúmenes, tanto en vertical como en horizontal. Este plantea-miento facilitó nuestra labor, de manera que se pudo asimilar una tipología estructural a cada una de las partes y defi nir unos ele-mentos de relación y transición entre ellas (fi g. 4).

Así pues, a grandes rasgos, el conjunto situa-do parcialmente sobre el antiguo edifi cio del depósito franco está formado por un conjun-to de sótanos existentes y presumiblemente aprovechables; un nivel de nueva construc-ción de aparcamientos y comerciales, parte sobre el depósito y parte fuera del depósito; dos torres que, por su magnitud, cada una de ellas forma una unidad independiente y un conjunto de viviendas articuladas en varios volúmenes sobre el depósito (fi g. 5).

Por otro lado, también se pueden identifi car los elementos de unión o transición entre di-ferentes tipologías, sobre todo entre la es-tructura existente y la nueva y, entre los nive-les de comerciales y los de viviendas, con unos requisitos espaciales diferentes (fi g. 6).

Cada planta sótano del depósito tiene una superfi cie de unos 6 500 m2 que, una vez inspeccionados y visto las grandes dimensio-nes de todos sus elementos estructurales así como la buena calidad del hormigón con-fi rmaron que, la primera decisión fuese la de mantener las tres últimas plantas, con una superfi cie total de 19 500 m2. Esto supuso un gran ahorro tanto de demolición como de construcción, aunque plateaba el reto de su-perponer la mayor parte de la nueva estruc-tura sobre una estructura existente.

Fig. 3. El derribo.

Fig. 4. a) Apuntalamiento de fa chadas. b) Tránsito de maqui-naria. c) Re-apuntalamiento de pantallas.

Fig. 5. Intervenciones en el depósito.

a) b)

c)

La estructura de Isozaki Atea


17

Fig. 6. Planta de sótanos existentes.

Fig. 7. Análisis de los forjados modifi cados.

El problema se suscitaba, no sólo por el he-cho de que los elementos existentes debían asumir un nuevo estado de solicitaciones planteando los refuerzos correspondientes, sino sobre todo porque la geometría, orden y lógica de la nueva estructura no coincidía con la de la estructura existente (fi g. 7).

Para realizar este cambio tipológico tan im-portante, se planteó desde un inicio un ele-mento, fi nalmente constituido por una gran losa, que traspasase no sólo las cargas de una parte a otra, sino también el orden de una estructura superior al orden de la estructura inferior existente (fi g. 8).

Fig. 8. a) Refuerzo de los pilares existentes mediante encamisado con hormigón. b) Progresión de la torre izquierda a través de la es-tructura existente.

a)

b)

Apertura y cegado de huecos para adaptarlos al nuevo edifi cio

Refuerzo de pilares existentes donde fuera necesario

Refuerzo de la cimentación existente



18

Esta losa, situada al nivel del sótano 21, por debajo del nivel del Paseo Uribitarte, marca también el cambio entre el uso de aparca-miento y el uso intensivo comercial corres-pondiente a las plantas inferiores del conjun-to (fi g. 9).

En los niveles comerciales, la exigencia de la estructura es la de disponer de espacios lo más diáfanos posibles, en este caso recu-rriendo a sistemas estructurales de fácil construcción. De esta manera, en los espa-cios perimetrales que confi guran la plaza de la planta primera (cota 16,00, a un nivel in-termedio entre el paseo Uribitarte y el princi-pio de la calle Ercilla), a pesar de la irregula-ridad de la geometría, se han conseguido luces de 10 3 10 m aproximadamente, utili-zando losas macizas y losas aligeradas con cantos relativamente fi nos para las cargas requeridas (fi g. 10).

Bajo los bloques del biombo, y debido a la pauta estructural superior, las luces son de 6,40 3 5,75 m resolviéndose los forjados con losas macizas.

Este nivel comercial culmina en la planta primera (cota 16,00), donde se producen los accesos a las viviendas.

Entre el nivel de comercial y el de viviendas, existe un nuevo cambio tipológico, dado que las necesidades espaciales no son las mis-mas.

De este modo, a través de un sistema de já-cenas de canto dispuestas en la planta ter-cera (cota 112,00), la pauta estructural de los bloques de viviendas de 6,40 3 2,87 m pasa a ser de 6,40 3 5,75 m, apeando pila-res alternos (fi gs. 11, 12, 13, 14 y 15).

Como requerimiento de partida entre otros, fi guraba la condición de utilizar tipologías

Fig. 9. Refuerzo de la cimen-tación existente mediante au-mento de superfi cie o aumento de canto de zapatas.

Fig. 10.



19

Fig. 12. Proceso constructivo de las pantallas.

Fig. 11. Ejecución de pantallas con excavación mediante lodos de bentonita.



20

Fig. 13. Ejecución de pilotes:

– CPI-4, mediante entubación recuperable.

– CPI-6, mediante lodos de bentonita.

Fig. 14.



21

Fig. 15.


Hormigón pobre

Encepado hormigonado sobre el terreno

Anclaje empotrados en el terreno por debajo de la base del pilote

Placasbase

Arm. Superior

Pilar

Estribado de suspensión

Inyector con lechado de mortero

Armado inferior

Estribado de suspensión

Arm. inferior

Pilote

Anclaje pasivo empotrados en el terreno por debajo de la base del pilote

Sección

Las esperas de pilar deben llegar al fondo del encepado


22

estructurales asumidas y aceptadas social-mente para vivienda. En esta zona tradicio-nalmente el forjado unidireccional se ha utili-zado masivamente para el uso de viviendas y, dado que, el segundo requerimiento impor-tante era la ligereza de la estructura, nos pareció la solución estándar más adecuada. (fi g. 16).

Hay que destacar que toda la estructura del «biombo» descansa primero sobre las jáce-nas de la planta tercera (cota 112,00) y luego sobre la losa postesada, transición con la estructura existente, por lo que su peso debía aligerarse al máximo (fi g. 17).

No obstante, la tipología de forjado unidirec-cional fue reinterpretada y optimizada. En lugar de utilizar viguetas prefabricadas y bo-vedillas tradicionales se optó por una ejecu-ción «in situ», con casetotes de poliestireno expandido (EPS), consiguiendo un peso pro-pio muy bajo al mismo tiempo que una es-tructura monolítica con un buen comporta-miento laminar (fi g. 18).

Para poder optimizar al máximo el espesor de forjados, se intentó cumplir siempre una relación entre la luz del forjado y la luz de las jácenas planas de aproximadamente 1 a 2, cubriendo siempre la luz corta con la jácena plana. En los puntos donde esto no ha sido posible por la geometría, sobre todo en los nexos entre volúmenes, se ha optado por una solución neutra de losa maciza, con igual canto que el forjado unidireccional. (fi gs. 19, 20, 21, 22, 23 y 24).

Esta tipología se ha podido adaptar al uso de vivienda ya que éste no requiere grandes espacios diáfanos, consiguiendo por otro lado una estructura ligera y fácil de construir. (fi g. 25).

En el caso de las torres, el problema funda-

Fig. 16. Losa postesada.

Fig. 17.

Fig. 18. Mx y My.



23

Fig. 19. Modelo de iner-cias equivalentes:

– ELS en vacío 1 (peso propio de la losa).

– ELS en vacío 2 (peso propio de la losa y de la estructura superior).

Fig. 20. Modelo de iner-cias equivalentes.

ELS con total de cargas:

– Mx y My.

Fig. 21. Modelo de áreas equivalentes.

ELS con el total de car-gas:

– Isostáticas de tracción y comprensión.

– Tensiones máximas de comprensión Smáx..



24

Fig. 23. Modelo de inercias equivalentes.

ELU con total de cargas:

– Mx y My.

– Qx y Qy.

Fig. 22. Líneas isostáticas.



25

Fig. 24.

mental es la estabilidad horizontal debida al empuje del viento por lo que, a diferencia de los bloques del biombo, se ha incorporado un elemento soporte horizontal mucho más potente confi gurado por un núcleo mixto ace-ro-hormigón (fi g. 26).

Aunque cada torre se puede identifi car como un sistema estructural independiente del conjunto, se ha intentado plantear su estruc-tura siguiendo los mismos criterios que el resto de la estructura. Así pues, en cuanto a superposición de niveles horizontales, se pueden identifi car dos partes, desde la ci-mentación hasta la planta primera (cota 16,00), con un uso de aparcamientos y co-merciales, y desde la planta tercera (cota

Fig. 25. Las torres.

112,00) hasta la coronación, con un uso de viviendas. La parte de viviendas, al igual que el resto de bloques, se plantea mediante forjados unidireccionales «in situ», siguiendo los mismos criterios de optimización y alige-ramiento anteriormente citados, en este caso con luces de 6,00 3 3,60 m. En la par-te inferior, para adaptarse a un uso diferen-te, las luces son de 6,00 3 7,20 m apeando también pilares alternos en planta tercera. En este caso los forjados son losas macizas (fi g. 27).

En cuanto al núcleo, el problema se ha re-suelto aprovechando la geometría rectan-gular de la planta y su distribución. El hecho de tener dos fachadas opuestas próximas junto con la distribución de la planta, dividi-da siempre por la mitad, ha permitido con-formar un núcleo mixto uniendo mediante diagonales los pilares de fachada con el nú-cleo. De esta manera se ha formado una celosía mixta de gran rigidez, asumiendo los pilares de acero las tracciones debidas al viento y el núcleo de hormigón próximo a la fi bra neutra, gran parte de las cargas gravita-torias (fi g. 28).



26

Fig. 26. Plantas:

a) Plantas 1 a 11.

b) Plantas 12 a 22.

a)

b)

Fig. 27.

a) Alzado del núcleo mixto.

b) Esfuerzos de axil vertical Ny bajo la acción del viento.

a) b)



27

Hay que señalar que, debido a la geometría rectangular de la planta, el comportamien-to laminar de los forjados ha permitido trans-mitir los empujes de viento de cada punto de la planta hasta la posición del núcleo, a modo de viga horizontal de gran canto (fi g. 29).

Para terminar, el conjunto de esta estructura se culmina con tres puentes, que, aunque pertenecen a unas tipologías estructura-les poco habituales en edifi cación, aportan el sentido urbanístico a esta intervención (fi g. 30).

Dos de los puentes se han planteado median-te una viga cajón metálica, intentando ser lo más neutros posible, dado que están en con-tacto con estructuras de un carácter muy de-fi nido y son nexo entre ellas (fi g. 31).

El tercer puente, en realidad es una prolon-gación de la plaza entre las torres, se plan-tea con la intención de salvar el desnivel entre el conjunto y la calle Ercilla. Su estruc-tura de hormigón mediante jácenas de can-to, permite adaptarse a su geometría si-guiendo los mismos criterios de diseño que en resto del conjunto (fi g. 32).

Fig. 28. Deformaciones horizontales debidas a la acción del viento.



28

Fig. 29. Comportamiento de los forjados como una viga de gran canto, transmitiendo el empuje del viento hacia el núcleo.



29

Fig. 30.

Fig. 31. Fig. 32.

Ficha Técnica

Empresa promotora: Vizcaína de Edifi caciones.

Proyecto de Arquitectura: Arata Isozaki – Iñaki Aurrekoetxea.

Proyecto de Estructura: BOMA: Robert Brufau, Diego Martín.

Proyecto de Instalaciones: Francesc Labastida.

Empresas Constructoras: Cimentaciones Abando, UTE DRAGADOS - Fonorte.



30

4 La durabilitat dels sòlsFructuós Mañà

1. UNES IDEES

GENERALS

A la construcció, entenem per durada la ca-pacitat dels materials i de les solucions constructives de mantenir, a través del temps, les propietats per les quals van ser escollits pel prescriptor.

La correcció de les manques de durada de alguns materials es duu a terme per mitjà de tasques de manteniment i/o de substitu-ció que haurien de ser prescrites en el Plec de Condicions del Projecte.

El manteniment i la substitució són activitats no desitjades per l’usuari però per nosaltres són un recurs de pes quan la demanda de satisfacció d'un requisit nou l’hem de resol-dre amb materials menys durables que els tradicionals. És un recurs per a lluitar contra l’inexorable principi segon de la termodinà-mica: amb el temps tota estructura tendeix al desordre.

És interessant refl exionar sobre la contra-dicció que hi ha entre el que nosaltres ente-nem com a durada (el CEB, fa molts anys, que va establir que la durada normal de una estructura de formigó armat és de 50 anys) i l’oferta de crèdits hipotecaris que fa la ban-ca que tendeixen a amortitzacions cada ve-gada més llargues, fi ns i tot com a deutes hereditaris. Els hereus s’hauran de fer càr-rec del deute però també d'una fi nca en unes condicions de decrepitud que no els sortirà a compte.

És curiós que les entitats de crèdit basin les seves estadístiques en l’edat de la cons-trucció en pedra i nosaltres incorporem (ja hem dit que per a resoldre requisits cada cop més sofi sticats) materials i solucions

constructives avançats però inevitablement menys durables, tot esperant que la cultura del manteniment s’acabi d'implantar d’una vegada.

2. UNA EXPERIÈNCIA

Molt sovint, només cal mirar enrere per a saber què passarà en el futur. És una pràcti-ca important que no solem aplicar (fet curiós en un ram on encara predominen els proces-sos empírics per sobre dels purament teò-rics) i, d'aquesta manera, ens perdem l’opor-tunitat de retroalimentar-nos de la nostra pròpia experiència constructiva. Malaurada-ment, es demostra que les experiències difí-cilment van més enllà del que dura una ge-neració (o és que tenim algun tipus de record de l’enorme experiència que es va acumular durant la construcció de l’Eixample?) i sovint menys.

Atesa aquesta inquietud, podem posar sobre el paper el resultat d’una experiència que es pot viure quasi a diari a l’esmentat Eixample. L’envelliment de la xarxa de claveguerons d’una fi nca és causa d’una pèrdua endèmi-ca d’aigua. Aquesta aigua, incorporada al sòl, motiva que la fi nca, 75 o 100 anys després d'haver estat construïda, presenti un quadre de lesions que associem a la presència d’uns assentaments diferencials. Aquests assen-taments, aplicats molt temps després d’aca-bada la construcció, solen ser mal acceptats per unes fàbriques ja molt rigiditzades i les ruptures solen ser especialment espectacu-lars. Fins i tot és possible que es trenquin enllaços fonamentals per l’equilibri d’alguns elements (tal com la façana) i es presenti un cert quadre de possibles inestabilitats.


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3. UN RISC

La possibilitat d’inundació del sòl és un risc que cal ser considerat en fase de projecte. Com sigui que les causes poden ser molt diverses (naturals, com les inundacions per pluges extremes, revitalització de torrents, pujada del nivell freàtic... etcètera o acciden-tals, com les ruptures d’instal.lacions urba-nes) el període de retorn d’aquest risc és molt curt, molt inferior a la durada estimada pels edifi cis que construïm ara. La resposta del sòl front a la inundació pot ser molt diver-sa però quasi sempre negativa. La panòplia d’incidències per aquesta causa és enorme i en general vinculada a la naturalesa del sòl que s’inunda.

Els materials purament granulars (sorres, graves) no presenten canvis importants. Hi ha autors que atribueixen al fet d’inundar-los, una pèrdua de 1 o 1,5 graus en el seu angle de fregament. Els dipòsits d’argiles (amb els límits alts) no fi ssurades pot ser que, a l’en-gròs, també mantinguin les seves propietats (la cohesió), ja que quan augmenta la humi-tat solen impermeabilitzar-se i protegir així el nucli del dipòsit de possibles variacions. Però els sòls que són relativament permea-bles i presenten uns límits (els d’Atterberg) baixos, és a dir, els sòl denominats interme-dis (els llims), poden presentar, front un rela-tiu baix increment en el contingut d’aigua canvis espectaculars en la seva plasticitat, fàcilment poden arribar a tenir consistència fl uïda.

El mateix passa amb sòls argilosos en els quals, per tenir un contingut elevat de sor-res, es xopen fàcilment i, també, en els sòls argilosos antics que presenten un cert estat de fi ssuració relicte per causa de l’orogènia o bé estan afectats per múltiples fi ssures de

tracció per causa d’un lliscament antic de vessant.

Gairebé no val la pena descriure què li pas-sa a una estructura quan el seu fonament s’a dona que recolza sobre un material que presenta consistència fl uïda. Només cal pen-sar que tots els models d’equilibri en el mo-ment de la ruptura d’un sòl depenen de la resistència a tallant, bé doncs un fl uïd es caracteritza per tenir una resistència a ta-llant nul.la.

La fracció llimosa del sòl de Barcelona (del conegut tricicle) té els mateixos orígens que els loess centreuropeus, ambdós procedei-xen de residus de roques transportats pel vent. No està demostrat que, en estat natu-ral, comparteixin la tendència a la colapsabili-tat que tenen els loess quan s’hi incorpora aigua (la colapsabilitat és un fenomen relacio-nat amb un assentament instantani a càrrega constant quan una mica d’aigua engreixa els contactes entre partícules), però cal matisar que encara que no el comparteixen del tot, sí que ho fan a mitges, ja que s’ha observat que els nostres llims presenten aquesta tendèn-cia quan estan en forma de reblerts. Cura si cal fonamentar-hi! És típic tenir una certa to-lerància sobre aquest risc quan es fonamen-ta sobre sòls compactats en polígons indus-trials que han estat subjectes a grans canvis en la topografi a del sòl. No s’ha de ser per-missiu en aquest sentit.

Són diversos els sòls i els fenòmens asso-ciats a la incorporació d’aigua que poden originar moviments a temps diferit. Alguns són molt freqüents i ja desenvolupats per la literatura tècnica, com és el cas de les argi-les expansives, altres, són més complexos i llunyans, tal com l’ebullició de les sorres, el rentat de sals solubles o els sòls dispersius,

La durabilitat dels sòls

La durabilidad de los suelos


32

però no cal entrar-hi per a tirar endavant la idea que es proposa en aquest article.

4. EL PLANTEJAMENT

DELS FONAMENTS AMB

CRITERIS DE DURADA

Si ens trobem amb sòls, a diversos nivells, que tenen una capacitat portant que s’as-sembla, ens podríem preguntar: quin és el més adequat? La resposta seria immediata, el més superfi cial ja que el cost del fona-ment serà menor. Però, i si no tinguessin el mateix comportament davant de l’aigua? quin seria el millor sòl per fonamentar? Ara sí que podríem decidir: el més durable; el que sigui capaç de mantenir les seves pro-pietats tot i que variïn substancialment les seves condicions d’humitat.

Des d’Alberti que sabem que «no hi ha sòl més constant per fonamentar que aquell que està sota l’aigua» (sempre que tingui unes prestacions adequades al cas).

Si ens plantegem, amb criteri de durada, quin és l’estrat del «tricicle» del Barcelonès que ens serviria per fonamentar en millors condi-cions, a característiques del sòl que s’as-semblin, arribaríem a la conclusió que és l’estrat més argilós, encara que s’hagi de sobrepassar un nivell llimós més superfi cial de les mateixes característiques geomecàni-ques. És possible que les argiles, amb capa-citat d’impermeabilitzar-se si l’aigua ve d’una inundació superior i situades per sobre d’un nivell de tortorà que ens independitza de les possibles humitats endèmiques que puguin venir d’estrats més profunds, ens ofereixin el fonament més durable dels que es poden aconseguir en l’entorn que ens ha servit d’exemple.

És possible que la constància en el compor-tament del sòl de fonamentació sigui un as-pecte molt propi de l’edifi cació no conside-rat en l’obra d’edifi cació és reclamada pels usuaris de la construcció i ho és molt menys pels polítics que ordenen el territori. El nos-tre món arriba a anar tant accelerat que és difícil d’entendre la tremenda fungibilitat de l’obra pública. ¿Com volem demanar durabi-litat a les solucions per a una plaça (Les Glòries o Lesseps) o a un pont (el del Cintu-ró de Ronda per la plaça Alfons X), si des-prés de quatre dies s’han de desmuntar perquè ha canviat el criteri político-urbanístic del qui ho va decidir?

5. L’INFORME GEOTÈCNIC

Ja fa un temps que estem pressionant les empreses de geotècnia perquè completin els seus informes amb la consideració d’al-tres riscos que, tot i que depenen del terra, no són pròpiament geotècnics. Aquest ris-cos, que no són gaires, els podríem ordenar en una llista com la següent: els desequili-bris de vessants, allaus, caiguda de pedres, sísmics, inundacions. Defi nits en base als seus efectes i al seu període de retorn, a fi que el projectista de l’edifi ci pugui adoptar les solucions oportunes per a reduir els seus efectes.

Els informes, a hores d’ara, ja esmenten de forma generalitzada alguns riscos: els sís-mics (oferint informació sobre la classe de sòl que s’ha de considerar en un càlcul d’aquest tipus), el de l’expansivitat del sòl o de la seva agressivitat química, però de la resta no se’n sol dir res.

Per cert, que no hi ha manera d’evitar que s’incloguin la quantitat de clàusules de sal-




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vaguarda que deixen al tècnic que en fa la seva recepció completament descol.locat: Què vol dir que no s’assumeixen pos sibles variacions que hi puguin haver entre son dat-ge i sondatge? Qui ha de assumir la pos-sible variabilitat del sòl si no és qui el pros-pecta? Per quina raó l’arquitecte ha d’as su-mir aquestes possibles anomalies geo tècni-ques?

Bé ja ho he dit. Tornem al fi l de la nostra tesi.

Ara reclamem que l’informe geotècnic incor-pori criteris de durada dels sòls que són susceptibles de servir de fonament atès el

període de retorn de tots aquells riscos que poden comportar un increment de la humitat de cadascun. Alguns d’aquests riscos estan tipifi cats en comportaments geotècnics però la majoria no i caldria fer-ho. Cal recordar, que ja fa temps, que ens preocupa, quasi més que la defi nició precisa de les presta-cions d’un cert material constructiu, la seva permanència en el temps. Recordem també que la darrera instrucció del formigó (l’EHE) li en dóna tanta importància al tema de la Du-rabilitat que la tracta només començar i qua-si li'n dóna la categoria «d’estat límit», i sinó ho fa plenament és perquè no és ponderable.

LA DURABILIDAD DE LOS SUELOS

Fructuós Mañà

1. UNAS IDEAS GENERALES

En la construcción, entendemos por duración la capacidad de los materiales y de las soluciones constructivas de mantener, a través del tiempo, las propiedades por las cuales fueron escogidos por el prescriptor.

La corrección de las carencias de durabilidad de algunos materiales se lleva a cabo por la vía de ta-reas de mantenimiento y/o de sustitución que de-berán ser prescritas en el Pliego de Condiciones del Proyecto.

El mantenimiento y la sustitución son actividades no deseadas por el usuario pero para nosotros son un recurso de peso cuando la demanda de satis-facción de un requisito nuevo lo debemos resolver con materiales menos durables que los tradiciona-les. Es un recurso para luchar contra el inexorable principio segundo de la termodinámica: con el tiempo toda estructura tiende al desorden.

Es interesante refl exionar sobre la contradicción que hay entre lo que nosotros entendemos como duración (el CEB, hace muchos años, que estable-ció que la duración normal de una estructura de cemento armado es de 50 años) y la oferta de cré-ditos hipotecarios que hace la banca, que tienden a amortizaciones cada vez más largas, incluso como deudas hereditarias. Los herederos se tendrán que hacer cargo de la deuda pero también de una fi nca en unas condiciones de decrepitud que no les sal-drá a cuenta.

Es curioso que las entidades de crédito basen sus estadísticas en la edad de la construcción en pie-dra y nosotros incorporamos (ya hemos dicho que para resolver requisitos cada vez más sofi sticados) materiales y soluciones constructivas adelantados, pero inevitablemente menos durables, en espera de que la cultura del mantenimiento se acabe de implantar de una vez.

2. UNA EXPERIENCIA

Muy a menudo, sólo hace falta mirar atrás para saber qué pasará en el futuro. Es una práctica im-




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portante que no solemos aplicar (hecho curioso en un sector en el qué todavía predominan los proce-sos empíricos por encima de los puramente teóri-cos) y, de esta manera, nos perdemos la oportu-nidad de retroalimentarnos de nuestra propia experiencia constructiva. Desgraciadamente, se demuestra que las experiencias difícilmente van más allá de lo que dura una generación (¿o es que tenemos algún tipo de recuerdo de la enorme ex-periencia que se acumuló durante la construcción del Ensanche?) y, a menudo, menos.

Atendida esta inquietud, podemos poner sobre el papel el resultado de una experiencia que se pue-de vivir casi a diario en el mencionado Ensanche. El envejecimiento de la red de albañales de una fi nca es causa de una pérdida endémica de agua. Esta agua, incorporada al suelo, motiva que la fi n-ca, 75 o 100 años después de haber sido construi-da, presente un cuadro de lesiones que asociamos a la presencia de unos asentamientos diferencia-les. Estos asentamientos, aplicados mucho tiempo después de acabada la construcción, suelen ser mal aceptados por unas fábricas ya muy rigidiza-das, y las rupturas suelen ser especialmente es-pectaculares. Incluso es posible que se rompan enlaces fundamentales para el equilibrio de algu-nos elementos (tal como la fachada) y se presente un cierto cuadro de posibles inestabilidades.

3. UN RIESGO

La posibilidad de inundación del suelo es un riesgo que ha de ser considerado en fase de proyecto. Cómo sea que las causas pueden ser muy diversas (naturales, como las inundaciones por lluvias extre-mas, revitalización de torrentes, subida del nivel freático, etcétera o accidentales, como las ruptu-ras de instalaciones urbanas) el período de regre-so de este riesgo es muy corto, muy inferior a la duración estimada para los edifi cios que construi-mos ahora. La respuesta del suelo frente a la inun-dación puede ser muy diversa pero casi siempre negativa. La panoplia de incidencias por esta cau-sa es enorme, y en general vinculada a la naturale-za del suelo que se inunda.

Los materiales puramente granulares (arenas, gra-vas) no presentan cambios importantes. Hay auto-res que atribuyen al hecho de inundarlos una pér-dida de 1 o 1,5 grados en su ángulo de rozamiento. Los depósitos de arcillas (con límites altos) no fi su-radas puede que también mantengan sus propie-dades (la cohesión), puesto que cuando aumenta la humedad suelen impermeabilizarse y proteger así el núcleo del depósito de posibles variaciones. Pero los suelos que son relativamente permeables y presentan unos límites (los de Atterberg) bajos, es decir, los suelo denominados intermedios (los limos), pueden presentar, frente un relativo bajo incremento en el contenido de agua cambios es-pectaculares en su plasticidad, fácilmente pueden llegar a tener consistencia fl uida.

Lo mismo pasa con suelos arcillosos en los que, por tener un contenido elevado de arenas, se em-papan fácilmente y, también, en los suelos arci-llosos antiguos que presentan un cierto estado de fi suración relicta por causa de la orogenia, o bien están afectados por múltiples fi suras de trac-ción por causa de un antiguo deslizamiento de ver-tiente.

Casi no vale la pena describir lo que le pasa a una estructura cuando su cimiento se apoya sobre un material que presenta consistencia fl uida. Sólo hay que pensar que todos los modelos de equilibrio en el momento de la ruptura de un suelo depen-den de la resistencia a cortante, bien pues un fl ui-do se caracteriza por tener una resistencia a cor-tante nula.

La fracción limosa del suelo de Barcelona (del co-nocido triciclo) tiene los mismos orígenes que los loess centroeuropeos. Ambos proceden de resi-duos de rocas transportados por el viento. No está demostrado que, en estado natural, compartan la tendencia a la colapsabilidad que tienen los loess cuando se incorpora agua (la colapsabilidad es un fenómeno relacionado con un asentamiento ins-tantáneo a carga constante cuando algo de agua engorda los contactos entre partículas). Pero hay que matizar que aunque no lo comparten del todo, sí que lo hacen a medias, puesto que se ha obser-




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vado que nuestros limos presentan esta tendencia cuando están en forma de rellenos. ¡Ojo si hay que cimentarse encima! Es típico tener una cierta tole-rancia sobre este riesgo cuando se cimenta so-bre suelos compactados en polígonos industriales que han sido sujetos a grandes cambios en la to-pografía del suelo. No hay que ser permisivo en este sentido. Son diversos los suelos y los fenóme-nos asociados a la incorporación de agua que pueden originar movimientos a tiempo diferido. Al-gunos son muy frecuentes y ya desarrollados por la literatura técnica, como es el caso de las arcillas expansivas. Otros, son más complejos y lejanos, tal y como la ebullición de las arenas, el lavado de sales solubles o los suelos dispersivos, pero no hace falta entrar para echar adelante la idea que se propone en este artículo.

4. EL PLANTEAMIENTO DE LOS CIMIENTOS

CON CRITERIOS DE DURACIÓN

Si nos encontramos con suelos, a varios niveles, que tienen una capacidad portante que se aseme-ja, nos podríamos preguntar: ¿cuál es el más ade-cuado? La respuesta sería inmediata, el más su-perfi cial puesto que el coste del cimiento será menor. Pero, ¿y si no tuvieran el mismo comporta-miento ante el agua? ¿Cuál sería el mejor suelo para cimentar? Ahora sí que podríamos decidir: el más durable; el que sea capaz de mantener sus propiedades aun cuando varíen sustancialmente sus condiciones de humedad.

Desde Alberti que sabemos que «no hay suelo más constante para cimentar que aquel que está deba-jo del agua» (siempre que tenga unas prestaciones adecuadas al caso).

Si nos planteamos, con criterio de duración, qué es el estrato del «triciclo» del Barcelonés que nos ser-viría para cimentar en mejores condiciones, a ca-racterísticas del suelo que se asemejen, llegaría-mos a la conclusión que es el estrato más arcilloso, aunque se deba sobrepasar un nivel limoso más superfi cial de las mismas características geomecá-nicas. Es posible que las arcillas, con capacidad de

impermeabilizarse si el agua viene de una inunda-ción superior y sitas por encima de un nivel de tortorá que nos independiza de las posibles hume-dades endémicas que puedan venir de estratos más profundos, nos ofrezcan el cimiento más dura-ble de los que se pueden conseguir en el entorno que nos ha servido de ejemplo.

Es posible que la constancia en el comportamiento de suelos de cimentación sea un aspecto muy pro-pio de la edifi cación no considerado en la obra pública, desde dónde nos llega gran parte de la información sobre los suelos. La duración de la obra de edifi cación es reclamada por los usuarios de la construcción, y lo es mucho menos por los políticos que ordenan el territorio. Nuestro mundo llega a ir tan acelerado que es difícil de entender la tremenda fungibilidad de la obra pública. ¿Cómo queremos pedir durabilidad a las soluciones para una plaza (Les Glòries o Lesseps) o a un puente (el del Cinturón de Ronda por la plaza Alfons X), si tras cuatro días se tienen que desmontar porque ha cambiado el criterio político-urbanístico de quien lo decidió?

5. EL INFORME GEOTÉCNICO

Ya hace un tiempo que estamos presionando a las empresas de geotecnia para que completen sus informes con la consideración de otros riesgos que, aun cuando dependen del terreno, no son propiamente geotécnicos. Estos riesgos, que no son demasiados, los podríamos ordenar en una lista como la siguiente: los desequilibrios de ver-tientes, aludes, caída de piedras, sísmicos, inunda-ciones. Defi nidos en base a sus efectos y a su pe-riodo de regreso, a fi n de que el proyectista del edifi cio pueda adoptar las soluciones oportunas para reducir sus efectos.

Los informes, en la actualidad, ya mencionan de forma generalizada algunos riesgos: los sísmicos (ofreciendo información sobre la clase de suelo que se debe considerar en un cálculo de este tipo), el de la expansividad del suelo o de su agresividad química, pero del resto no se suele decir nada.




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Por cierto, que no hay manera de evitar que se incluyan la cantidad de cláusulas de salvaguar-da que dejan al técnico que hace su recepción completamente descolocado: ¿Qué quiere decir que no se asumen posibles variaciones que pueda haber entre sondeo y sondeo? ¿Quiénes tienen que asumir la posible variabilidad del suelo si no es quien lo prospecta? ¿Por qué razón el arquitec-to tiene que asumir estas posibles anomalías geo-técnicas?

Bien, ya lo he dicho. Volvemos al hilo de nuestra tesis.

Ahora reclamamos que el informe geotécnico in-corpore criterios de duración de los suelos que son

susceptibles de servir de cimiento atendido el pe-ríodo de regreso de todos aquellos riesgos que pueden comportar un incremento de la humedad de cada uno. Algunos de estos riesgos están tipifi -cados en comportamientos geotécnicos pero la mayoría no, y habría que hacerlo. Hay que recordar, que ya hace tiempo, que nos preocupa, casi más que la defi nición precisa de las prestaciones de un cierto material constructivo, su permanencia en el tiempo. Recordamos también que la última instruc-ción del hormigón (la EHE) le da tanta importancia al tema de la Durabilidad que la trata sólo empe-zar y casi le otorga la categoría «de estado límite», y si no lo hace plenamente es porque no es ponde-rable.




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5 PassadorsRamon Sastre Sastre

ANTECEDENTS

Fins l’aparició del Codi Tècnic, la normati-va espanyola d’estructures d’acer (l’última, la NBE-EA-95) no feia referència explícita al disseny i càlcul dels passadors de les unions articulades. En el cas de les estructu-res lleugeres aquest és un tipus de detall molt utilitzat.

Fins i tot, tal com es pot apreciar en les imat-ges de la fi gura 1, podem diferenciar clara-

ment entre els passadors d’unions compri-mides (la base del pilar) i d’unions tracciona- des (l’ancoratge a la pared).

La forma tradicional de calcular aquests de-talls era la de considerar aquesta unió com a exemple paradigmàtic d’esforç tallant. Nor-malment, s’intenta que la placa central esti-gui el més ajustada possible a les plaques laterals, evitant així els esforços de fl exió, de forma que només calgui comprovar el tallant sobre el passador i l’aixafament de les pla-ques en contacte amb el passador. Seria el cas del peu del pilar.

Altres vegades, per raons constructives, la placa central quedava prou separada de les plaques laterals, de forma que la fl exió del passador no és menyspreable. En aquests casos cal afegir als anàlisis anteriors l’esforç de fl exió sobre el passador. Si a més a més el detall de l’articulació està traccionat, cal-drà comprovar que les plaques no es tren-quen al voltant del forat. Seria el cas del de-tall de la dreta, corresponent a un ancoratge a la pared (fi g. 2).

L’Eurocodi 3: Projecte d’estructures d’acer (1993) introdueix un apartat exclusiu per al disseny i càlcul d’aquestes plaques i passa-dors, és el 6.5.13, Unions amb passadors. Atesa la no obligatorietat d’aquesta norma, penso que ha passat una mica desapercebu-da la posada en pràctica d’aquestes reco-manacions que, com veurem, poden donar lloc, si més no, a situacions una mica incon-gruents.

El Codi Tècnic, en el seu llibre 4, DB SE-A Seguretat Estructural: Acer, a l’apartat 8.5.4 Passadors, recull fi l per randa el text de l’Eu-rocodi, amb unes petites variacions de la formulació que no representen cap canvi en absolut.Fig. 2.

Fig. 1.


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CTE, SE-A, 8.5.4 PASSADORS

La comprovació del disseny d’una unió arti-culada amb passador ve determinada pel compliment de quatre verifi cacions:

1. La resistència a tallant del passador.

2. La resistència a fl exió del passador.

3. La resistència a l’esforç combinat de ta-llant i fl exió sobre el passador.

4. La resistència a l’aixafament de la placa.

No diu res de la resistència a tracció o a ta-llant de les plaques al voltant del forat, però sí que fi xa unes condicions geomètriques, de

les quals només en cal complir una, per a les plaques de les unions amb passadors que, de fet, són el resultat d’aplicar aquest esforços de tracció i tallant al voltant del fo-rat.

És interessant observar una certa incongruència en la segona condició, l’anomenada «Geometria prefi xada», ja que partint d’una geometria basada amb el diàmetre del forat d0 acaba defi nint el propi diàmetre del forat en la comprovació d0 # 2,5 t.

No sabem ben bé si proposa un procés iteratiu on cal anar tantejant un valor d0 fi ns que compleixi amb aquesta condició o si es tracta de comprovar que el gruix t $ d0 /2,5

Diu també que els esforços en el passador i en cada una de les plaques es calcularà a partir de les distribucions de tensions indica-des en la fi gura 4.

Passadors

Pasadores

Fig. 3. Condicions geomètriques per a les xapes de les unions amb passa-dors. | Conciciones geométricas para las chapas de las uniones con pa sadores.

Fig. 4. Moment fl ector en el passador. | Momento fl ector en el pasador.

FEd 2 d0 FEd d0a $ ——— 1 ——; c $ ——— 1 ——; 2 t fyd 3 2 t fyd 3

FEdt $ 0,7 ———; d0 # 2,5 t fyd

Îãã

1,6 d0

0,3 d0

2,5 d0d0 1,3 d0

t

t

FEd

FEd

FEd

FEd

d0

c

a

Gruix

prefi xat

Geometria

prefi xada

0,5 FEd 0,5 FEd

dd0

ac

FEd

FEdMEd 5 ——— (b 1 4 c 1 2 a) 8

b


39

A primer cop d’ull, aquesta distribució de tensions pot semblar lògica ja que el passa-dor sol ser una peça molt rígida que no es deforma i, per tant, la distribució de tensions en la zona de contacte es pot considerar uniforme.

No obstant això, veurem més endavant que en determinades ocasions aquesta conside-ració no és del tot encertada ja que dóna lloc a resultats una mica estranys, sobretot quan els gruixos de les plaques són més grans que els estrictament necessaris.

Si d0 5 d i c 5 0 ens trobem davant d’un cas de tallant pur. Tanmateix la normativa se-gueix obligant a calcular el passador a esfor-ços de fl exió, la qual cosa ja es veu que és un absurd.

És també interessant fi xar-se en el fet que per al càlcul de la resistència a tallant del passador s’utilitza la resistència última de l’acer del passador fub:

FV,Rd 5 0,6 ? (p f2/4) ? (fub /gM2)

mentre que per al càlcul de la resistència a fl exió del passador s’utilitza la tensió del lí-mit elàstic de l’acer del passador fyb:

MRd 5 0,8 ? (p f2/32) ? (fyb /gM2)

sempre amb un coefi cient de seguretat gM2 5 5 1,25.

UNA APLICACIÓ CONCRETA

Per tal de concretar en l’exposició que estem portant a terme, resoldrem un exemple que ens ajudi a interpretar aquestes refl exions sobre la bondat de la normativa aplicable.

Suposem un detall d’articulació que ha de suportar una acció majorada de FED 5 60 kN. Utilitzem un acer per al passador S355 i un acer per a les plaques S275.

En primer lloc calculem el diàmetre del pas-sador per tal que suporti l’esforç a tallant. Amb un diàmetre de 19 mm el passador su-porta una acció de:

FV, Rd 5 0,6 ? (p f2/4) ? (fub/gM2) 5 63,96 kN

Amb aquest diàmetre podem defi nir el gruix de la placa central per tal que no es produeixi l’aixafament de la placa. Una placa de 10 mm és sufi cient ja que suporta una acció de:

Fb, Ed 5 (1,5 ? t ? d ? fy) /(gM2) 5 62,7 kN

Per tant, les plaques laterals només caldria que fossin de 5 mm de gruix, ja que la reac-ció en cada una d’elles és la meitat que l’acció.

Intentem posar les plaques laterals el més prop possible de la placa central, és a dir 1 mm de marge (que realment és molt ajus-tat, fi ns i tot potser massa).

a gruix de la placa lateral 5 5 mm

b gruix de la placa central 5 10 mm

c separació entre plaques 5 1 mm

Bé amb aquestes mides de plaques ja po-dem calcular el moment fl ector que actua sobre el passador que és igual, segons la normativa, a:

MEd 5 FEd (b 1 4 c 1 2 a) /8 5 180 kNmm

Mentre que el moment que suporta el passa-dor és de només:

MRd 5 0,8 · (p f2/32) · (fyb /gM2) 55 148,7 kNmm

Passadors

Pasadores


40

Atès que el passador no és capaç de supor-tar el moment MEd caldrà augmentar el dià-metre del passador.

Amb un passador de diàmetre 21 mm, el moment que suporta és de 200,8 kNmm, per tant ja és sufi cient. Tanmateix, al combinar els esforços de tallant i fl exió obtenim un va-lor de 1,39 que supera la unitat, que és el valor màxim admissible. Hem de seguir aug-mentant, doncs, el diàmetre del passador.

Amb un passador de 23 mm tenim:

f 23 (5 1 1 1 10 1 1 1 5)

0,64 Resistència a tallant del passador: 93,73 kN.

0,68 Resistència a fl exió del passador: 263,7 kNmm.

0,88 Resistència a l’esforç combinat de tallant i fl exió sobre el passador.

0,79 Resistència a l’aixafament de la pla-ca: 75,9 kN.

Atès que ja hem fi xat el gruix de les plaques, podem dibuixar la geometria mínima en fun-ció del forat de la placa per al passador, que podem suposar de 25 mm 5 (23 1 2) mm.

del càlcul, tot i que hem ajustat molt les pla-ques entre elles i semblava que hauria d’ha-ver estat l’esforç tallant el que havia de ser determinant.

Fins i tot, si suposem les plaques amb una distància zero entre elles, és a dir, fregant-se unes amb les altres, i el passador col.locat en un forat del mateix diàmetre, la qual cosa és la forma normal de fer un assaig a esforç tallant pur, el passador baixa a un diàmetre de 22 mm, però veiem que encara la fl exió representa gairebé la meitat de la capacitat resistent de la unió:

f 22 (5 1 0 1 10 1 0 1 5)

0,70 Tallant en el passador.

0,65 Flexió en el passador.

0,91 Esforç combinat de fl exió i tallant.

0,83 Aixafament de la placa.

Seguim amb l’exercici d’interpretació del re-sultat i tornem al cas original amb les dades següents:

23 mm Diàmetre del passador.

10 mm Placa central.

5 mm Plaques laterals.

1 mm Separació entre plaques.

Augmentarem la separació entre plaques ja que considerem, per exemple, que un marge d’1 mm a cada costat (2 mm en total) és massa just. Aplicarem un marge de 2,5 mm a cada costat (5 mm en total).

Veiem que no compleix la normativa degut a l’esforç combinat de fl exió i tallant:

f 23 (5 1 2,5 1 10 1 2,5 1 5)



Fins aquí el procés seguit per la normativa és impecable. No obstant això, ja hem vist com ha estat la fl exió l’esforç determinant

Fig. 5.

Passadors

Pasadores

65 mm u 25

20

29


41



Cal augmentar el passador a 24 mm i obte-nim:

f 24 (5 1 2,5 1 10 1 2,5 1 5)





Sembla lògic que en augmentar la separació entre plaques augmenti la fl exió del passa-dor i ens obligui a augmentar-ne el diàmetre. Que passaria si augmentéssim, per la raó que sigui, el gruix de la placa central? Pro-vem de col.locar una placa central de 15 mm i veiem com degut a l’augment de la fl exió la combinació d’esforços val 1,11 . 1,00 i cal augmentar el diàmetre del passador.

f 25 (5 1 2,5 1 15 1 2,5 1 5)





Observem com els valors de resistència a tallant i l’aixafament passen a ser uns valors secundaris ja que amb prou feines superen un valor de 0,5.

Bé, encara podríem entendre aquest aug-ment pensant que al fer més gruixuda la placa central ha augmentat la longitud útil del passador i per tant la seva fl exió. El pas següent serà augmentar el gruix de les pla-ques laterals a un valor de 10 mm. La resis-tència a fl exió augmenta a 1,00 (encara vàli-da) però la combinació d’esforços ateny el

valor de 1,29. Cal augmentar el gruix del passador a 27 mm.

f 27 (10 1 2,5 1 15 1 2,5 1 10)





En aquest cas la refl exió és més complexa ja que costa molt de creure que augmentant el gruix de les plaques exteriors el sistema aguanti menys que amb unes plaques més primes. Què passaria si les plaques exteriors fossin una peça pertanyent a una màquina i tinguessin un gruix gros, com per exemple 50 mm? Doncs senzillament hauríem d’aug-mentar el gruix del passador fi ns a 36 mm.

f 36 (50 1 2,5 1 15 1 2,5 1 50)




0,36 Aixafament de la placa central.

En aquest cas hem arribat a l’absurd de que l’esforç tallant passa a ser merament testi-monial amb un valor de repercussió de no-més 0,26 i el valor de l’esforç combinat és igual que el de fl exió.

EXPLICACIÓ

La raó d’aquest absurd rau en el fet que la normativa calcula el moment flector que afecta el passador a partir de la suposició que les reaccions del passador sobre les plaques laterals i central són uniformes, tal com es mostra a la fi gura 4 del Codi Tècnic

Passadors

Pasadores


42

(més amunt en aquest mateix text). Amb aquesta premissa qualsevol augment del gruix de qualsevol placa té el mateix efecte que l’augment de la separació entre pla-ques.

Segons el nostre criteri, això és un error. A continuació analitzarem el perquè.

Si el passador es veu sotmès a un esforç de fl exió que pot arribar a ser molt més impor-tant que l’esforç obvi de tallant, haurem de considerar també la deformació del passa-dor sota esforç de fl exió. Fins i tot podríem estudiar la deformació del passador sota esforç tallant, ja que es tracta d’una barra curta i en aquest casos aquesta deformació pot no ser menyspreable, però de moment no creiem que sigui necessari.

Quan el passador es deforma per fl exió, dei-

xa de tenir contacte uniforme amb el gruix de les plaques i les reaccions deixen de ser uniformes per concentrar-se en quatre punts: les cares interiors de les plaques la-terals i les cares exteriors de la placa central (fi g. 6).

Amb aquesta nova confi guració de reaccions el moment màxim aplicat en el passador deixa de ser:

MEd 5 FEd (b 1 4 c 1 2 a) /8

tal com defi neix el Codi Tècnic i passa a tenir un valor màxim de:

MEd 5 FEd ? c /2

és a dir un valor que només depèn de la se-paració entre plaques, la qual cosa s’acosta més al que el sentit constructiu del sistema ens feia pensar i que ja hem comentat amb anterioritat. Amb aquest criteri, una vegada defi nits els gruixos mínims de les plaques laterals i central, podem augmentar els es-mentats gruixos sense que això impliqui cap augment del moment i per tant cap augment del diàmetre del passador.

De fet aquesta interpretació no deixa de ser una constatació del disseny ben antic que aconsella fer sistemes articulats amb dues plaques centrals separades i dues plaques laterals, en aquells casos en que per alguna raó les plaques laterals han d’estar molt separades. Aquest sistema de doble placa central s’ha utilitzat abastament també en les estructures tesades que hem mencionat al principi d’aquest text (fi g. 7).

UNA MAJOR PRECISIÓ

EN EL DISSENY

Ja es veu que la consideració que s’ha fet a l’apartat anterior peca una mica de simplis-ta, ja que la reacció mai no pot estar situada en un punt. Un punt no té dimensions i per tant la tensió sobre l’acer de la placa seria infi nita.Fig. 6. Fig. 7.

Passadors

Pasadores


43

En aquest cas la placa s’aixafaria i la zona de contacte augmentaria. Per tant les reac-cions produïdes deixarien de ser quatre for-ces aplicades en quatre punts per reproduir unes tensions uniformes en la zona d’aixafa-ment degudes a la pressió existent.

Curiosament, si hem dissenyat un gruix mí-nim de les plaques per evitar l’aixafament, tindrem que el moment fl ector és el que fi xa el Codi Tècnic, ja que el gruix de les plaques coincideix en la zona d’aixafament:

MEd 5 FEd (b 1 4 c 1 2 a) / 8 [1]

però aquest moment es manté encara que augmentem el gruix de les plaques, tant les laterals com la central, ja que les zones de contacte per aixafament del punt teòric es-mentat a l’apartat anterior serà sempre el mateix: «a» a la placa lateral i «b/2» a la placa central. Aquestes zones de contacte se situa-ran també a les cares interiors de les plaques laterals i a les cares exteriors de la placa cen-tral. Si el tipus d’acer és igual a les plaques laterals i a la placa central, llavors a 5 b/2.

Fins i tot en el cas que hi hagués dues pla-ques centrals, independentment del seu gruix, la zona de contacte serà sempre la mateixa.

Així doncs, proposem la modifi cació següent del Codi Tècnic i de l’Eurocodi.

El gruix mínim t de la placa lateral per evitar l’aixafament (suposant sempre que la quali-tat de l’acer del passador és igual o major que la de les plaques) és, segons el propi Codi Tècnic:

t $ (Fb, Ed ? gM2) / (1,5 ? d ? fy)

t gruix mínim de la placa lateral.

Fb,Ed força sobre la placa (la meitat de la força FEd total aplicada al conjunt).

gM2 coefi cient de seguretat 5 1,25.

d diàmetre del passador.

fy límit elàstic de l’acer de les plaques.

A partir d’aquí, el moment fl ector del passa-dor serà:

MEd 5 Fb,Ed ? (t 1 c) 5 0,5 ? FEd · (t 1 c) [2]

t gruix mínim de la placa lateral.

Fb,Ed força sobre la placa lateral (la meitat de la força total Fed aplicada al conjunt).

c separació entre la placa central i les pla-ques laterals (marge constructiu).

Si, com semblaria lògic, la placa lateral té un gruix igual a t i la placa central té un gruix igual a 2 t, el valor del moment MEd coinci-deix, tant amb la fórmula del Codi Tècnic com en la que es proposa aquí.

MEd 5 FEd (b 1 4c 1 2a) / 8 5 2 ? Fb, Ed ?

? (2 t 1 4c 1 2 t) / 8 5 Fb, Ed ? (t 1 c)

Aquest moment serà constant sigui quin si-gui el gruix de les plaques, tant central com Fig. 8.

Passadors

Pasadores


44

laterals, fi ns i tot si la placa central es des-dobla en dues plaques situades al costat de les laterals.

COMPARATIVA DE RESULTATS

Aprofi tant el mateix exemple que hem utilit-zat en aquest text tindrem:

on podem apreciar que per a una mateixa força aplicada de 60 kN, en funció del gruix de les plaques (sempre iguals o superiors a les necessàries) el diàmetre del passador pot oscil.lar fàcilment en 7 mm (30 %) se-gons s’apliqui la fórmula proposada per la normativa [1] o la fórmula proposada en aquest text [2].

Cal fer un comentari respecte a la taula anterior, pel fet que en el penúltim cas apareix un diàmetre del passador més gran. Resulta que quan les plaques superen els 16 mm, el límit elàstic fy del material de les plaques baixa i per això augmenta el gruix mínim de la placa (zona d’aixafament), amb la qual cosa augmenta el moment fl ector del passador i, conseqüentment, el diàmetre. En l’últim cas no és així per la precisió del càlcul.

Força aplicada

Placa lateral

Placa central

Separació plaques

Passador CTE

Passador proposat

kN mm mm mm mm mm

60 5 10 2,5 24 23

60 5 10 1,5 23 23

60 10 15 2,5 27 23

60 10 15 1,5 26 23

60 20 25 2,5 31 24

60 20 25 1,5 30 23

PASADORES

Ramon Sastre Sastre

ANTECEDENTES

Hasta la aparición del Código Técnico, la normativa española de estructuras de acero (la última, la NBE-EA-95) no hacía referencia explícita al diseño y el cálculo de los pasadores de las uniones articu-ladas. En el caso de las estructuras ligeras éste es un tipo de detalle muy utilizado.

Incluso, tal y como se puede apreciar en las imáge-nes precedentes, podemos diferenciar claramente entre los pasadores de uniones comprimidas (la base del pilar) y de uniones traccionadas (el ancla-je a la pared).

La forma tradicional de calcular estos detalles era la de considerar esta unión como ejemplo paradig-mático de esfuerzo cortante. Normalmente, se in-tenta que la placa central esté lo más ajustada posible a las placas laterales, evitando así los es-fuerzos de fl exión, de forma que sólo haga falta comprobar el cortante sobre el pasador y el aplas-tamiento de las placas en contacto con el pasador. Sería el caso de la base del pilar.

Otras veces, por razones constructivas, la placa central quedaba lo sufi ciente separada de las pla-cas laterales, de forma que la fl exión del pasador no es despreciable. En estos casos hay que añadir a los análisis anteriores el esfuerzo de fl exión so-bre el pasador. Si además el detalle de la articula-ción está traccionado, habrá que comprobar que

Passadors

Pasadores


45

las placas no se rompen alrededor del agujero. Sería el caso del detalle de la derecha, correspon-diente a un anclaje a la pared.

El Eurocódigo 3: Proyecto de estructuras de acero (1993) introduce un apartado exclusivo para el di-seño y cálculo de estas placas y pasadores, es el 6.5.13, Uniones con pasadores. Como no está la obligatoriedad de esta norma, pienso que ha pasa-do algo desapercibida la puesta en práctica de es-tas recomendaciones que, como veremos, pueden dar lugar, cuando menos, a situaciones algo incon-gruentes.

El Código Técnico, en su libro 4, DB SE-A Seguri-dad Estructural: Acero, en el apartado 8.5.4 Pasa-dores, resume minuciosamente el texto del Euro-código, con unas pequeñas variaciones de la formulación que no representan ningún cambio en absoluto.

CTE, SE-A, 8.5.4 PASADORES

La comprobación del diseño de una unión articula-da con pasador viene determinada por el cumpli-miento de cuatro verifi caciones:

1. La resistencia a cortante del pasador.

2. La resistencia a fl exión del pasador.

3. La resistencia al esfuerzo combinado de cor-tante y fl exión sobre el pasador.

4. La resistencia al aplastamiento de la placa.

No dice nada de la resistencia a tracción o a cor-tante de las placas alrededor del agujero, pero sí que fi ja unas condiciones geométricas, de las cua-les sólo hace falta cumplir una, para las placas de las uniones con pasadores que, de hecho, son el resultado de aplicar este esfuerzos de tracción y cortante alrededor del agujero.

Es interesante observar una cierta incongruencia en la segunda condición, la denominada «Geometría prefi jada», puesto que partiendo de una geometría

basada con el diámetro del agujero d0 acaba defi niendo el propio diámetro del agujero en la d0 # 2,5 t.

No sabemos muy bien si propone un proceso iterativo donde hace falta ir tanteando un valor d0 hasta que cumpla con esta condición t $ d0 /2,5.

Dice también que los esfuerzos en el pasador y en cada una de las placas se calculará a partir de las distribuciones de tensiones indicadas en la fi gura 4.

En un primer vistazo, esta distribución de tensio-nes puede parecer lógica puesto que el pasador suele ser una pieza muy rígida que no se deforma y, por lo tanto, la distribución de tensiones en la zona de contacto se puede considerar uniforme.

Sin embargo, veremos más adelante que en deter-minadas ocasiones esta consideración no es del todo acertada, puesto que da lugar a resultados algo extraños, sobre todo cuando los grosores de las placas son más grandes que lo estrictamente necesario.

Si d0 5 d i c 5 0 nos encontramos delante de un caso de cortante puro. La normativa sigue obligando a calcular el pasador a esfuerzos de fl exión, lo que ya se ve que se trata de un absurdo.

Es también interesante fi jarse en el hecho que para el cálculo de la resistencia a cortante del pa-sador se utiliza la resistencia última del acero del pasador fub:

FV, Rd 5 0,6 ? (p f2 / 4) ? (fub / gM2)

mientras que para el cálculo de la resistencia a fl exión del pasador se utiliza la tensión del límite elástico del acero del pasador fyb:

MRd 5 0,8 ? (p f3 / 32) ? (fyb / gM2)

siempre con un coefi ciente de seguridad gM2 5

5 1,25.

Passadors

Pasadores


46

UNA APLICACIÓN CONCRETA

Para concretar en la exposición que estamos lle-vando a cabo, resolveremos un ejemplo que nos ayude a interpretar estas refl exiones sobre la bon-dad de la normativa aplicable.

Suponemos un detalle de articulación que debe soportar una acción mayorada de FED 5 60 kN. Utilizamos un acero para el pasador S355 y un acero para las placas S275.

En primer lugar calculamos el diámetro del pasa-dor para que soporte el esfuerzo a cortante. Con un diámetro de 19 mm el pasador soporta una acción de:

FV, Rd 5 0,6 ? (p f2/ 4) ? (fub /gM2) 5 63,96 kN

Con este diámetro podemos defi nir el grosor de la placa central para que no se produzca el aplasta-miento de la placa. Una placa de 10 mm es sufi -ciente, puesto que soporta una acción de:

Fb, Ed 5 (1,5 ? t ? d ? fy) / (gM2) 5 62,7 kN

Por lo tanto, las placas laterales sólo haría fal-ta que fueran de 5 mm de grosor, puesto que la reacción en cada una de ellas es la mitad que la acción.

Intentamos poner las placas laterales lo más cerca posible de la placa central, es decir 1 mm de mar-gen (que realmente es muy ajustado, incluso qui-zás demasiado).

a grosor de la placa lateral 5 5 mm

b grosor de la placa central 5 10 mm

c separación entre placas 5 1 mm

Bien. Con estas medidas de placas ya podemos calcular el momento fl ector que actúa sobre el pa-sador que es igual, según la normativa, a:

MEd 5 FEd (b 1 4 c 1 2 a) /8 5 180 kNmm

Mientras que el momento que aguanta el pasador sólo es de:

MRd 5 0,8 ? (p f3/32) ? (fyb /gM2) 5 148,7 kNmm

Dado que el pasador no es capaz de soportar el momento MEd hará falta aumentar el diámetro del pasador.

Con un pasador de diámetro 21 mm, el momento que soporta es de 200,8 kNmm, por lo tanto ya es sufi ciente. Aun así, al combinar los esfuerzos de cortante y fl exión obtenemos un valor de 1,39 que supera la unidad, que es el valor máximo admisi-ble. Debemos seguir aumentando, pues, el diáme-tro del pasador.

Con un pasador de 23 mm tenemos:

f 23 (5 1 1 1 10 1 1 1 5)

0,64 Resistencia a cortante del pasador: 93,73 kN.

0,68 Resistencia a fl exión del pasador: 263,7 kNmm.

0,88 Resistencia al esfuerzo combinado de cortante y fl exión sobre el pasador.

0,79 Resistencia al aplastamiento de la placa: 75,9 kN.

Dado que ya hemos fi jado el grosor de las placas, podemos dibujar la geometría mínima en función del agujero de la placa para el pasador, que pode-mos suponer de 25 mm 5 (23 1 2) mm.

Hasta aquí el proceso seguido por la normativa es impecable. Sin embargo, ya hemos visto cómo ha sido la fl exión el esfuerzo determinante del cálculo, aun cuando hemos ajustado mucho las placas en-tre ellas y parecía que habría de haber sido el es-fuerzo cortante el que debía ser determinante.

Incluso, si suponemos las placas con una distancia cero entre ellas, es decir, frotándose unas con las otras, y el pasador colocado en un agujero del mis-mo diámetro, lo cual es la forma normal de hacer un ensayo a esfuerzo cortante puro, el pasador baja a un diámetro de 22 mm, pero vemos que to-davía la fl exión representa casi la mitad de la capa-cidad resistente de la unión:

f 22 (5 1 0 1 10 1 0 1 5)

0,70 Cortante en el pasador.

0,65 Flexión en el pasador.

Passadors

Pasadores


47

0,91 Esfuerzo combinado de fl exión y cortante.

0,83 Aplastamiento de la placa.

Seguimos con el ejercicio de interpretación del re-sultado y volvemos al caso original con los datos siguientes:

23 mm Diámetro del pasador.

10 mm Placa central.

5 mm Placas laterales.

1 mm Separación entre placas.

Aumentaremos la separación entre placas puesto que consideramos, por ejemplo, que un margen de 1 mm a cada lado (2 mm en total) es demasiado justo. Aplicaremos un margen de 2,5 mm a cada lado (5 mm en total).

Vemos que no cumple la normativa debido al es-fuerzo combinado de fl exión y cortante:

f 23 (5 1 2,5 1 10 1 2,5 1 5)





Hace falta aumentar el pasador a 24 mm y obtene-mos:

f 24 (5 1 2,5 1 10 1 2,5 1 5)





Parece lógico que, al aumentar la separación entre placas, aumente la fl exión del pasador y nos obli-gue a aumentar el diámetro. ¿Qué pasaría si au-mentáramos, por la razón que sea, el grosor de la placa central? Probamos de colocar una placa central de 15 mm y vemos cómo, debido al aumen-to de la fl exión, la combinación de esfuerzos vale 1,11 . 1,00 y hace falta aumentar el diámetro del pasador.

f25 (5 1 2,5 1 15 1 2,5 1 5)





Observamos cómo los valores de resistencia a cortante y el aplastamiento pasan a ser unos valo-res secundarios puesto que a duras penas su peran un valor de 0,5. Bien, todavía podríamos entender este aumento pensando que al hacer más gruesa la placa central ha aumentado la longitud útil del pasador y por lo tanto su fl exión. El paso siguiente será aumentar el grosor de las placas laterales a un valor de 10 mm. La resistencia a fl exión aumen-ta a 1,00 (todavía válida) pero la combinación de esfuerzos alcanza el valor de 1,29. Hace falta au-mentar el grosor del pasador a 27 mm.

f 27 (10 1 2,5 1 15 12,5 1 10)





En este caso la refl exión es más compleja puesto que cuesta mucho creer que aumentando el gro-sor de las placas exteriores el sistema aguante menos que con unas placas más delgadas. ¿Qué pasaría si las placas exteriores fueran una pieza perteneciente a una máquina y tuvieran un grosor gordo, como por ejemplo 50 mm? Pues sencilla-mente habríamos de aumentar el grosor del pasa-dor hasta 36 mm.

f 36 (50 12,5 1 15 12,5 1 50)




0,36 Aplastamiento de la placa central.

En este caso hemos llegado al absurdo de que el esfuerzo cortante pasa a ser meramente testimo-

Passadors

Pasadores


48

nial con un valor de repercusión de sólo 0,26 y el valor del esfuerzo combinado es igual que el de fl exión.

EXPLICACIÓN

La razón de este absurdo reside en el hecho de que la normativa calcula el momento fl ector que afecta el pasador a partir de la suposición que las reacciones del pasador sobre las placas laterales y central son uniformes, tal y como se muestra en la fi gura 4 del Código Técnico (más arriba en este mismo texto). Con esta premisa cualquier aumento del grosor de cualquier placa tiene el mismo efecto que el aumento de la separación entre placas.

Según nuestro criterio, esto es un error. A continua-ción analizaremos el porqué.

Si el pasador se ve sometido a un esfuerzo de fl exión que puede llegar a ser mucho más impor-tante que el esfuerzo obvio de cortante, tendremos que considerar también la deformación del pa-sador bajo esfuerzo de fl exión. Incluso podríamos estudiar la deformación del pasador bajo esfuerzo cortante, puesto que se trata de una barra corta y en este caso esta deformación puede no ser des-preciable, pero por el momento no creemos que sea necesario.

Cuando el pasador se deforma por fl exión, deja de tener contacto uniforme con el grosor de las pla-cas y las reacciones dejan de ser uniformes por concentrarse en cuatro puntos: las caras interiores de las placas laterales y las caras exteriores de la placa central (fi g. 6).

Con esta nueva confi guración de reacciones el momento máximo aplicado en el pasador deja de ser:

MEd 5 FEd (b 1 4 c 1 2 a) / 8

tal y como defi ne el Código Técnico y pasa a tener un valor máximo de:

MEd 5 FEd ? c/ 2

es decir un valor que sólo depende de la separa-ción entre placas, lo cual se acerca más al que el

sentido constructivo del sistema nos hacía pensar y que ya hemos comentado con anterioridad. Con este criterio, una vez defi nidos los grosores míni-mos de las placas laterales y central, podemos aumentar los mencionados grosores sin que esto implique ningún aumento del momento y por lo tanto ningún aumento del diámetro del pasador.

De hecho esta interpretación no deja de ser una constatación del diseño antiguo que aconseja ha-cer sistemas articulados con dos placas centrales separadas y dos placas laterales, en aquellos ca-sos en que, por alguna razón, las placas laterales han de estar muy separadas. Este sistema de do-ble placa central se ha utilizado mucho también en las estructuras tensadas que hemos mencionado a principios de este texto (fi g. 7).

UNA MAYOR PRECISIÓN EN EL DISEÑO

Ya se ve que la consideración que se ha hecho en el apartado anterior peca algo de simplista, puesto que la reacción nunca puede estar situada en un punto. Un punto no tiene dimensiones y, por lo tanto, la tensión sobre el acero de la placa sería infi nita.

En este caso la placa se aplastaría y la zona de contacto aumentaría. Por lo tanto, las reacciones producidas dejarían de ser cuatro fuerzas aplica-das en cuatro puntos para reproducir unas tensio-nes uniformes en la zona de aplastamiento debido a la presión existente.

Curiosamente, si hemos diseñado un grosor mí-nimo de las placas para evitar el aplastamiento, tendremos que el momento fl ector es el que fi ja el Código Técnico, puesto que el grosor de las placas coincide en la zona de aplastamiento:

MEd 5 FEd (b 1 4 c 1 2 a) / 8 [1]

pero este momento se mantiene aunque aumente-mos el grosor de las placas, tanto las laterales como la central, puesto que las zonas de contacto por aplastamiento del punto teórico mencionado en el apartado anterior será siempre el mismo: «a»

Passadors

Pasadores


49

la placa lateral y «b/2» a la placa central. Estas zonas de contacto se situarán también en las ca-ras interiores de las placas laterales y en las caras exteriores de la placa central. Si el tipo de acero es igual en las placas laterales y en la placa central, entonces a 5 b/2.

Incluso en el supuesto de que hubiera dos placas centrales, independientemente de su grosor, la zona de contacto será siempre la misma.

Así pues, proponemos la modifi cación siguiente del Código Técnico y del Eurocódigo.

El grosor mínimo t de la placa lateral para evitar el aplastamiento (suponiendo siempre que la calidad del acero del pasador es igual o mayor que la de las placas) es, según el propio Código Técnico.

t $ (Fb, Ed ? gM2) / (1,5 ? d ? fy)

t grosor mínimo de la placa lateral.

Fb, Ed fuerza sobre la placa (la mitad de la fuerza FEd total aplicada al conjunto).

gM2 coefi ciente de seguridad 5 1,25.

d diámetro del pasador.

fy límite elástico del acero de las placas

A partir de aquí, el momento fl ector del pasador será:

MEd 5 Fb, Ed ? (t 1 c) 5 0,5 ? FEd ? (t 1 c) [2]

t grosor mínimo de la placa lateral.

Fb, Ed fuerza sobre la placa lateral (la mitad de la fuer-za total FEd aplicada al conjunto).

c separación entre la placa central y las placas

laterales (margen constructivo).

Si, como parecería lógico, la placa lateral tiene un grosor igual a t y la placa central tiene un grosor igual a 2 t , el valor del momento MEd coincide, tan-to con la fórmula del Código Técnico como en la que se propone aquí.

MEd 5 FEd (b 1 4 c 1 2 a) / 8 5

5 2 ? Fb, Ed ? (2 t 1 4 c 1 2 t) / 8 5 Fb, Ed ? (t 1 c)

Este momento será constante sea cual sea el gro-sor de las placas, tanto central como laterales, in-cluso si la placa central se desdobla en dos placas sitas junto a las laterales.

COMPARATIVA DE RESULTADOS

Aprovechando el mismo ejemplo que hemos utili-zado en este texto tendremos:

Fuerza apli-cada

Placa lateral

Placa central

Separa-ción

placas

Pasador CTE

Pasador pro-

puesto

kN mm mm mm mm mm

60 5 10 2,5 24 23

60 5 10 1,5 23 23

60 10 15 2,5 27 23

60 10 15 1,5 26 23

60 20 25 2,5 31 24

60 20 25 1,5 30 23

dónde podemos apreciar que, para una misma fuerza aplicada de 60 kN, en función del grosor de las placas (siempre iguales o superiores a las ne-cesarias) el diámetro del pasador puede oscilar fácilmente en 7 mm (30 %) según se aplique la fórmula propuesta por la normativa [1] o la fórmu-la propuesta en este texto [2].

Hace falta hacer un comentario respecto a la tabla anterior, por el hecho de que, en el penúltimo caso, aparece un diámetro del pasador más grande. Re-sulta que cuando las placas superan los 16 mm, el límite elástico fy del material de las placas baja y por esto aumenta el grosor mínimo de la placa (zona de aplastamiento), con lo cual aumenta el momento fl ector del pasador y, consecuentemente, el diámetro. En el último caso no es así por la pre-cisión del cálculo.

Passadors

Pasadores


50

6 22@ Parc Barcelona MediaEdifici Mediacomplex a la cruïlla dels carrers Diagonal-Llacuna de Barcelona al districte del 22@ (1)

Pamias Servicios de Ingeniería S.A.

Tots aquells que hem projectat estructures d’edifi cis en el nou eixample de Barcelona des de la plaça de les Glòries fi ns al Fòrum ens trobem amb un terreny de similars ca-racterístiques, amb més o menys variacions. En la zona de Poble Nou, a més, ens trobem amb la necessitat de preservar les antigues xemeneies de ram de paleta existents, tes-timonis d’un gloriós passat industrial (fi g. 1).

Es tracta d’un edifi ci orientat a la producció audiovisual, amb dos programes ben diferen-ciats. Un gran volum, que anomenen CPA, Centre de Producció Audiovisual, que com-pren els platós de producció audiovisual i tots els seus serveis annexes, i un altre edi-fi ci en alçada (80 m) dedicat a ofi cines i serveis (fi g. 2).

Fig. 1. Solar abans de l’actuació de la nova cons trucció. Solar antes de la actuación de la nueva construcción.

Aquest article és un complement d’altres, que durant els darrers anys han estat publi-cats en els nostres «Quaderns d’Estructu-res»; en concret el número 3 pels companys Josep Baquer, en el número 23 per Ferran Anguita i també en el número 14 per Enric Xercavins i Carles Diaz.

L’edifi ci que tractarem està actualment en fase d’execució en els terrenys que antiga-ment ocupava Ca l’Aranyó. En el moment d’escriure aquest article, l’estructura ja esta-va arribant al nivell de la Diagonal, primera fi ta important en l’execució del projecte.

Amb una superfície en planta de prop de 7500 m2 , disposa de quatre soterranis, tres d’ells sota el nivell freàtic. De les tres prime-res plantes soterrani, que anomenen nivell 28,40, nivell 25,85 i nivell 22,65, les dues més fondes estan destinades a aparcament i l’altre servirà de magatzem per al CPA. La planta 11,65, tota ella, estarà a disposició de la Universitat Pompeu Fabra, que la utilit-zarà amb fi nalitat didàctica formativa, tenint un plató de producció pròpia, en el nivell in-ferior. A partir de la cota 15,65 fi ns a la co-berta marcada per l’ARM, corresponent al carener de l’antic edifi ci de Ca l’Aranyó a la cota 122,50, es desenvolupen la resta de serveis. Per cert, l’edifi ci de Ca l‘Aranyó, que

Fig. 2. Excavació de terres un cop executades les pan-talles. | Excavación de tierras una vez ejecutadas las pantallas.


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s’incorpora al programa de l’UPF, és una magnífi ca mostra de l’arquitectura industrial de fi nals del XIX, amb voltes de maó atiranta-des i pilars de foneria expressament portats des de Manchester. La façana, d’excel.lent factura, de ram de paleta, ha tornat a presen-tar la seva millor cara un cop ha estat reha-bilitada.

En el centre de l’edifi ci, neix una torre de 17 plantes, i de la qual dedicarem un article un cop s’hagi executat, atès que presenta no poques qüestions estructurals d’interès, per ser tractades des d’aquesta tribuna (fi g. 3).

• Retirar prop de 75 000 m3 de terres.

• Preservar la xemeneia existent en el solar d’actuació.

• Treballar amb dos edificis que presen-ten una reacció sobre el terreny molt dife-rents. Pilars amb reaccions puntuals, varia-bles, sobre el terreny de 14 000 KN fi ns a 2 500 KN, i reaccions màximes contínues en la torre de fi ns a 3 500 KN/ml.

• Controlar en tot moment el nivell freàtic, abocant l’aigua sobrant a la xarxa pública.

• Limitar i acotar els costos de la construc-ció.

• Fer-ho dintre dels terminis que la propietat ens havia imposat.

Com sempre, els projectes d’enginyeria de la construcció, presenten molts paràmetres, i s’ha de trobar un compromís equilibrat entre tots ells. Al ja famós triangle TCQ, temps, cost i qualitat se n’ha de sumar un altre de molt important en aquest tipus d’obres com-plexes com és el de la seguretat.

En primera instància, a l’hora de dissenyar els fonaments de l’edifi ci ens vam trobar amb alguns aspectes tècnics que van mar-car les directrius bàsiques d’actuació futura.

L’edifi ci CPA presenta una casuística interes-sant. Malgrat tractar-se d’un gran volum, els espais ocupats per platós, grans caixes de formigó, donen reaccions sobre el terreny molt petites; mentre que les zones ocu pades per serveis, ofi cines o magatzems, donen re-accions importants; al voltant de 14000 KN en els casos extrems. L’edifi ci del CPA segueix un mòdul en quadrícula de 7,50 3 7,50 m,

Fig. 3. Ferrallat de les pantalles davant Ca l’Aranyó. | Ferrallado de las pantallas delante de Ca l’Aranyó.

A l’hora de projectar les fonamentacions del conjunt de l’edifi ci ens trobàvem amb les següents condicions de partida:

• Treballar per sota del nivell freàtic amb una subpressió d’aigua al voltant dels 10 KN/m2.

• Haver de fer un vas estanc d’uns 7500 m2 de superfície amb una fondària de 15 m, respecte el nivell de referència donat pels carrers Diagonal/Llacuna.

22@ Parc Barcelona Media



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que s’adapta a les necessitats de l’aparca-ment en el soterrani. Per tant una primera imposició venia donada per aquesta quadrí-cula. Si tenim en compte les dimensions de l’edifi ci, veiem que s’haurien de fer com a mínim tres junts de dilatació en cada direc-ció, fent-los compatibles amb les distribu-cions en planta. El CPA i la torre de 17 plan-tes, presenten unes característiques tan diferents que necessàriament s’havien de tractar com dos edifi cis clarament separats. La presència del nivell freàtic, trobat en la fase de l’estudi geotècnic, a només a 1,5 m de fondària, ens va portar a estudiar diverses alternatives. Era clar que s’havia d’executar una caixa de formigó impermeable, amb un «forat» d’uns 12 metres de fondària en mitja-na, i una llosa de subpressió en el fons. Una de les primeres qüestions a resoldre era el mètode d’execució, tenint en compte que les reaccions a la llosa de subpressió que li transmetia l’estructura, no quedaven com-pensades en molts punts, per la qual cosa la

llosa podria treballar en molt punts, sota la pressió de l’aigua del freàtic, havent-se d’an-corar (fi g. 4).

L’experiència dels darrers anys en la zona, ens va portar a estudiar els mètodes clàs-sics amb pilotis clavats pretesats, amb «ba-taches» armats i fi nalment amb micropilons. Per altra banda les càrregues en punta que haurien de suportar els fonaments correguts en la zona de la torre, front a les puntuals dels pilars en la zona del CPA, donaven al càlcul i disseny de la llosa uns paràmetres prou dispersos.

Posats en contacte amb els principals espe-cialistes en fonamentacions especials, amb qui vam col.laborar de bell antuvi, es van es-tudiar el pros i contres de cada una de les possibilitats, arribant fi nalment a un compro-mís on la qüestió de la seguretat d’execució i sobretot els terminis ens van dur a una so-lució lleugerament més cara d’inici, però que un cop executada la fonamentació, podem afi rmar sense cap mena de dubte que ha estat la correcte (fi g. 5).

Fent un número »gordo» veiem que sota cada pilar, en una quadrícula de 7,5 3 7,5, és a dir amb un àrea d’infl uència de 56,25 m2 a deu metres de fondària, la subpressió arriba a ser d’uns 5 700 KN, que en molts casos no es poden contrarestar amb el pes propi de l’edifi ci, i ni tan sols en altres, amb tot l’edifi -ci carregat en servei. Per tan la llosa hauria de treballar ancorada. Per altra banda, du-rant la fase d’execució dels fonaments, i buidat de terres, hauríem de tenir controlat el nivell freàtic. Es va fer un estudi previ, de la permeabilitat del terreny per tal d’esgotar el nivell freàtic en la zona d’execució, i es va arribar a la conclusió que amb un total de 15 pous distribuïts en tot el solar, es podria

Fig. 4. Execució de pantalles amb batilons de 5 metres d’amplada. | Ejecución de pantallas con batilones de 5 metros de anchura.




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recollir tot el cabal d’aigua que arribava a l’àrea afectada.

Si s’optava pels mètodes tradicionals de pi-lons o pantalles «in situ», veiem que només es podrien executar des de la superfície, atenent a que la forta pressió d’aigua, a uns metres de fondària difi cultaria la injecció de llots bentonítics. Si es feia des de la super-fície teníem l’afegit que després s’hauria

Fig. 5. Xemeneia existent recalçada amb micropilons. Presència de pou d’esgotament del control freàtic. | Chi-menea existente recalzada con micropilotes. Presencia de pozo de agotamiento del control freático.

Fig. 6. Recalç amb micropilons dels fonaments de la xemeneia. | Recalce con micropilotes de los cimientos de la chimenea.

d’enderrocar part dels pilons ja executats, afegint deu metres de llargada a cada piló. El sobrecost en temps i manipulació de ma-terial ens va fer rebutjar aquesta alternativa, tot i ser la més econòmica. Els pilons cla-vats, eren una bona alternativa, atès que poden treballar a tracció. El fet de ser prete-sats garantien la no fi ssuració i, per tant, la seva durabilitat. Fet un tanteig sobre el nom-bre de pilons a clavar ens va portar a la cer-tesa que, tal com ja havia passat en altres obres, el gran nombre de pilons feia que la




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creixent compressió del terreny difi cultés la col.locació dels darrers elements. El rendi-ment d’aquest sistema tot i ser molt alt, queda rebaixat alhora de fer la connexió amb l’encep que connectarà amb la llosa treba-llant a subpressió (fi g. 6).

Així les coses, vam optar per executar una llosa ancorada, que pogués treballar alterna-tivament com a llosa de fonamentació, en el cas que les càrregues transmeses pels pi-lars fossin superiors a la subpressió, i en el cas contrari que treballés com una llosa an-corada.

Per a la sectorització del vas de l’edifi ci, es van dissenyar pantalles de formigó de 60 cm d’amplada en tot el seu perímetre. També, com a fonamentació contínua sota les pan-talles de la torre, es van dissenyar pantalles però de 80 cm d’amplada, donat que la càr-rega en punta era molt superior a les que les de 60 cm podien suportar. En el disseny de les pantalles la possibilitat del sifonament, i la conseqüent migració de fi ns i de sorra, era l’aspecte més restrictiu, de manera que en

el cas més desfavorable, la llargada total arribava als 27 m de fondària, contra els 22 en el cas de les perimetrals. Com a nota in-teressant cal remarcar la maquinària empra-da, amb batilons de 5 m d’amplada, que re-dueixen considerablement els junts verticals, principal font d’entrada d’aigua subàlvia. Les pantalles, tot i fer-se amb un sistema convencional, buidant i injectant llots bento-nítics, prèviament al formigonat, donades les característiques del terreny van permetre una execució prou ràpida i acurada. De tota manera, els resultats només són evidents un cop s’han buidat les terres. Amb aques-tes condicions, les pantalles demanaven tres nivells de tirants. També en aquesta qüestió, es va fer un estudi exhaustiu de les possibles alternatives existents. La més tra-dicional, tirants amb cables, tenia un proble-ma no sempre ben resolt, com és la pèrdua de fi ns durant l’execució, per efecte de la pressió del nivell freàtic. Si aquesta pèrdua és important, podem patir algun moviment no desitjat en les pantalles. Com alternativa, es va optar per tirants rígids amb barres de tub d’acer, que tot i ser un sistema més car, és més segur (fi g. 7).

D’acord amb l’augment de la fondària, tam-bé augmenta proporcionalment l’empen-ta sobre les pantalles i, per tant, els tirants han de ser més potents. Veient el gran nom-bre de tirants a col.locar i, per una qüestió de seguretat, es va decidir utilitzar un sol tipus de tirant. A mesura que la fondària augmen-tava, es disposarien més junts. D’aquesta forma, es simplifi ca la posta en obra; en dis-posar d’un sol model, es redueix considera-blement el risc d’error. El sistema utilitzat, amb maquinària habitual per a la perfora-ció de micropilons amb injecció de ciment simultània va donar molt bons resultats. Ate-

Fig. 7. Detall del murs pantalles ancorats i micropilons de suport de la torre. Detall de placa de punxonament. | Detalle del muros pantallas anclados y micro-pilotes de apoyo de la torre. Detalle de placa de punzonamiento.




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ses les condicions de l’obra es va poder treballar amb tres equips simultàniament, i sempre amb canonada d’acer capaç fi ns a 600 KN. A l'hora de tesar els micropilons, es feia una prova de càrrega i de descàrrega completes per tal d’estudiar el comporta-ment real de la resposta del terreny un cop sol.licitat, i així establir les pressions de tre-ball dels gats hidràulics de posttesar (fi g. 8).

Durant el buidat de terres, ens vàrem trobar amb la desagradable sorpresa que una capa prou important de terres es trobava afectada per efecte d’un incendi en la zona anys enre-re. Les normes actuals d’abocament de ter-res ens van obligar a tractar-los com a ter-renys contaminats.

Com a complement al buidat del terreny, el districte del 22@, obliga la preservació de les xemeneies històriques existents en aquesta important zona industrial. Donat que la seva

presència representava una difi cultat afegi-da, es va fer una actuació específi ca per tal d’assegurar-ne la seva estabilitat mentre es feien les pantalles del seu voltant. Així es va descobrir la sabata de la xemeneia, construï-da tota ella amb maó massís, esglaonat, i que presentava, malgrat els anys, un aspecte immillorable. Es va travessar amb un seguit de micropilons, uns inclinats convergents al centre, i altres perfectament verticals, a una fondària màxima de 15 m. Així asseguràvem que els components horitzontals del vent i els verticals del pes propi, eren absorbits pels micropilons, deixant el terreny i les ter-

Fig. 8. Constatació de l’evidència de la presència del nivell freàtic i del correc-te funcionament del bombeig d’aigua. | Constatación de la evidencia de la pre-sencia del nivel freático y del correcto funcionamiento del bombeo de agua.

Fig. 9. a) Vista general dels murs pantalles amb les tres línies de tirants. b) Detall de la placa d’ancoratge dels tirants un cop posttesats. | a) Vista general de los muros pantallas con las tres líneas de tirantes. b) Detalle de la placa de anclaje de los tirantes una vez postensados.

a)

b)




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res que l’envoltaven sense empentes actives signifi catives. Un cop feta aquesta operació, un cop arrelada la xemeneia amb el nou fo-nament profund, confi nàvem les terres que quedaven sota d’ella. Els extrems superiors dels micropilons es van formigonar conjunta-ment amb un anell de formigó que abraçava l’antiga sabata de maó. Després de feta aquesta actuació, per tal de solidaritzar el conjunt format per l’antiga sabata, el nou anell de formigó armat i els caps dels micro-pilons, es va procedir a posttesar, amb ajuda d’uns cables enfi lats en beines deixades a l’efecte, tot el conjunt que actuava com un element solidari (fi g. 9).

L’execució de la pantalla per davant de la xemeneia es va fer sense novetat, malgrat que diàriament controlàvem els possibles moviments amb ajuda d’un nivell.

Salvada la xemeneia, es va poder tancar el perímetre dels murs pantalles, i buidar de terres en tot el conjunt. Tres mesos després de començar el buidat es va tesar la darrera línia de tirants.

Marcats els eixos del pilars que neixien en la llosa, es van començar a clavar els micropi-lons d’ancoratge de la llosa. Tots els micro-pilons utilitzats es clavaven a 15 m de fon-dària, i estaven calculats per a una càrrega en tracció de 1 200 KN. En els casos més desfavorables es col.locaven cinc per a cada encep. Com que la llosa podia treballar alter-nativament a compressió o a tracció, es va limitar el cantell a 80 cm, molt prima per aquest tipus de lloses, prenent com a parà-metre més restrictiu el punxonament, tenint en compte el no esgotament de les bieles de compressió en cap cas. Els pilars de l’edifi ci, per raons «estètiques», no podien ultrapas-sar els 60 cm de diàmetre. Tot i estudiar formigons fck 5 50 N/mm2, vàrem veure que no podríem absorbir els esforços màxims dels pilars. En una xerrada tècnica amb el proveïdor del formigó, es va descartar també la possibilitat d’emprar formigons d’alta re-sistència. La utilització de fum de silice, no garantia una textura uniforme en el color del formigó de tota l’estructura. Això ens va fer desaconsellar el seu ús. Per tant, només te-níem la sortida d’amagar sota l’aparença d’un pilar de formigó, un autèntic pilar metàl-lic construït amb xapes de 40 mm formant un caixó. De retruc solucionàvem el problema del punxonament, soldant unes creuetes amb perfi ls metàl.lics, fent-los solidaris amb els caps del micropilons (fi g. 10).

Cada peu de pilar era una autèntica escul tura d’acer, com si de l’escultor Serra es tractés. La llosa de subpressió, es va formigonar en set vegades, deixant junts de treball que ve-

Fig. 10. Vista dels murs pantalles ancorats a tres nivells sense sortida d’ai-gua un cop esgotat el nivell freàtic. | Vista de los muros pantallas anclados en tres niveles sin salida de agua una vez agotado el nivel freático.




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nien delimitades per la capacitat del submi-nistrament del formigó en una jornada labo-ral. Com a màxim s’arribava als 1 200 m3/dia de formigó, intentant a última hora passar «l’helicòptèr» per deixar-lo acabat. Els junts es tractaven amb una doble barrera laberínti-ca impermeable amb «avions». També es van deixar tubs per injectar resines i material ti-xotròpic per segellar completament el junt. Les connexions entre lloses es van dissenyar amb barres passants calculades tant a ta-llant com a possibles fl exions, tot i que un cop la llosa micropilonada, no esperàvem ja cap assentament. Aprofi tant els dissabtes, per obtenir la màxima potència de la central de formigonat, es va anar omplint la llosa per fases. S’han de fer notar les difi cultats ini-cials per trobar la correcta dosifi cació del formigó. Es tracta d’un formigó que calia que a darrera hora de la tarda/nit tingués la su-

Fig. 11. Naixement dels pilars metàl.lics i la seva connexió amb els micropi-lons de la llosa de subpressió. Armat inferior de la llosa de subpressió i creue-tes de punxonament. | Nacimiento de los pilares metálicos y su conexión con los micropilotes de la losa de subpresión. Armado inferior de la losa de subpresión y crucetas de punzonamiento.

Fig. 12. Encep de fonamentació amb micropilons. | Ence-pado de cimentación con micropilotes.

perfície prou dura com per ser tractat amb l’helicòpter (fi gs. 11 i 12).

La dosifi cació d’aigua/ciment, molt seca per un formigó fck 5 35 N/mm2 estava en con-tradicció amb que fos bombable. Aquí entra en acció la utilització de fl uïdifi cants. Els dos primers dies de bombeig el formigó no «tira-va» fi ns molt entrada la nit i no es va poder fratassar correctament. Amb una correcta dosifi cació del «fi ller» i la sorra, augmentant la quantitat de ciment, es va corregir el pri-mer efecte negatiu.

En la zona de la Torre en alçada, el tracta-ment de mur continu en va portar a disse-nyar una biga de fonamentació amb 4 micro-pilons per metre lineal, creant una junta contínua en tot el seu perímetre, que inde-penditzés un edifi ci de l’altre.

Com a complement, la llosa està perimetral-ment lligada a les pantalles amb ajuda de passadors d’acer inoxidable, de manera que no es minva la resistència del formigó de la pantalla.

Després d’un any de treball, es va acabar l’obra de fonamentació amb una petita des-




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22@ PARC BARCELONA MEDIA

Edifi cio Mediacomplex en el cruce

de las calles Diagonal - Laguna de Barcelona

en el distrito del 22@ (1)

Todos aquellos que hemos proyectado estructuras de edifi cios en el nuevo ensanche de Barcelona desde la plaza de las Glorias hasta el Forum nos

encontramos con un terreno de similares caracte-rísticas, con más o menos variaciones. En la zona del barrio Poble Nou además nos encontramos con la necesidad de preservar las antiguas chime-neas de obra cerámica existentes, testigo de un glorioso pasado industrial (fi g. 1).

Este artículo es un complemento de otros, que du-rante los últimos años han sido publicados en

viació del pressupost de contracte, fruit del canvis en el preu de l’acer (fi g. 13).

A tall de refl exió fi nal, hem de dir, que en obres d’aquestes característiques, els estu-dis previs són tan o més importants que la pròpia obra. Un error en la solució adoptada, en els amidaments o en el pressupost de contracte, poden tenir, en fase d’execució, efectes molt negatius. La col.laboració tècni-ca entre la direcció facultativa, l’empresa constructora, la direcció d’execució i de tots els agents implicats són de vital importàn-cia per assolir amb èxit obres segures i ben construïdes. Cal remarcar també, en els ca-sos de fonaments especials, la correcta ges-tió en la selecció de les empreses subcon-tractades, deixant temps sufi cient per tal que estudiïn l’obra i proposin millores adaptades a les seves possibilitats.

Fitxa técnica

Edifi ci Mediacomplex: Diagonal/Llacuna 22@

Projecte d’estructures de fonamentació: PAMIAS SERVICIOS INGENIERÍA. Associat ACE n.o 22; Carles Romea, Enginyer Industrial; Sergi Villalba, Enginyer Industrial.

Director de projecte: Juan Carles Vozmediano, Enginyer Industrial.

Pressupost fonaments: 6500000 €

Construcció: Sacyr S.A.

Fonaments especials: Losan S.A.



Fig. 13. Vista de l’armat de la llosa de subpressió, i la seva connexió amb els micropilons. | Vista del armado de la losa de subpresión, y su conexión con los micropilotes.


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A la vez de proyectar los cimientos del conjunto del edifi cio nos encontrábamos con las siguientes con-diciones de partida:

• Trabajar por debajo del nivel freático con una subpresión de agua alrededor de los 10 KN/m2.

• Tener que hacer un vaso estanco de unos 7500m2 de superfi cie con una profundidad de 15 m, res-pecto al nivel de referencia dado por las calles Diagonal/Laguna.

• Retirar cerca de 75 000 m3 de tierras.

• Preservar la chimenea existente en el solar de actuación.

• Trabajar con dos edifi cios que presentan una reacción muy diferente sobre el terreno. Pilares con reacciones puntuales, variables, sobre el terreno de 14 000 KN hasta 2 500 KN, y reaccio-nes máximas continuas en la torre de hasta 3 500 KN/ml.

• Controlar en todo momento el nivel freático, ver-tiendo el agua sobrante a la red pública.

• Limitar y acotar los costes de la construcción.

• Hacerlo dentro de los plazos que la propiedad nos había impuesto.

Como siempre, los proyectos de ingeniería de la construcción, presentan muchos parámetros, y se tiene que encontrar un compromiso equilibrado entre todos ellos. Al ya famoso triángulo TCQ, tiem-po, coste y calidad se le tiene que sumar otro de muy importante en este tipo de obras complejas como es el de la seguridad.

En primera instancia, en el momento de diseñar los cimientos del edifi cio nos encontramos con algunos aspectos técnicos que marcaron las direc-trices básicas de actuación futura.

El edifi cio CPA presenta una casuística interesante. Pese a tratarse de un gran volumen, los espacios ocupados por platós, grandes cajas de hormigón, dan reacciones sobre el terreno muy pequeñas; mientras que las zonas ocupadas por servicios,

nuestros «Quaderns d’Estructures»; en concreto el n.o 3 por los compañeros Josep Baquer, en el n.o 23 por Ferran Anguita y también en el n.o 14 por Enric Xercavins y Carles Diaz.

El edifi cio que trataremos, está actualmente en fase de ejecución, en los terrenos que antiguamen-te ocupaba Ca l’Aranyó. En el momento de escribir este artículo, la estructura ya estaba llegando al nivel de la Diagonal, primer objetivo importante en la ejecución del proyecto.

Se trata de un edifi cio orientado a la producción audiovisual, con dos programas bien diferenciados. Un gran volumen, que denominan CPA, Centre de Producció Audiovisual, que comprende los platós de producción audiovisual y todos sus servicios anexos, y otro edifi cio en alzada (80 m) dedicado a ofi cinas y servicios (fi g. 2).

Con una superfi cie en planta de cerca de 7 500 m2, dispone de cuatro sótanos, tres de ellos bajo el ni-vel freático. De las tres primeras plantas sótano, que denominan nivel 28,40, nivel 25,85 y nivel 22,65, las dos más profundas están destinadas a aparcamiento y la otra servirá de almacén para el CPA. La planta 11,65, toda ella, estará a disposi-ción de la Universitat Pompeu Fabra, que la utiliza-rá con fi nalidad didáctica formativa, teniendo un plató de producción propia, en el nivel inferior. A partir de la cota 15,65 hasta la cubierta marcada por la ARM, correspondiente a la cumbrera del an-tiguo edifi cio de Ca l’Aranyó a la cota 122,50, se desarrollan el resto de servicios. Por cierto el edifi -cio de Ca l‘Aranyó, que se incorpora al programa de la UPF, es una magnífi ca muestra de la arquitectu-ra industrial de fi nales del XIX, con bóvedas atiran-tadas de ladrillo y pilares de fundición expresa-mente traídos desde Manchester. La fachada, de excelente factura, de paletería, ha vuelto a presen-tar su mejor cara una vez rehabilitada.

En el centro del edifi cio, nace una torre de 17 plan-tas, y de la cual dedicaremos un artículo una vez se haya ejecutado, porque presenta varias cuestio-nes estructurales de interés, para ser tratadas desde esta tribuna (fi g. 3).




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ofi cinas o almacenes, dan reacciones importantes; alrededor de 14 000 KN en los casos extremos. El edifi cio del CPA sigue un módulo en cuadrícula de 7,50 3 7,50 m, que se adapta a las necesidades del aparcamiento en el sótano. Por tanto, una pri-mera imposición venía dada por esta cuadricula. Si tenemos en cuenta las dimensiones del edifi cio, vemos que se tendrían que hacer como mínimo tres juntas de dilatación en cada dirección, hacién-dolos compatibles con las distribuciones en planta. El CPA y la torre de 17 plantas, presentan unas características tan diferentes que necesariamente se tenían que tratar como dos edifi cios claramen-te separados. La presencia del nivel freático, en-contrado en la fase del estudio geotécnico, a sólo 1,5 m de profundidad, nos llevó a estudiar diversas alternativas. Estaba claro que se tenia que ejecu-tar una caja de hormigón impermeable, con un «agujero» de unos 12 metros de profundidad me-dia, y una losa de subpresión al fondo. Una de las primeras cuestiones a resolver era el método de ejecución, teniendo en cuenta que las reacciones a la losa de subpresión que le transmitía la estruc-tura, no quedaban compensadas en muchos pun-tos, por la cual cosa la losa podría trabajar en mu-chos puntos, bajo la presión del agua del freático, teniéndose que anclar (fi g. 4).

La experiencia de los últimos años en la zona, nos llevó a estudiar los métodos clásicos con pilotes clavados pretensados, con bataches armados y fi nalmente con micropilotes. Por otra parte las cargas en punta que deberían soportar los cimien-tos corridos en la zona de la torre, frente a las puntuales de los pilares en la zona del CPA, daban al cálculo y diseño de la losa unos parámetros su-fi cientemente dispersos.

Puestos en contacto con los principales especialis-tas en cimentaciones especiales, con quienes cola-boramos de antemano, se estudiaron los pros y contras de cada una de las posibilidades, llegando fi nalmente a un compromiso dónde la cuestión de la seguridad de ejecución y sobre todo los plazos nos llevaron a una solución ligeramente más cara de inicio, pero que una vez ejecutada la cimenta-

ción, podemos afi rmar sin la menor duda que ha sido la correcta (fi g. 5).

Haciendo un número gordo vemos que debajo de cada pilar, en una cuadrícula de 7,5 3 7,5, es decir, con un área de infl uencia de 56,25 m2 a diez me-tros de profundidad, la subpresión llega a ser de unos 5 700 KN, que en muchos casos no se pue-den contrarrestar con el peso propio del edifi cio, y ni siquiera en otros, con todo el edifi cio cargado en servicio. Por tanto la losa tendría que trabajar an-clada. Por otra parte, durante la fase de ejecución de los cimientos, y vaciado de tierras, tendríamos que tener controlado el nivel freático. Se hizo un estudio previo, de la permeabilidad del terreno para agotar el nivel freático en la zona de ejecución y, se llegó a la conclusión que con un total de 15 pozos distribuidos en todo el solar se podría recoger todo el cabal de agua que llegaba al área afectada.

Si se optaba por los métodos tradicionales de pilo-tes o pantallas «in situ», vemos que sólo se podría ejecutar desde la superfi cie, ateniendo que la fuer-te presión del agua, a unos metros de profundidad difi cultaría la inyección de lodos bentoníticos. Si se hacía desde la superfi cie teníamos la tarea extra que después se tendría que derribar parte de los pilotes ya ejecutados, añadiendo diez metros de largada a cada pilote. El sobrecoste en tiempo y manipulación de material nos hizo rechazar esta alternativa, aunque fuera la más económica. Los pilotes clavados, eran una buena alternativa, dado que pueden trabajar a tracción. El hecho de ser pretensados garantizaban la no fi suración y, por tanto, su durabilidad. Hecho un tanteo sobre el número de pilotes a clavar nos trajo la certeza que, tal y como ya había pasado en otras obras, el gran número de pilotes hacía que la creciente compre-sión del terreno difi cultase la colocación de los úl-timos elementos. El rendimiento de este sistema aunque sea muy alto, queda rebajado a la hora de hacer la conexión con el encepado que conectará con la losa trabajando a subpresión (fi g. 6).

Así que optamos por ejecutar una losa anclada, que pudiera trabajar alternativamente como losa




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de cimentación, en el caso de que las cargas trans-mitidas por los pilares fueran superiores a la sub-presión, y en el caso contrario que trabajara como una losa anclada.

Para la sectorización del vaso del edifi cio, se diseña-ron pantallas de hormigón de 60 cm de anchura en todo su perímetro. También, como cimentación con-tinua debajo de las pantallas de la torre, se diseña-ron pantallas pero de 80 cm de anchura, dado que la carga en punta era muy superior a las que las de 60 cm podían soportar. En el diseño de las panta-llas la posibilidad del sifonamiento, y la consiguien-te migración de fi nos y de arena, era el aspecto más restrictivo, de manera que en el caso más des-favorable, la longitud total llegaba a los 27 m de profundidad, contra los 22 en el caso de las perime-trales. Como nota interesante hay que destacar la maquinaria empleada, con batilones de 5 m de anchura, que reducen considerablemente las jun-tas verticales, principal fuente de entrada de agua subálvea. Las pantallas, aun y hacerse con un sis-tema convencional, vaciando e inyectando lodos bentoníticos, previamente al hormigonado, dadas las características del terreno permitieron una eje-cución lo sufi ciente rápida y esmerada. De todos modos, los resultados sólo son evidentes una vez se han vaciado las tierras. Con estas condiciones, las pantallas pedían tres niveles de tirantes. Tam-bién en esta cuestión, se hizo un estudio exhaustivo de las posibles alternativas existentes. La más tra-dicional, tirantes con cables, tenía un problema no siempre bien resuelto, como es la pérdida de fi nos durante la ejecución, por efecto de la presión del nivel freático. Si esta pérdida es importante, pode-mos sufrir algún movimiento no deseado en las pantallas. Como alternativa, se optó por tirantes rí-gidos con barras de tubo de acero, que aún ser un sistema más caro, es más seguro (fi g. 7).

De acuerdo con el aumento de la profundidad, también aumenta proporcionalmente el empuje sobre las pantallas y, por lo tanto, los tirantes de-ben ser más potentes. Viendo el gran número de tirantes a colocar y, por una cuestión de seguridad, se decidió utilizar un solo tipo de tirante. A medida

que la profundidad aumentaba, se dispondrían más juntos. De esta forma, se simplifi ca la puesta en obra; al disponer de un solo modelo, se reduce considerablemente el riesgo de error. El sistema utilizado, con maquinaria habitual por la perfora-ción de micropilotes con inyección de cemento si-multáneo dio muy buenos resultados. Atendidas las condiciones de la obra se pudo trabajar con tres equipos simultáneamente, y siempre con tube-ría de acero capaz hasta 600 KN. A la vez de ten-sar los micropilotes, se hacía una prueba de carga y descarga completas por estudiar el comporta-miento real de la respuesta del terreno una vez subido, y así establecer las presiones de trabajo de los gatos hidráulicos de postensar (fi g. 8).

Durante el vaciado de tierras, nos encontramos con la desagradable sorpresa de que una capa lo sufi ciente importante de tierras se encontraba afectada por efecto de un incendio en la zona años atrás. Las normas actuales de vertido de tierras nos obligaron a tratarlos como terrenos contami-nados.

Como complemento al vaciado del terreno, el distri-to del 22@, obliga a la preservación de las chime-neas históricas existentes en esta importante zona industrial. Dado que su presencia representaba una difi cultad añadida, se hizo una actuación espe-cífi ca para asegurar su estabilidad mientras se hacían las pantallas de su perímetro. Así se descu-brió la zapata de la chimenea, construida toda ella con ladrillo macizo, escalonado, y que presentaba, pese a los años un aspecto inmejorable. Se atrave-só con un seguido de micropilotes, unos inclinados convergentes al centro, y otros perfectamente ver-ticales, a una profundidad máxima de 15 m. Así asegurábamos que los componentes horizontales del viento y los verticales del peso propio, eran absorbidos por los micropilotes, dejando el terreno y las tierras que lo rodeaban sin empujes activos signifi cativos. Una vez hecha esta operación, una vez arraigada la chimenea con el nuevo cimiento profundo, confi nábamos las tierras que quedaban debajo de ella. Los extremos superiores de los mi-cropilotes se hormigonaron conjuntamente con un




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anillo de hormigón que abrazaba la antigua zapata de ladrillo. Tras esta actuación, para solidarizar el conjunto formado por la antigua zapata, el nuevo anillo de cemento armado y las cabezas de los micropilotes, se procedió a postensar, con ayuda de unos cables ensartados en vainas dejadas al efecto, todo el conjunto que actuaba como un ele-mento solidario (fi g. 9).

La ejecución de la pantalla por delante de la chi-menea se hizo sin novedad, pese a que diariamen-te controlábamos los posibles movimientos con ayuda de un nivel.

Salvada la chimenea, se pudo cerrar el perímetro de los muros pantallas, y vaciar de tierras en todo el conjunto. Tres meses tras empezar el vaciado se tensó la última línea de tirantes.

Marcados los ejes del pilares que nacían en la losa, se empezaron a clavar los micropilotes de anclaje de la losa. Todos los micropilotes utilizados se clava-ban a 15 m de profundidad, y estaban calculados para una carga en tracción de 1 200 KN. En los casos mas desfavorables se colocaban cinco por cada encepado. Como que la losa podía trabajar alternativamente a compresión o a tracción, se li-mitó el canto a 80 cm, muy delgado por este tipo de losas, tomando como parámetro más restrictivo el punzonamiento, teniendo en cuenta el no ago-tamiento de las bielas de compresión en caso al-guno. Los pilares del edifi cio, por razones «estéti-cas», no podían sobrepasar los 60 cm de diámetro. Todo y estudiar hormigones fck 5 50 N/mm2, vi-mos que no podríamos absorber los esfuerzos máximos de los pilares. En una charla técnica con el proveedor del hormigón, se descartó también la posibilidad de emplear hormigones de alta resis-tencia. La utilización de humo de sílice, no garanti-zaba una textura uniforme en el color del hormigón de toda la estructura. Esto nos hizo desaconsejar su uso. Teníamos la salida de esconder bajo la apariencia de un pilar de hormigón, un auténtico pilar metálico construido con chapas de 40 mm formando un cajón. De rebote, solucionábamos el problema del punzonamiento, soldando unas cru-

cetas con perfi les metálicos, haciéndolos solidarios a las cabezas de los micropilotes (fi g. 10).

Cada base de pilar era una auténtica escultura de acero, como si del escultor Serra se tratara. La losa de subpresión, se hormigonó en siete veces, con juntas de trabajo que venían delimitadas por la capacidad del suministro del hormigón en una jornada laboral. Como máximo se llegaba a los 1 200 m3/día de hormigón, intentando a última hora pasar «el helicóptero» para dejarlo acabado. Las juntas se trataban con una doble barrera la-beríntica impermeable con «aviones». También se dejaron tubos por inyectar resinas y material tixo-trópico para sellar completamente la junta. Las conexiones entre losas se diseñaron con barras pasantes calculadas tanto a cortante como posi-bles fl exiones, aun cuando una vez la losa micropi-lotada, no esperábamos ya ningún asentamiento. Aprovechando los sábados, para obtener la máxi-ma potencia de la central de hormigonado, se fue llenando la losa por fases. Se tienen que hacer notar las difi cultades iniciales para encontrar la correcta dosifi cación del hormigón. Se trata de un hormigón que hacía falta que a última hora de la tarde/noche tuviera la superfi cie lo sufi ciente dura como para ser tratada con el helicóptero (fi gs. 11 y 12).

La dosifi cación de agua/cemento, muy seca por un hormigón fck 5 35 N/mm2 estaba en contradicción con que fuera bombeable. Aquí entra en acción la utilización de fl uidifi cantes. Los dos primeros días de bombeo el hormigón no «echaba» hasta muy entrada la noche y no se pudo fratasar correcta-mente. Con una correcta dosifi cación del «fi ller» y la arena, aumentando la cantidad de cemento, se corrigió el primer efecto negativo. En la zona de la Torre en altura, el tratamiento de muro continuo lleva a diseñar una viga de cimentación con 4 mi-cropilotes por metro lineal, creando una junta continúa en todo su perímetro, que independizara un edifi cio del otro.

Como complemento, la losa está perimetralmente atada a las pantallas con ayuda de pasadores de




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acero inoxidable, de forma que no se mengua la resistencia del hormigón de la pantalla.

Después de un año de trabajo, se acabó la obra de cimentación con una pequeña desviación del pre-supuesto de contrato, fruto de los cambios en el precio del acero (fi g. 13).

A modo de refl exión fi nal, debemos decir, que obras de estas características, los estudios previos son tanto o más importantes que la propia obra. Un error en la solución adoptada, en las mediciones o

en el presupuesto de contrato, pueden tener, en fase de ejecución, efectos muy negativos. La colabora-ción técnica entre la dirección facultativa, la empre-sa constructora, la dirección de ejecución y de todos los agentes implicados son de vital impor tancia para lograr con éxito obras seguras y bien construidas. Hay que destacar también, en los casos de cimien-tos especiales, la correcta gestión en la selección de las empresas subcontractadas, dejando tiempo sufi -ciente para que estudien la obra y propongan mejo-ras adaptadas a sus posibilidades.

Ficha técnica

Proyecto de estructuras de cimentación: PAMIAS SERVICIOS INGENIERÍA. Asociado ACE n.o 22; Carles Romea, Ingeniero Industrial; Sergi Villalba, Ingeniero Industrial.

Director de proyecto: Juan Carles Vozmediano, Ingeniero Industrial.

Presupuesto cimientos: 6 500 000 €

Construcción: Sacyr S. A.

Cimientos especiales: Losan S.A.


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8 Informes

seu camí, i probablement siguem molt a prop de signar un conveni de col.laboració, el qual comunicarem a tots els associats.

El nomenament d’en Joan Margarit com a Soci d’Honor i la part organitzativa de l’acte de Nadal varen ocupar bona part de l’activi-tat de l’àrea.

També s’ha col·laborat amb l’Àrea Tècnica pel què fa a la organització del curs sobre la Implantació del Codi Tècnic de l’Edifi cació.

ÀREA EXECUTIVA

Ens hem reunit amb el Degà i el Secretari Executiu del Col.legi d’Enginyers de Camins, Canals i Ports, en una trobada molt oberta. S’han afegit a la resta de Col.legis Professio-nals pel què fa als temes de visats i d’hono-raris en els quals s’està treballant. També es varen mostrar disposats a col.laborar amb l’ACE en temes que ens siguin comuns.

Les relacions amb la Direcció General d’Ha-bitatge en temes de patologies continuen el

AREA EJECUTIVA

Nos hemos reunido con el Decano y el Secretario Ejecutivo del Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos, en un encuentro muy abierto. Se han sumado al resto de Colegios Profesionales en lo que se refi ere a los temas de visados y de honorarios en los que se está trabajando. También se mostraron dispuestos a colaborar con la ACE en temas que nos sean comunes.

Las relaciones con la Direcció General d’Habitatge en temas de patologías continúan su camino, y

probablemente estemos muy cerca de fi rmar un convenio de colaboración que comunicaremos a todos los asociados.

El nombramiento de Joan Margarit como Socio de Honor y la parte organizativa del acto de Navidad ocuparon buena parte de la actividad del área.

También se ha colaborado con el Área Técnica en referencia a la organización del curso sobre la Im-plantación del Código Técnico de la Edifi cación.


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9 Miscel.lània

Necrològica Per a la nostra Associació, la pèrdua d’en Joan Alsina amb totes les circumstàncies que l’han envoltat, ha estat molt dolorosa.

Des d’els inicis de l’ACE, l’empresa Encofrats Alsina ha estat un referent i un punt de recolza-ment molt important per la nostra feina. Quan vàrem incorporar la figura de Soci Protector, no varen dubtar en afegir-se a nosaltres. I no només a títol presencial, sinó que han estat molt actius en les relacions i col·laboracions.

En Joan es dedicava més a la part d’expansió i consolidació de l’empresa, i el seu esforç i dedicació han fet de la mateixa el referent que tots coneixem. El recordem a Constru mat on ens explicava les novetats que presentaven, en les visites a Montcada amb detalls sobre l’oficina tècnica que tenien a la nostra dispo-sició, amb el seu tarannà tan fàcil i planer.

Volem fer arribar tant als seus germans en Jau-me i en Josep, com a tots els integrants de la seva empresa, el nostre sentiment de condol, a la vegada que ens posem a la seva dispo-sició per a qualsevol acte de reconeixement.

NECROLÓGICA

Para nuestra Asociación, la pérdida de Joan Alsina con todas las circunstancias que la han rodeado, ha sido dolorosa.

Desde los inicios de la ACE, el empeño de Enco-frados Alsina ha sido un referente y un punto de apoyo muy importante para nuestro trabajo. Cuan-do incorporamos la figura de Socio Protector, no dudaron en sumarse a nosotros. Y no sólo a título presencial, si no que han sido muy activos en las relaciones y colaboraciones.

Joan se dedicaba más a la parte de expansión y consolidación de la empresa, y su esfuerzo y de-dicación han hecho de la misma el referente que todos conocemos. Lo recordamos en Construmat, dónde nos explicaba las novedades que presenta-ban, en las visitas en Montcada con detalles sobre la oficina técnica que tenían a nuestra disposición, con su talante tan fácil y llano.

Queremos manifestar tanto a sus hermanos Jau-me y Josep, como a todos los integrantes de su empresa, nuestro sentimiento de pésame, a la vez que nos ponemos a su disposición para cualquier acto de homenaje.

Experiencia es el nombre que damos

a nuestras equivocaciones.

Oscar Wilde “ ”Loco es aquel que,

haciendo siempre

lo mismo, espera

resultados distintos.

Albert Einstein

“ ”


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10 Llista de membresde l’Associació Març 2007

Rafael Casals i Bohigas

Betlem 42 08012 BARCELONA

Florentino Regalado Tesoro

Avda. Eusebio Sempere 5 03003 ALICANTE

José Antonio Torroja

Cavanillas

Príncipe de Vergara 103, 10 D 28006 MADRID

José Calavera Ruiz

Mario Rosso de Luna 29 Zona Industrial Fin de Semana Edificio BRACAMONTE (Edif. 12) 28040 MADRID email: [email protected]

Ramón Argüelles Álvarez

ETS Ingenieros de Montes Ciudad Universitaria s/n 28040 MADRID email: rargü[email protected]

Francesc Bassó i Birulés

Balmes 415, 9é. C 08022 BARCELONA email: [email protected]

Antoni Torrent i Marquès

Avda. Montevideo 65, 3r. 4a. 08340 VILASSAR DE MAR

Antoni Marí i Bernat

Jordi Girona 1-3, edifici C1, despatx 201 C Campus Nord UPC 08034 BARCELONA email: [email protected]

1P. CONSTRUCCIONES, APLICACIONES

Y REFUERZOS, S. A.

(CARSA)

1P.1 Fernando Gordún Burillo De lo Gaiter del Llobregat 125-127 PI. Can Estruch 08820 El Prat del Llobregat email: [email protected]

2P. PREFABRICATS DE CATALUNYA, S. A.

2P.1 Agustí Ferrés Altimiras Els Plans, antiga ctra. de la Puda s/núm. 08640 OLESA DE MONTSERRAT email: [email protected] www.prefcat.com

3P. ALTERNATIVAS TECNICAS

DE LOS FORJADOS, S. L.

(ATEFOR)

3P.1 José M. Serrano Sevilla Indústria 9-11 PI. Conde de Sert 08755 CASTELLBISBAL email: [email protected]

4P. SGS TECNOS, S. A.

4P.1. Marina Fernández Díaz Rera Palau 11, 6è. 08003 BARCELONA email: [email protected] www.sgs.es

5P. BUREAU VERITAS ESPAÑOL, S. A.5P.1 Martina Blahova Via Augusta 117 08006 BARCELONA email: [email protected] www.bureauveritas.es

6P. MECÁNICA DEL SUELO

LOSAN, S. A.

6P.1 Juan Manuel Muñoz Jurado Ciència 41 08850 GAVÀ email: [email protected]

7P. SISTEMAS DE CIMENTACIÓN, S. A.

7P.1 Manuel Bertran Mariné Via Augusta 13-15 08006 BARCELONA email: [email protected] www.sistemasdecimentacion.es

8P. ASISTENCIA TÉCNICA

INDUSTRIAL, S. A.

8P.1 Jordi Fernández Borreguero Ronda Can Fatjó 13 08290 CERDANYOLA DEL VALLÈS email: [email protected] www.atisae.com

9P. INTEMAC

9P.1 Francisco Hostalet Alba Antón Fortuny 14-16, 4t. 2a. 08950 ESPLUGUES email: [email protected] www.intemac.es

10P. ECA OCT, S.A.U.

10P.1 Juan Carlos González Albalate Quatre Camins 9-15 08022 BARCELONA email: [email protected] www.ecaoct.com

11P. BETEC CATALANA, S.A.

11P.1 Manel Soler Padró Santander 42-48, nau 39 08020 BARCELONA email: [email protected] www.betec.es

12P. INTEINCO

12P.1 Cándido Ovejero Sánchez Roselló 372 08025 BARCELONA email: [email protected] www.inteinco.es

13P. ESTRUCTURAS Y PROYECTOS

METÁLICOS, S.L.

13P.1 Joaquin Piferrer Cubarsi Avda. Marquès Comillas s/núm. Recinte Poble Espanyol, bústia 91 email: [email protected]

SOCIS D’HONOR SOCIS PROTECTORS


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Llista de membres de l’Associació

Listado de miembros de la Asociación

14P. ENCOFRADOS J. ALSINA, S.A.

14P.1 Jaume Alsina Oliva14P.2. Jacint Bassols Servitje Camí de la Font Freda 1 Polígon Industrial d’en Coll 08110 MONTCADA I REIXAC email: [email protected] www.alsina.es

15P. MEDITERRÀNIA DE GEOSERVEIS, S.L.

15P.1 Joan Recasens Bertran Passeig La Salle 9, 1r. 1a. 43850 CAMBRILS email: [email protected]

16P. TALLERES MANUTENCIÓN, S.A.

16P.1 Armando Lalmolda de la Hija P .I. «Camí Ral» Passeig Ferrocarril 383 08850 GAVÀ email: [email protected] www.tamansa.com

17P. CENTRO CATALÁN DE GEOTECNIA, S.L.

17P.1 Teodoro González López Bertran 39, baixos 1a. 08023 BARCELONA email: [email protected]

19P. GEOTÈCNIA GEÒLEGS

CONSULTORS, S.L.

19P.1 Carles Salvador Sales Avda. Diagonal 376-378, 1r D 08037 BARCELONA email: [email protected]

21P. EMMSA

(ESPAÑOLA DE MONTAJES METÁLICOS)

21P.1 Fco. Javier Piñol Burgues Torres i Amat 7-11 08001 BARCELONA email: [email protected] www.emmsa.es

22P. IFC CIMENTACIONES ESPECIALES, S.A.

22P.1 Juan José Rosas Alaguero Numància 73, 5è. D 08029 BARCELONA email: [email protected]

23P. CELSA

23P.1 Honorino Ortega Valencia Camino de las Canteras s/n 45200 ILLESCAS (TOLEDO) email: [email protected] www.celsa.com

24P. SOCOTEC IBERIA, S.A.

24P.1 Josep Pugibet Martí Josep Ferrater Mora 2-4 08019 BARCELONA email: [email protected] www.socoteciberia.es

25P. IBERCAL

25P.1 Sara González Soriano Avda. Gran Via 8-10, 3r, 5a 08902 HOSPITALET DE LLOBREGAT email: [email protected] www.ibercal.com

27P. KNAUF MIRET SL

27P.1 Daniel Miret Bausili Calafell 1 08720 VILAFRANCA DEL PENEDÉS

28P. STAE - CYPE INGENIEROS

28P.1 Bernabé Farré i Oró Almogàvers 66, 2n A 08018 BARCELONA email: [email protected] www.cype.com

29P. SIKA

29P.1 Eva Cunill Biscos Travessia Industrial 13 08907 HOSPITALET DE LLOBREGAT email: [email protected] www.sika.es

30P. CTT. STRONGHOLD, S.A.

30P.1 Vicente Jarque Clavería30P.2 Juan Lina30P.3 Pedro Ossó Rebull Casanova 2-4, 3r 08011 BARCELONA email: [email protected] [email protected] [email protected] www.vsl-intl.com

31P. HORMIPRESA

31P.1 Rafael Fuertes Arias Carretera d’Igualada s/n 43420 SANTA COLOMA DE QUERALT email: [email protected] www.hormipresa.com

32P. BASF CONSTRUCTION

CHEMICALS ESPAÑA SA

32P.1 Pedro Solera Gorriz Basters 13-15 08184 PALAU DE PLEGAMANS email: [email protected] www.degussa-cc.es

33P. ASSOCIACIÓ PER LA CONSTRUCCIÓ

D’ESTRUCTURES METÁL.LIQUES

(ASCEM)

33P.1 Joan Delriu Real33P.2 Joan Buj Cotes33P.3 Ricardo Sancho33P.4 Susana Busquets Pérez Aribau 168, 1r 1a 08036 BARCELONA email: [email protected] www.ascem.org

34P. ACIEROID, S.A.

34P.1 Ramón Escolano MIguel Avinguda de la Granvia 179 08908 HOSPITALET DE LLOBREGAT email: [email protected] www.acieroid.es

35P. EUROPERFIL, S.A.

35P.1 Lluís Paguera Sánchez Avinguda de la Granvia 179 08908 HOSPITALET DE LLOBREGAT email: [email protected] www.europerfil.es

36P. COL.LEGI

D’ARQUITECTES

DE CATALUNYA

36P.1 Maite Bartrolí i Solé Arc 1-3, Planta 5 08002 BARCELONA email: [email protected]


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37P. HILTI

ESPAÑOLA, S.A.

37P.1 Alejandro Álvarez Avda. Fuente de la Mona 2, edificio I 28050 MADRID email: [email protected]

38P. HALFEN-DEHA, S.A.

38P.1 Carles Herrera i Sarra Josep Viader i Moliner 10, baixos A 17001 GIRONA email: [email protected] www.halfen-deha.es

39P. SISTEMES

DE REFORÇ ACTIU, S.L.

39P.1 Antoni Agradé Vila Sant Agustí 40 08301 MATARÓ email: [email protected] www.noubau.com

40P. FINNFOREST

IBÉRICA, S.L.

40P.1 David Rità Matas Carrer de la Mina 25, 1r 1a 08173 SANT CUGAT DEL VALLÉS email: [email protected] www.finnforest.es

41P. FUPICSA

41P.1 Magí Cuberta Crespiera Ctra. C-16 Sortida 71 (Navas sud) 08660 BALSARENY email: [email protected] www.fupicsa.com

42P. ARKTEC, S.A.

42P.1 Alejandro Sarró Alonso Bailén 7, 3r A 08010 BARCELONA email: [email protected] www.arktec.com

43P. 2PE PILOTES

43P.1 Núria Sauleda i Serna Avda. Maresme 9 08396 SANT CEBRIÀ DE VALLALTA email: [email protected] www.2pe.biz

11. BRUFAU, OBIOL, MOYA I ASSOCIATS, S.L.

11.1 Robert Brufau i Niubó 11.2 Agustí Obiol i Sánchez11.3 Lluís Moya i Ferrer11.4 Miguel Àngel Sala i Mateus 11.5 Antoni Orti i Molons11.7 Ignacio Costales Calvo11.8 Alicia Huguet Gonzàlez11.9 Carles Jaén Gonzàlez11.10 Anabel Lázaro Yus11.11 Fernando Llaberia Martínez11.12 Diego Martín Sáiz11.13 Josep Ramon Solé Llarzo Hercegovina 25, local 4 08006 BARCELONA email: [email protected]

12. INGESVA, S.L.

Jose Luis Vàzquez i Baanante Travessera de les Corts 348 08029 BARCELONA email: [email protected]

13. INDUS CÁLCULO, S.A.

13.1 Jordi Pedrerol Jardí 13.2 Juan José Pesquera Prados13.3 Manuel Garcia Cabrera 13.4 Xavier Mas Garcia Via Augusta 4, àtic 08006 BARCELONA email: [email protected] www.indus-eng.com

14. PBX CENTRE DE CÀLCUL, S.L.

14.1 Enric Xercavins i Valls 14.2 Marc Batlle Arissa14.3 Josep Xercavins Batlló14.4 Carles Valldeperas Capellas Indústria 9 Polígon Industrial Compte de Sert 08755 CASTELLBISBAL email: [email protected]

15. INGENIERÍA Y ARQUITECTURA

EUROPEA, S.A.

15.1 Gerardo Vidal i Pueyo15.2 Antoni Tahull Palacín Alfons XII 65, 2n. B 08006 BARCELONA email: [email protected]

16. area5

16.1 Antoni Massagué i Oliart 16.2 Jordi Guasch i Asmarats 16.3 Jordi Parés Massagué16.4 Jordi Velasco Saboya Plaça del Sol 3-4, principal 1a. 08012 BARCELONA email: [email protected] www.area-5.com

17. José Luis Pedraza i Llanos

Camí de Can Gatxet 47, 1r. 2a. 08190 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

18. Jesús Pérez i Lluch

Gran Via 339, 1r. 08014 BARCELONA

20. STATIC INGENIERÍA, S.A.

20.1 Gerardo Rodríguez i González 20.2 Miguel Rodríguez Niedenführ Passeig d’amunt 18, entresòl 1a. 08024 BARCELONA email: [email protected] www.static-ing.com

21. CABEZAS & GÓNGORA, S.L.

21.1 Francisco Cabezas i Cabello San Fructuós 80, baixos 08004 BARCELONA email: [email protected]

22. PAMIAS SERVICIOS

DE INGENIERÍA S.A.

22.1 Enric Berga i Sastre 22.2 Carles Romea Rosas Montnegre 14-16 08029 BARCELONA email: [email protected] www.pamias.com

23. Joan Ramon Blasco i Casanovas

Passeig del Born 17, 2n. 5a. 08003 BARCELONA email: [email protected]

25. Juan José Ibáñez i Acedo

Avda. Torreblanca 2-8, 2n. C 08190 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected] www.jji-ingenieria.com

SOCIS NUMERARIS PROFESSIONALS


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27. Llorenç García i Geira

Passeig del Canal 25, 3r. 1a. 08970 SANT JOAN DESPÍ email: [email protected]

28. ABAC, S.L.

Rafael Guerrero i Ribas Avda. Carlemany 56, 1r. C ESCALDES - ENGORDANY PRINCIPAT D’ANDORRA email: [email protected]

29. Vicenç Moya i Torrebadell

Dos de Maig 286, 6è. G 08025 BARCELONA email: [email protected]

30. Pere Sobré i Massagué

Duran i Sors 6-8, entresòl, despatx 3 08201 SABADELL email: [email protected]

31. NB 35 barcelona

31.1 Enric Torrent i Figuerola Còrsega 361, sobreàtic 08037 BARCELONA email: [email protected]

32. MASERCON 2001, S.L.

32.1 Alfredo Municio Ángel Descobridor Colom 17 08191 RUBÍ email: [email protected]

33. GENESCÀ MOLIST, SL.

33.1 Josep M. Genescà i Ramon Numància 63, entresòl 08029 BARCELONA email: [email protected]

35. BLÁZQUEZ-GUANTER, ARQUITECTES, SCP

35.1 Antoni Blázquez i Boya 35.2 Lluís Guanter i Feixas Sant Josep 3 17004 GIRONA email: [email protected] www.bg-arquitectes.com

37. L3J, SL

37.1 Jaume Pastor i Sánchez Déu i Mata 152, entresòl 3a 08029 BARCELONA email: [email protected]

38. Jordi Padró i Quintana

Passeig Comte d’Egara 10 08221 TERRASSA email: [email protected]

39. R.M. CÁLCULO DE ESTRUCTURAS

39.1 Josep M. Ramos i Mezquita Suïssa 13 08023 BARCELONA email: [email protected]

40. Eduard Hernando i Talo

Còrsega 272, 5è. 2a. 08008 BARCELONA email: [email protected]

41. PREFABRICATS PUJOL, S.A.

41.1 Silvestre Petanàs i Vilella 41.2 Antoni Sarradell i Pàmies 41.3 José Luis Gonzàlez i Guerrero Ctra. Miralcamp s/núm. 25230 MOLLERUSSA email: [email protected]

42. GOBI CONSULTORS

D’ESTRUCTURES, S.L.

42.1 Joan Ramon Goitia i Blanco Passatge Raval 7, baixos 08960 SANT JUST DESVERN email: [email protected]

44. TRANSMETAL, S.A.

44.1 Lucindo Lázaro i Rico P .I. «Les Argelagues» 08185 LLIÇÀ DE VALL email: [email protected] www.transmetalsa.com

45. ESTRUCTURAS NAVÀS S.A.

45.1 Josep Lluís Sánchez i Sánchez Sant Gabriel 18-20, baixos 08950 ESPLUGUES DEL LLOBREGAT email: [email protected] www.grupo-navas.com

46. PEDELTA, S.L.

46.1 Juan A. Sobrino Almunia Diagonal 468, 1r. C i D 08006 BARCELONA email: [email protected] www.pedelta.es

47. VALERI CONSULTORS ASSOCIATS

47.1 Josep Maria Valeri i Ferret47.2 Mercè Ramos i Ortiz 47.3 Fructuós Mañà i Reixach 47.4 Frederic Casals i Domingo47.5 Ramon Costa i Farràs Bailèn 7, 2n. 2a. 08010 BARCELONA email: [email protected] [email protected] www.valericonsultors.net

48. A. G. ARQUITECTES CONSULTORS SCP

48.1 Ferran Anguita de Caralt 48.2 José Luis Galindo Rubio Concili de Trento 36-40, baixos 08018 BARCELONA email: [email protected]

49. MASANÉS I ROCAÑÍN

49.1 Josep M. Masanés i Meseguer 49.2 Jesús Rocañín i Serrano Muntaner 95, 2n. 2a. 08036 BARCELONA email: [email protected]

51. TECTUM ENGINEERING, S.L.

51.1 Xavier Mateu i Palau Doctor Ullés 2, 2n. 1a. 08224 TERRASSA email: [email protected] http://arquitectes.coac.net/tectum/

52. Josep Baquer i Sistach

Domènech 6, 3r. 6a. 08172 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

53. GWAMBA ARQUITECTURA

I ENGINYERIA, S.L.

53.1 Raül Núñez i Lacarra Avet 6 08186 LLIÇÀ D’AMUNT email: [email protected]

55. MANUEL ARGUIJO Y ASOCIADOS, S.L.

55.1 Manuel Arguijo Vila Llull 51, 4t. 4a. 08005 BARCELONA email: [email protected]


70



56. GMK ASSOCIATS, S.L.

56.1 Miquel Llorens i Sulivera56.2 Marta Capell Redondo56.3 Josep Bellés Gea Joan Alsina 5, entresòl 17003 GIRONA email: [email protected]

58. FALGUERA I ASSOCIATS

58.1 Xavier Falguera Valverde58.2 Israel García Nadal Carrer dels Arcs 8, 2n. 1a. 08002 BARCELONA email: [email protected]

59. Martí Cabestany i Puértolas

Passeig Joan de Borbó 27, 3r 08003 BARCELONA email: [email protected]

60. STABIL ARQUITECTURA, S.L.

60.1 Jordi Oliveras i Reder Aribau 15, 5è. despatx 11 08011 BARCELONA email: [email protected]

61. Eduard Doce Goicoechea

Avda. La Miranda 28 08950 ESPLUGUES DE LLOBREGAT email: [email protected]

62. Jaume Vizcarro i Pedrol

Avda. Mistral 8, escala C, despatx 5 08015 BARCELONA email: [email protected]

63. BIS ARQUITECTES

63.1 David Garcia i Carrera 63.2 Esther Muñoz Gavilán63.3 Marta Farrús Cassany63.4 David Pardo i Estadella63.5 Marina Vilà Pau63.6 Amparo Lecha Gargallo Enric Granados 135, 5è. 1a. 08008 BARCELONA email: [email protected] www.bisarquitectes.com

64. LAND PLANIFICACIÓ I PROJECTES

64.1 Miquel Capdevila I Bassols Pare Roca 4 17800 OLOT email: [email protected]

66. Oriol Marron i Puigdueta

Viladomat 140 bis, 4t. 5a. 08015 BARCELONA email: [email protected]

67. RIUS, PLANES, ÁLVAREZ ARQUITECTES

67.1 Manel Rius Borrell67.2 Emma Planas Ferrer Diputació 27-33, sobreàtic 2a. 08015 BARCELONA email: [email protected]

68. ATEH (TENSIOMAQ, S.L.)

68.1. Enric Heredia Campmany-Gaudet Ptge. Mercè Rodoreda 14-16, local 11 08860 CASTELLDEFELS email: [email protected] www.ateh.net

69. Eduard Palao Aguilar

Còrsega 396, 6è. 1a. 08037 BARCELONA email: [email protected]

70. FORBACSA

70.1 Ferran Teixidó Martínez70.2 Ramon Caralt Delcor Balmes 23, 4t. 25006 LLEIDA email: [email protected] www.forbacsa.com

72. JOSEP PALAU I GRAU

72.1 Josep Palau i Grau Carrer del Jardí 11-D 08202 SABADELL email: [email protected]

73. Rafael Bellmunt i Ribas

Comte Borrell 215, 7è. 4a. 08029 BARCELONA email: [email protected]

75. KUBIC CONSULTORÍA TÉCNICA, S.L.

75.1 Miquel Flequé i Melé Costa Magdalena 2, 4t. B 25007 LLEIDA email: [email protected]

76. ESTUDI m103, S.L.

76.1 Jorge Blasco Miguel Avda. Madrid 103-105, entresòl 2a. 08028 BARCELONA email: [email protected]

77. BASE DOS ESTRUCTURES

A L’ARQUITECTURA, S. L.

77.1 Guillem González Segura Navas de Tolosa 270, 6è 3a 08027 BARCELONA email: [email protected]

78. A DE ARQUITECTURA

78.1 M. José Martínez Vílchez Casp 118-120, 1r. 4a. 08013 BARCELONA email: [email protected]

80. ARQUITECTURA ESTRUCTURAL

80.1 Laura Valverde Aragón Avinyó 6, 1r. 2a. 08002 BARCELONA email: [email protected]

81. ESTUDIOS Y SOLUCIONES

EN LA INGENIERÍA, S.L.

81.1 José Falcón López Ronda Europa 60, 5è. 4a. Edifici Eurocentre 08800 VILANOVA I LA GELTRÚ email: [email protected]

82. ENGIPROJECT, S.L.

82.1 David Rodríguez Santás 82.2 Lluís Cortés Mínguez Almogàvers 66, 1r. B 08018 BARCELONA email: [email protected] www.engiproject.com

83. PL2 ENGINYERIA D’ESTRUCTURES

I FONAMENTACIONS, S.L.

83.1 Bernabé Farré i Oró83.2 Anna Peix Manrique83.3 Cesc Aldabó i Fernández83.4 Víctor Martínez Valverde Almogàvers 66, 2n. 08018 BARCELONA email: [email protected] www.pl2.es

84. 9 ARS ARQUITECTES SL

84.1 Montse Álvarez Vidal Rambla de Can Mora 15 08172 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]


71



85. GREHI, ENGINYERIA ESTRUCTURES

EDIFICACIÓ, S.L.

85.1 Jordi Josep Torrelles Rico Era de l’esquerra 6, 2n. 3a. 08242 MANRESA email: [email protected] www.grehi.com

86. RGA ARQUITECTES, S.A.

86.1 Josep Sotorres Escartín Muntaner 320, 1r. 1a. 08021 BARCELONA email: [email protected] www.rga.es

87. Angel C. Aparicio Bengoechea

Lamote de Grignon 9 08034 BARCELONA email: [email protected]

88. Isaac Avellaneda Soriano

Carrer Galileo 80-82, baixos 08224 TERRASSA email: [email protected]

89. BUXADÉ, MARGARIT, FERRANDO, S.L.

89.1 Joan Margarit Consarnau89.2 Carles Buxadé i Ribot Major, 26 08960 SANT JUST DESVERN email: [email protected]

90. Carles Gelpí Arroyo

Avda. Vallvidrera 69, baixos 08017 BARCELONA email: [email protected]

91. Josep Maria Cots Call

Rambla d’Aragó 14, 6è 1a 25002 LLEIDA email: [email protected]

92.1 Emma Leach Cosp

92.2 Carmen Bernal Domínguez Reina Victòria 4, baixos 08021 BARCELONA email: [email protected]

93. CONSULTORS D’ESTRUCTURES

DEL MARESME

Antic despatx d’Antoni Torrent93.1 Laureà Miró Bretos Avda. Montevideo 65, 3r. 4a. 08340 VILASSAR DE MAR email: [email protected] www.calculem.com

94. STRAIN ENGINEERING, S.L.

94.1 Carles Teixidor Begudan94.2 Francesc Arbós Bellapart Avinguda Venezuela 8 17800 OLOT email: [email protected] [email protected] www.strain.es

95. OROBITG, ARQUITECTURA

I ENGINYERIA, S.L.

95.1 Joel Orobitg Pérez Avda. Meritxell 20, edifici Roc dels escollons 1, 2n E A0500 Andorra la Vella email: [email protected]

96. HL CONSULTORES BUILD

CONSULTING, S.L.

96.1 Alejandro Hita Rodríguez-Contreras Avda. Alicún 350, edifici Europa, oficina 5 04721 El Parador de Roquetas de Mar (ALMERÍA) email: [email protected] www.hlconsultores.es

AD1. Jaume Avellaneda Díaz-Grande

Pere Serra 1-15 08190 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

AD2. Narcís Majó i Clavell

Sant Agustí 40 08301 MATARÓ email: [email protected]

AD3. BIOSCA Y BOTEY, S.A.

Xavier Ferrés Padró

Rambla Catalunya 129 08008 BARCELONA email: [email protected] www.bioscabotey.com

AD4. Ramon Sastre i Sastre

ETS ARQUITECTURA DEL VALLÉS Pere Serra 1-15 08190 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

AD5. Antoni Paricio Casademunt

ETS ARQUITECTURA DEL VALLÉS Pere Serra 1-15 08190 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

AD6. Carlos Fernández Tadeo

CARLOS FERNÁNDEZ TADEO & ASOCIADOS, S.L. Rosselló 340, entresòl 5a. 08025 BARCELONA email: [email protected]

AD7. David Lladó Porta

Gran Via Carles III, 58-60, «B» local 08028 BARCELONA email: [email protected]

A1. Raúl Lechuga Durán

EGITUR CONSULTORES, S.L. Astigarragako Bidea 2, piso 3 izq, local 4 20180 Oiartzun (Guipuzcoa) email: [email protected]

A2. Ignacio Sánchez Miguel

TUTOR: ANTONI MASSAGUÉ OLIART Plaça del Sol 3-4, pral. 08012 BARCELONA email: [email protected]

A5. Sílvia Hernández Antón

Hercegovina 25, local 4 08006 BARCELONA email: [email protected]

A6. Paulino Vicente Rodríguez


A7. Guillem Baraut


A8. Clara Bretón Brat


SOCIS ASPIRANTS PROFESSIONALS

SOCIS ADHERITS


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Si desitgen el telèfon d’algun dels nostres associats, poden demanar-lo a secretaria.

Si desean el teléfono de alguno de nuestros asociados, pueden pedirlo en secretaría.

A10. Xavier Aguiló Aran


A11. Dídac Hueso Falguera

Pg. del Born 17, 2n. 5a. 08003 BARCELONA email: [email protected]

A12. Bernat Nadal Martí

Berenguer de Tornamina 7, 2n. 1a. 07012 PALMA DE MALLORCA email: [email protected] www.axilconsulting.com

A13. Meritxell Llauradó Sanahuja


A15. Cristina Castellano Corchero

TUTOR: LAUREÀ MIRÓ BRETOS Avinguda Montevideo 65, 3r. 4a. 08340 VILASSAR DE MAR email: [email protected]

A16. Ana Andrade Cetto

TUTOR: BIS ARQUITECTES Enric Granados 135, 5è 1a 08008 BARCELONA email: [email protected]

[email protected]

A17. Carlos Encinas Bernal

Reina Victoria 4, baixos 08021 BARCELONA email: [email protected]

A18. Marta Solé Arbués


A20. Esther Viladrich Granda

EUROPEA INGENIEURBURO S.L. TUTOR: GERARDO VIDAL PUEYO Independència 240, baixos 08025 BARCELONA email: [email protected]

A21. Ferran Peruga Ódena


A22. Daniel Roig i Iglesias

VALERI CONSULTORS ASSOCIATS, S. R. L. TUTOR: FRUCTUÓS MAÑÀ I REIXACH Bailèn 7, 2n. 2a. 08010 BARCELONA email: [email protected]

A23. Roger Molist i Fusté

VALERI CONSULTORS ASSOCIATS, S. R. L. TUTOR: FRUCTUÓS MAÑÀ I REIXACH Bailèn 7, 2n. 2a. 08010 BARCELONA email: [email protected]

A24. Rafael Vall Personat


A25. Maria Gabriela Tufare


A26. Iván Balagué Puig


A27. Josep Antoni Martínez Rodríguez


A28. Laia Picarín Macías


A29. ESTRUCTURAS MONGE

Ricard Monge Zaragoza

Avda. Ramón y Cajal 57, 7 E 43005 TARRAGONA email: [email protected]

A30. Olga Mateos Jiménez

Carrer Major 121, àtic 17190 SALT email: [email protected]

A31. Ricardo Castany Alguilella


A32. Anna Piqué Puiggené


A33. Roberto Roberti


AE3. Ana Pereria Sánchez


SOCIS ASPIRANTS ESTUDIANTS


Membre de:Numancia 73, 5.o D08029 BARCELONATel.: 934 097 880Fax: 934 908 628Mail: [email protected]: www.ifc-es.com

Molina de Segura 5, bloque 4, 3.o C y D30007 MURCIATel.: 968 272 910Fax: 968 230 012Mail: [email protected]: www.ifc-es.com

IFC Cimentaciones Especiales, S.A.

ER-0625/2005

• Pilots• Murs pantalla• Ancoratges

al terreny• Micropilots• Intrumentació i registre continu

de paràmetres• Injeccions• Millora del terreny• Jet Grouting• Auscultació

Cortina de pilotsen edifici d'habitatge a Igualada

Mur pantallaen poliesportiu soterrani en col.legi Inmaculada Concepció a Gavà

Pilots in situ amb llotsen l'Autovía del Mediterrani. Tram: Cambrils-Vilaseca (Tarragona)

Mur pantallaen residència d'estudiants a l'Avinguda Paral.lel a Barcelona

FOMENTACIONS

ESPECIALS

40 anysal servei

de la construcció a Catalunya(1967-2007)


Vigas de cables para cubiertas y fachadas | Publicacions ACE · 2020. 12. 15. · La durabilidad de...

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