Hace pocos días que tuvo lugar las “Primeras Jornadas FIDiT en el ámbito de la Ingeniería de la Construcción (Formación, I+D+i y Transferencia)”. He de decir que las jornadas fueron todo un éxito y que, afortunadamente, se pudieron grabar en streaming las conferencias principales. Os dejo a continuación ambas conferencias por el interés que despertaron. La grabación es completa, por lo que podéis avanzar o retroceder a aquellos minutos que os resulten de mayor interés. Podéis pulsar sobre la imagen de cada vídeo o directamente sobre el enlace que os he puesto. Espero que os gusten.
Figura 1. Rascacielos Voronoi. https://naukas.com/2011/12/23/cada-uno-en-su-region-y-voronoi-en-la-de-todos/
La naturaleza siempre ha servido de inspiración para arquitectos, ingenieros y diseñadores. La tecnología informática ha facilitado las herramientas para analizar y simular la complejidad observada en la naturaleza y aplicarla a formas estructurales de construcción y los mecanismos de organización urbana. Entre ellas destacamos la geometría fractal y el diagrama de Voronoi.
La geometría fractal no ha dejado de evolucionar desde las investigaciones del matemático polaco nacionalizado francés y estadounidense, Benoît Mandelbrot en los años 70 del siglo pasado. Un fractal es un objeto geométrico cuya estructura básica, fragmentada o aparentemente irregular, se repite a diferentes escalas. Lo interesante es que la forma de los fractales parecen describir la Naturaleza y encuentra su geometría una gran variedad de aplicaciones en urbanismo, arquitectura, computación o ingeniería estructural (Figura 1).
El diagrama de Voronoi (nombre que se debe al matemático ruso Gueorgui Voronói) se crea al unir los puntos entre sí, trazando las mediatrices de los segmentos de unión (Figura 2). Las intersecciones de estas mediatrices determinan una serie de polígonos en un espacio bidimensional alrededor de un conjunto de puntos de control, de manera que el perímetro de los polígonos generados sea equidistante a los puntos vecinos y designan su área de influencia.
Figura 2. Diagrama de Voronoi. https://es.wikipedia.org/wiki/Pol%C3%ADgonos_de_Thiessen#/media/Archivo:Euclidean_Voronoi_diagram.svg
Hasta mediados de los ochenta, la mayoría de las implementaciones para computar el diagrama de Voronoi usaban el algoritmo incremental cuadrático, admitiendo su mayor lentitud para evitar la complejidad del código divide y vencerás (Figura 3). En 1985 Fortune inventó un inteligente algoritmo de barrido plano que resulta tan simple como el incremental, pero en tiempo O(n log n). Para los más curiosos, podéis utilizar MATLAB para realizar ejemplos sobre los diagramas de Voronoi utilizando la funciónvoronoin. El enlace lo tenéis aquí: https://es.mathworks.com/help/matlab/math/voronoi-diagrams.html
Figura 3. Pasos fundamentales del algoritmo «divide y vencerás» para construir el diagrama de Voroni. http://asignatura.us.es/fgcitig/contenidos/gctem3ma.htm
La profesora de la Universidad de Sevilla, Clara Grima, nos describe en un artículo de divulgación, «El diagrama de Voronoi, la forma matemática de dividir el mundo«, algunas aplicaciones del diagrama de Voronoi, que van desde la distribución de farmacias en una ciudad, a el mapa del cólera de John Snow o a la ventaja posicional de un equipo de fútbol.
Pero aquí lo interesante es saber que, basándose en este diagrama, se pueden diseñar estructuras y espacios urbanos de gran interés. En la Figura 4 podemos ver la oficina central de Alibaba. Este tipo de estructuras resultan agradables, estáticamente eficientes y adecuadas para trabajar como un sistema estructural espacial. Además, la estructura se puede modelar por un conjunto de puntos y admite el diseño paramétrico. Se denomina diseño paramétrico a un proceso de diseño basado en un esquema algorítmico que permite expresar parámetros y reglas que definen, codifican y aclaran la relación entre los requerimientos del diseño y el diseño resultante.
Figura 4. Oficina central de Alibaba. https://www.idealista.com/news/finanzas/emprendedores/2014/04/16/727627-asi-es-la-cueva-de-alibaba-el-tesoro-mejor-guardado-de-china
En la Figura 5 se observa la posibilidad de estos diagramas en el caso de pantallas arquitectónicas. Como vemos, las posibilidades estructurales son de un gran interés.
Figura 5. Ejemplo de uso arquitectónico de los diagramas Voronoi. https://www.carroceriasibiza.com/
Aquí tenemos una explicación de los diagramas de Voronoi. También el vídeo explica cómo construir a partir de una serie de puntos generadores los famosos Polígonos de Thiessen que conforman el diagrama antes mencionado.
En el presente vídeo se explican los fractales.
Os dejo también un artículo sobre el diagrama de Voronoi como herramienta de diseño, de María Loreto Flores. Espero que os sea de interés
Figura 1. Ataguía celular para la construcción de isla artificial de conexión puente-túnel del Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge. http://www.americanpiledriving.com/wordpress/2011/12/12/
Las ataguías celulares son estructuras de contención utilizadas con profundidades importantes, formadas por cilindros huecos contiguos, normalmente tablestacas de acero unidas, que soportan los empujes mediante la fricción de su base (Figura 1).
Estos cilindros son relativamente grandes, con diámetros típicos de 12 a 20 m. Se utilizan en la construcción de presas, muelles (Figura 2), pilas de puentes y recintos en general donde debe trabajarse en seco.
Los recintos construidos con ataguías celulares se pueden construir sobre terrenos firmes o de calidad media. Los depósitos de suelos blandos hasta gran profundidad pueden ser inadecuados.
Figura 2. Muelle de recintos de tablestacas. http://www.puertos.es/es-es/BibliotecaV2/ROM%200.5-05.pdf
En el caso de corrientes importantes, por ejemplo en un gran río, es importante conocer el campo de velocidades entorno a la zona donde se colocarán las ataguías celulares. En este caso, la propia ataguía reduce la sección del río y provoca un aumento de la velocidad del agua, con la posible erosión del fondo del cauce, en especial hacia las esquinas, por lo que conviene redondearlas.
Las celdas se rellenan con un material del mayor peso específico posible, normalmente una mezcla de arenas y gravas. En el caso de desmontar las celdas, antes debe extraerse el material de relleno. En cambio, si se rellenan de hormigón quedan como estructuras permanentes, como es el caso de la construcción de diques en obras portuarias.
El ancho medio de una ataguía celular sobre roca oscila entre el 70 y el 80% de la altura del agua exterior que retiene (Figura 3). En el caso de estar sobre suelos arenosos, al igual que ocurre con las ataguías de tablestacas de doble pared, debe tener un espaldón en el interior. Con grandes calados de agua, estas ataguías de doble pared se pueden rellenar de hormigón y sostenerse por puntales, lo cual ahorra un espacio considerable y permiten asegurar una buena impermeabilización con anchos muy pequeños.
Figura 3. Sección de ataguía celular de doble pared de tablestacas
Existen distintas configuraciones de recintos que se construyen con formas circulares de tablestacas planas, creando celdas independientes que después se unen mediante arcos de tablestacas con formas especiales. En la Figura 4a se observan arcos circulares conectados por diafragmas rectos; en la Figura 4b vemos celdas circulares conectadas por arcos circulares; en la Figura 4c vemos la estructura tipo trébol, que consta de grandes celdas circulares subdivididas por diafragmas rectos. Las ataguías de tabiques rectos requieren menos tablestacas que las celdas circulares, aunque el relleno debe hacerse con cuidado para que los tabiques de separación no sufran presiones descompensadas. Con los recintos circulares, se pueden rellenar las celdas de forma independiente. Con los recintos de diafragmas, han de hacerse los rellenos simultáneamente, utilizándose un mayor número de tablestacas. Su posible ventaja radica en menores esfuerzos en la tablestaca para un mismo calado.
Figura 4. Configuraciones de ataguías celulares
Las ataguías celulares se deben diseñar para ofrecer seguridad estructural en distintos aspectos:
Se debe evitar el vuelco y su puesta fuera de alineación
Debe estar al abrigo del deslizamiento
Debe presentar seguridad a la rotura por cortante en el relleno interior de la célula
Las juntas no deben romperse, teniendo en cuenta la corrosión
Las almas de las tablestacas deben presentar un factor de seguridad razonable frente a la rotura
No deben haber distorsiones ni deformaciones fuera de límites aceptables
La ventaja de construir las ataguías celulares con tablestacas es que precisan poco andamiaje, bastando unas guías superiores e inferiores para hacer descenderlas (Figura 5). Se pueden construir desde tierra, de forma que cada célula terminada sirve de plataforma de trabajo para hincar en la siguiente (Figura 6). Sobre lechos rocosos irregulares, las longitudes de las tablestacas se adaptan al perfil de la roca. Sobre suelos arenosos o de grava, se dispone de un banco de tierra interior (Figura 3) para conseguir que la longitud de la filtración sea suficiente para evitar el colapso por surgencia.
Figura 5. Ataguía celular para dique de Carena. https://www.soletanche-bachy.com/es
Figura 6. Ataguía celular para dique de Carena. https://www.soletanche-bachy.com/es
Uno de los mayores riesgos de colapso de las ataguías celulares es el fallo de cualquier unión. Por eso no se aconseja usar estas ataguías sobre terrenos con cantos u otros obstáculos que puedan abrir las tablestacas o la ruptura de las uniones.
A continuación os dejo algunos vídeos sobre el uso de las ataguías celulares. Espero que os sean de interés.
REFERENCIAS:
CASHMAN, P.M.; PREENE, M. (2012). Groundwater Lowering in Construction: A Practical Guide to Dewatering, 2nd edition. CRC Press, Boca Raton, 645 pp.
POWERS, J.P.; CORWIN, A.B.; SCHMALL, P.C.; KAECK, W.E. (2007). Construction dewatering and groundwater control: New methods and aplications. Third Edition, John Wiley & Sons.
PREENE, M.; ROBERTS, T.O.L.; POWRIE, W. (2016). Groundwater Control – Design and Practice, 2nd Edition. Construction Industry Research and Information Association, CIRIA Report C750, London.
Los que leéis frecuentemente mi blog habéis visto como mezclo constantemente aspectos técnicos, docentes y de investigación. En este último caso, la labor de nuestro grupo de investigación es muy intensa a través del proyecto DIMALIFE. Además, nuestro equipo pertenece, de una u otra forma al Departamento de Ingeniería de la Construcción, al ICITECH y al programa de doctorado del departamento. Asimismo, participamos activamente en el Máster Universitario en Ingeniería del Hormigón.
Pues bien, os anuncio una jornada gratuita que va a tratar de todo ello, en la que van a participar, entre otros, Antonio Martínez Cutillas y José Romo Martín. Os dejo los folletos anunciadores y os animo a venir a visitarnos y a participar.
Las jornadas se retransmitirán online a través del siguiente link:
El Departamento de Ingeniería de la Construcción y de Proyectos de Ingeniería Civil (DICPIC) y el Instituto Universitario de Ciencia y Tecnología del Hormigón (ICITECH) se complacen en anunciar las “Primeras Jornadas FIDiT en el ámbito de la Ingeniería de la Construcción (Formación, I+D+i y Transferencia)” que se celebrarán el 18 de febrero de 2020 en el Salón de Actos del Edificio 4H de la ETSI Caminos, Canales y Puertos de la Universitat Politècnica de València.
Estas jornadas reunirán a profesionales, profesores e investigadores relacionados con la formación, investigación, desarrollo, innovación y transferencia en el ámbito de la Ingeniería de la Construcción. Durante este encuentro se fomentará el contacto entre estudiantes de doctorado, másteres y grado, profesores y profesionales, así como la difusión de trabajos de investigación realizados en el Programa de Doctorado en Ingeniería de la Construcción y en el Máster Universitario en Ingeniería del Hormigón (MUIH).
Jornadas gratuitas y abiertas a todos los públicos sin necesidad de reserva previa.
High visibility: indexed by the Science Citation Index Expanded, the Social Sciences Citation Index (Web of Science) and other databases. Impact Factor: 2.468 (2018)
Special Issue «Trends in Sustainable Buildings and Infrastructure»
Deadline for manuscript submissions: 31 October 2020.
Special Issue Editors
Guest Editor
Prof. Dr. Víctor Yepes
Concrete Science and Technology Institute (ICITECH), Department of Construction Engineering and Civil Engineering Projects, Universitat Politècnica de València Valencia, Spain Interests: multi-objective optimization; life-cycle assessment; decision-making; sustainability; concrete structures; CO2 emissions; construction management
Guest Editor
Dr. Ignacio J. Navarro
Department of Construction Engineering and Civil Engineering Projects, Universitat Politècnica de València Valencia, Spain Interests: multicriteria decision making; reliability-based maintenance optimization; sustainability of infrastructures; social impacts of infrastructures
Special Issue Information
Dear Colleagues,
The recently established Sustainable Development Goals call for a paradigm shift in the way buildings and infrastructures are conceived. The construction industry is a main source of environmental impacts, given its great material consumption and energy demands. It is also a major contributor to the economic growth of regions through the provision of useful infrastructure and generation of employment, among others. Conventional approaches underlying current building design practices fall short of covering the relevant environmental and social implications derived from inappropriate design, construction, and planning. The development of adequate sustainable design strategies is therefore becoming extremely relevant with regard to the achievement of the United Nations 2030 Agenda Goals for Sustainable Development.
This Special Issue aims to increase knowledge on sustainable design practices by highlighting the actual research trends that explore efficient ways to reduce the environmental consequences related to the construction industry while promoting social wellbeing and economic development. These objectives include but are not limited to:
Life-cycle-oriented building and infrastructure design;
Design optimization based on sustainable criteria;
Maintenance design towards sustainability;
Inclusion of social impacts in the design of buildings and infrastructures;
Resilience and sustainability;
Use of sustainable materials;
Decision-making processes that effectively integrate economic, environmental, and social aspects.
Papers selected for this Special Issue will be subject to a rigorous peer-review procedure with the aim of rapid and wide dissemination of research results, developments, and applications.
Submission
Manuscripts should be submitted online at www.mdpi.com by registering and logging in to this website. Once you are registered, click here to go to the submission form. Manuscripts can be submitted until the deadline. All papers will be peer-reviewed. Accepted papers will be published continuously in the journal (as soon as accepted) and will be listed together on the special issue website. Research articles, review articles as well as short communications are invited. For planned papers, a title and short abstract (about 100 words) can be sent to the Editorial Office for announcement on this website.
Submitted manuscripts should not have been published previously, nor be under consideration for publication elsewhere (except conference proceedings papers). All manuscripts are thoroughly refereed through a single-blind peer-review process. A guide for authors and other relevant information for submission of manuscripts is available on the Instructions for Authors page. International Journal of Environmental Research and Public Health is an international peer-reviewed open access semimonthly journal published by MDPI.
Keywords
Sustainable design and construction
Life cycle assessment
Sustainability in decision making
Green buildings
Sustainable maintenance
Resilient structures
Sustainable materials
Social life cycle assessment
Sustainable management of infrastructures
Multiobjective optimization for sustainable development
En un artículo anterior ya se comentó cómo el terreno empuja sobre cualquier estructura que lo contenga, y que la magnitud de dicho empuje se ve muy influenciada por el tipo de deformación sufrida por dicha estructura de contención, como puede ser un muro.
Lo inmediato es preguntar quién va a ser el responsable de contrarrestar dicho empuje para garantizar que el muro no deslice. No se trata de una cuestión menor, puesto que la seguridad al deslizamiento constituye uno de los estados límite últimos a comprobar cuando se diseña un muro. Es más, el deslizamiento acostumbra a ser el caso más crítico si el muro no es demasiado alto o en muros ménsula sin talón. Si a eso añadimos un mal drenaje en el trasdós cuando el muro no se ha calculado considerando los empujes hidrostáticos, tendremos asegurado un problema mayor.
Lo primero que se nos ocurre es pensar que el rozamiento entre el cimiento del muro y el terreno sobre el que se apoya debería ser suficiente para evitar el deslizamiento. De hecho, la fricción o fuerza de rozamiento que se opone al inicio del deslizamiento en un plano es proporcional a la fuerza normal a dicho plano, a través del conocido como coeficiente de rozamiento estático. Este coeficiente se puede calcular como la tangente del plano inclinado crítico, que es aquel donde un cuerpo empieza a deslizarse. Dicho coeficiente es mayor al coeficiente de rozamiento dinámico, que se desarrolla una vez el deslizamiento se ha iniciado.
El caso del deslizamiento de un muro respecto al terreno es un caso parecido al de la rotura del suelo, pero teniendo en cuenta que las superficies en contacto son las del cimiento del muro y la del terreno sobre el que se apoya. Por tanto, se puede aplicar el criterio de rotura de Mohr-Coulomb, de forma que la tensión tangencial de rotura τr se encuentra relacionada con la tensión normal σ’ en el plano de contacto muro-terreno:
De forma análoga, se podría sustituir la cohesión entre partículas c‘ por un coeficiente de adherencia o cohesión de contacto cc. Del mismo modo, se sustituiría el ángulo de rozamiento efectivo Φ‘ por el rozamiento muro-terreno Φc (siempre Φc <Φ‘ ). En este caso, siendo A el área de contacto de la fuerza normal con la superficie de deslizamiento, se puede expresar que la fuerza horizontal T en el plano de contacto muro-terreno sería:
En la expresión anterior téngase en cuenta que la fuerza normal sobre la resultante N‘ es la diferencia entre la suma de las fuerzas verticales W y la subpresión ejercida por el agua Fw , en su caso (ver Figura 1).
La fuerza horizontal T que se opone al deslizamiento es máxima en el instante mismo del deslizamiento. Si B‘ es el ancho eficaz de la zapata del muro en contacto con el terreno (no se tiene en cuenta la parte de la zapata «despegada» del terreno, ver Figura 2), la fuerza horizontal máximaTmáx que se opondrá al deslizamiento por metro lineal de muro sería la siguiente:
Figura 2. Ancho eficaz B‘ de la zapata.
Si esta fuerza horizontal máxima Tmáx no fuese suficiente para equilibrar las fuerzas horizontales sobre el muro (E’a + E1,w ), entonces se tendría que recurrir a una resistencia adicionalR que puede proceder de la movilización de una parte del empuje pasivo que actúa sobre la puntera de la zapata del muro E’pun , del posible empuje hidrostático sobre la puntera E2,w o bien de posibles fuerzas exteriores al sistema muro-terreno. Se recomienda que R ≤ 0,10·H , siendo H la fuerza horizontal.
Además, en el caso de tenerse en cuenta el empuje pasivo efectivo sobre la puntera (o bien sobre una zarpa o tacón de la zapata, para incrementar dicho empuje pasivo, ver Figura 3) hay que garantizar que se moviliza la deformación suficiente y que su valor se debe minorar por un coeficiente de 1,5, que sería E’p admisible. Por otra parte, si se tiene en cuenta dicho empuje pasivo , se debería garantizar la permanencia del terreno sobre la zapata. Está del lado de la seguridad no considerar el empuje pasivo.
Figura 3. Aumento del empuje pasivo debido al tacón en la zapata del muro.
Todo lo anterior nos hace reflexionar sobre la importancia de definir en el proyecto del muro los parámetros resistentes del contacto muro-terreno. Dependiendo de la forma de preparación del contacto, se pueden considerar los siguientes:
Muros de hormigón ejecutados «in situ» contra el terreno → tan Φc = 0,8·tan Φ‘ y cc = c‘
Muros de hormigón prefabricado sobre materiales granulares → tan Φc = 0,6 y cc = 0
Muros sobre suelos arcillosos saturados: Hay que comprobar la situación de corto plazo → Φu = 0 y cu = 0,5 · Ru (siendo Ru la resistencia a compresión simple sin drenaje)
A falta de otros datos, se adopta como ángulo de rozamiento muro-terreno un valor de 2/3 del ángulo de rozamiento efectivo del terreno, es decir, Φc = 2/3 · Φ‘ . Es decir, siempre será el ángulo de rozamiento muro-terreno inferior al ángulo de rozamiento efectivo del terreno.
Por último, tendríamos que asignar un coeficiente de seguridad al deslizamiento Fd, como el cociente entre la máxima oposición que puede encontrar el muro al deslizamiento (Tmáx +E’p admisible) entre la fuerza estrictamente necesaria para evitarlo ( Tnec ). La fuerza estrictamente necesaria para evitar el deslizamiento debe ser la suma de fuerzas horizontales sobre el muro, incluido el empuje activo del terreno y posible la presión hidrostática sobre el trasdós del muro.
En combinación de acciones casi permanente, la «Guía de cimentaciones en obras de carretera» (Ministerio de Fomento, 2003), establece un coeficiente de seguridad frente al deslizamiento mínimo de 1,50.
REFERENCIAS:
IZQUIERDO, F.A. (2001). Cuestiones de geotecnia y cimientos. Editorial Universidad Politécnica de Valencia, 227 pp.
MINISTERIO DE FOMENTO (2002). Guía de Cimentaciones. Dirección General de Carreteras.
Hoy 22 de noviembre de 2019 ha tenido lugar la defensa de la tesis doctoral de D. Ignacio J. Navarro Martínez titulada «Life cycle assessment applied to the sustainable design of prestressed bridges in coastal environments«, dirigida por Víctor Yepes Piqueras y José V. Martí Albiñana. La tesis recibió la calificación de «Sobresaliente Cum Laude» por unanimidad. Presentamos a continuación un pequeño resumen de la misma.
Resumen:
La sostenibilidad ha ido adquiriendo una presencia relevante en nuestra sociedad desde su primera definición en 1987 por parte de la Comisión Brundtland. Desde entonces, la comunidad científica ha llevado a cabo importantes esfuerzos en el desarrollo de normativas, herramientas y criterios para lograr diseños en esa línea. A pesar de ello, estos esfuerzos no han sido suficientes para lograr trazar un futuro realmente sostenible a corto plazo. Como respuesta al estado actual e insuficiente de desarrollo, las Naciones Unidas han establecido recientemente los Objetivos de Desarrollo Sostenible, los cuales deben alcanzarse en 2030. En dichos Objetivos se atiende explícitamente al papel de las infraestructuras, que se revelan como elementos clave para asegurar la consecución de los mencionados Objetivos. Sin embargo, a pesar de las relevantes implicaciones del diseño de infraestructuras, y a pesar de que la mayoría de las infraestructuras están diseñadas para servir a un grupo significativo de personas durante un periodo intergeneracional de tiempo, el diseño sostenible y resiliente de infraestructuras todavía carece de una metodología estandarizada que considere sus ciclos de vida desde una perspectiva holística. En la actualidad, tanto las metodologías de evaluación del ciclo de vida ambiental como las económicas muestran un estado de desarrollo relativamente maduro. Sin embargo, la dimensión social todavía se considera en estado embrionario, comprometiendo por tanto el empleo de métodos de evaluación multidimensionales de la sostenibilidad.
Flamante doctor junto con el tribunal (Salvador Ivorra, Juan José del Coz y Julián Alcalá) y los directores de tesis (Víctor Yepes y José V. Martí)
La presente tesis propone una metodología extendida basada en la norma ISO 14040 de enfoque puramente medioambiental para evaluar la sostenibilidad del ciclo de vida de las infraestructuras mediante la consideración simultánea y coherente de las tres dimensiones de la misma, a saber, el medio ambiente, la economía y la sociedad. Se propone aquí una nueva metodología para evaluar las infraestructuras desde la dimensión social, integrando al mismo tiempo dichas evaluaciones en un marco basado en la norma ISO 14040. A continuación, se aplica una técnica de toma de decisión multicriterio para integrar las tres perspectivas. Con el fin de tener en cuenta las incertidumbres no probabilísticas implicadas en la asignación de pesos al emplear dichas técnicas, se propone aquí un nuevo enfoque neutrosófico para la determinación de los pesos resultantes de la aplicación de la técnica AHP con grupos de decisores. Se ha considerado como caso de estudio el diseño sostenible de un puente de hormigón pretensado en un entorno costero para construir la metodología propuesta. El enfoque holístico en la evaluación de la sostenibilidad de las infraestructuras se revela esencial frente a las habituales evaluaciones basadas únicamente en la consideración de la dimensión medioambiental. Se ha observado que el mantenimiento preventivo resulta más sostenible a lo largo del ciclo de vida en comparación con las estrategias de mantenimiento reactivo. Esta tesis proporciona una guía para el diseño sostenible de estructuras de hormigón, aunque la metodología sugerida puede aplicarse a cualquier tipo de infraestructura.
Referencias:
NAVARRO, I.J.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2019). Sustainability assessment of concrete bridge deck designs in coastal environments using neutrosophic criteria weights.Structure and Infrastructure Engineering, DOI: 10.1080/15732479.2019.1676791
NAVARRO, I.J.; MARTÍ, J.V.; YEPES, V. (2019). Reliability-based maintenance optimization of corrosion preventive designs under a life cycle perspective.Environmental Impact Assessment Review, 74:23-34. DOI:1016/j.eiar.2018.10.001
NAVARRO, I.J.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V.; GONZÁLEZ-VIDOSA, F. (2018). Life cycle impact assessment of corrosion preventive designs applied to prestressed concrete bridge decks.Journal of Cleaner Production, 196: 698-713. DOI:10.1016/j.jclepro.2018.06.110
NAVARRO, I.J.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2018). Social life cycle assessment of concrete bridge decks exposed to aggressive environments.Environmental Impact Assessment Review, 72:50-63. DOI:1016/j.eiar.2018.05.003
Structural design, in general, consists of an iterative process developed with base on the intuition and previous experience of the designer. This strategy makes the design exhaustive and makes difficult to obtain the best solution. In addition, usually only one design criterion is adopted, being usually cost or weight. If other issues are considered, such as the environmental impact or construction facility, a more complex problem need to be solved. In such context, the aim of this work is to present the development and implementation of a formulation for obtaining optimal sections of reinforced concrete columns subjected to uniaxial flexural compression, taking as objectives the minimization of the cost and the maximization of the constructability. The constraints of the problem are based on the verification of strength proposed by the Brazilian code ABNT NBR 6118/2014. To the optimization of the column section, Simulated Annealing optimization method was adopted, in which the amount and diameters of the reinforcement bars and the dimensions of the columns cross sections were considered as discrete variables. The total cost is composed of the cost of steel bars, concrete, and formworks, and the maximization of constructability is obtained by minimizing the total number of steel bars. The optimized sections were compared to those obtained considering only the cost as the objective function. To the example considered, it was observed that a significant reduction of the number of steel bars can be achieved with a small increase on the section cost.
KRIPKA, M.; YEPES, V.; GARCÍA-SEGURA, T. (2019). Otimização simultânea do custo e da constructibilidade de pilares em concreto armado. XL CILAMCE Ibero-Latin American Congress on Computational Methods in Engineering, 11-14 nov 2019, Natal/RN, Brazil.
El viaducto del río Ulla, es una obra de celosía tipo mixta propiedad del Ministerio de Fomento (Dirección General de Ferrocarriles), proyectado por IDEAM, construido por la UTE Dragados-Tecsa. Se inauguró el 30 de marzo del 2015. Este puente se convirtió en el récord del mundo en la tipología de celosía mixta de alta velocidad con tres vanos de 225 + 240 + 225 m que superan al del puente de Nantenbach sobre el río Main, en Alemania, que ostentaba el récord desde su conclusión en 1993 con 208 m de luz.
A continuación os paso una simulación en 3D realizada por la empresa PROIN3D del proceso constructivo propuesto para la ejecución de las cimentaciones del viaducto de río Ulla (Eje Atlántico de Alta Velocidad). Espero que os guste. Dura menos de 5 minutos.
También os dejo el artículo que describe el proceso constructivo de este puente singular, firmado por Francisco Miilanes, Miguel Ortega y Rubén A. Estévez, y que se publicó en la revista Hormigón y Acero.
Joseph Valentin Boussinesq. https://es.wikipedia.org/wiki/Joseph_Boussinesq
El matemático francés Joseph Valentin Boussinesq (1842-1929) desarrolló en 1885 una expresión matemática para obtener el incremento de esfuerzo en una masa semi-infinita de suelo debido a la aplicación de una carga puntual en su superficie. Dicha expresión se puede integrar para obtener soluciones para áreas cargadas. Para ello se supone que dicho semi-espacio es infinitamente grande, siendo un medio homogéneo, elástico lineal e isótropo.
Sabiendo que el terreno dista de ser un semiespacio de Boussinesq, se puede aplicar la Teoría de la Elasticidad para estimar los asientos producidos por una carga rectangular como pudiera ser la de una losa de cimentación o la de una zapata. Estos asientos pueden producirse instantáneamente o bien con el paso del tiempo, los llamados asientos de consolidación. El modelo elástico proporciona soluciones para una gran variedad de problemas, y si bien el comportamiento del terreno no es generalmente elástico, hoy día se dispone de una amplia experiencia respecto al uso y limitaciones.
Una de las grandes ventajas que presenta la hipótesis de que el terreno es elástico lineal es la validez del principio de superposición, cuyo enunciado dice que «si se tienen dos estados de tensiones y deformaciones correspondientes, al estado tensional suma le corresponde el estado de deformaciones suma«.
Para el cálculo de las deformaciones con la teoría elástica es necesario conocer el módulo de elasticidad o módulo de Young, E, así como el coeficiente de Poisson, γ. Sin embargo, según el Principio de Terzaghi, «las deformaciones en suelos se deben a la variación de las tensiones efectivas«, por lo que las ecuaciones de Hooke deben escribirse en términos efectivos. Es decir, se deben utilizar E‘ y γ‘, obtenidos en condiciones drenadas del suelo, es decir, a largo plazo. Este método sería válido para cargas de servicio o de trabajo, alejadas de la carga de rotura (factor de seguridad del orden de 3), que probablemente generen asientos elásticos. El método elástico será tanto más aceptable cuanto más se asemeje el comportamiento del suelo al del sólido lineal-elástico, como es el caso de los suelos granulares o las arcillas fuertemente sobreconsolidadas, bajo presiones normales de cimentación.
En las Tablas D.23 y D.24 del Código Técnico de Edificación se recogen valores orientativos de los módulos de elasticidad E‘ y del coeficiente de Poisson γ‘. En algunos casos no es posible trabajar con tensiones efectivas, por lo que en Geotecnia se hace en totales, utilizando unos parámetros elásticos en totales o aparentes.
Como un suelo saturado responde a corto plazo sin variar su volumen, ello supone un coeficiente de Poisson de 0,5 trabajando en tensiones totales. En ese caso se utiliza un módulo de elasticidad Eu denominado «módulo de elasticidad sin drenaje«. Este módulo es de difícil determinación, aunque se suele considerar Eu = 500·Cu, pero con errores del orden del 50%. Skempton recomienda adoptar como Eu el módulo secante correspondiente a una tensión aplicada igual al 65% de la tensión de rotura (coeficiente de seguridad F=3 en cimentaciones superficiales). Como los esfuerzos cortantes son iguales en tensiones totales o en efectivas, los módulos de rigidez G coincidirán, lo cual permite deducir Eu conocidos E‘ y γ‘ con la siguiente expresión:
Llegado a este punto, ¿cómo calculamos las deformaciones verticales al aplicar una carga sobre el terreno? Llamaremos «asientos» a dicha deformación vertical, distinguiéndose los «asientos instantáneos» los que ocurren a corto plazo, es decir, en condiciones sin drenaje. A ellos habría que sumar los asientos a largo plazo, en condiciones de drenaje, que son los «asientos de consolidación«. Por tanto, los asientos totales se calcularán con E‘ y γ‘ (condiciones drenadas, a largo plazo) y los asientos instantáneos con Eu y con γ = 0,5. La diferencia serán los asientos diferidos (semejantes a los de consolidación). Veamos ahora los cálculos.
Para cargas flexibles con forma circular, cuadrada o rectangular, el asiento bajo el centro de las mismas se obtiene con la siguiente expresión:
En la que B es el lado menor del área cargada y IS es un coeficiente de influencia que vale IS =1 en cargas circulares y IS =1,122 en cargas cuadradas. Para cargas rectangulares se puede obtener el asiento en una esquina con la fórmula anterior pero adoptando un coeficiente de influencia que viene dado por esta expresión, donde n=L/B:
El Cuadro 1 y la Figura 1 nos dan valores para este coeficiente de influencia.
Cuadro. Valores del coeficiente de influencia en función de L/B
Figura 1. Coeficiente de influencia en función de L/B
Aplicando el principio de superposición que permite la teoría elástica, el lector puede comprobar de forma sencilla que el asiento en el centro es el doble que en una de sus esquinas (Figura 2).
Figura 2. Principio de superposición para calcular el asiento en el centro de una carga rectangular por suma de cuatro asientos de cargas rectangulares en su esquina
Por último, en el caso de una carga rígida, como sería el caso de muchas zapatas, se considera que el asiento es uniforme e igual, aproximadamente, a 0,8 veces el asiento que se obtendría en el centro si fuese una zapata flexible. Es fácil comprobar que dicho asiento valdría.
Como recordatorio, habría que decir que la carga que se aplica en superficie en las fórmulas anteriores se debería cambiar por la carga o tensión neta en el caso de que la carga se aplique tras una excavación previa. Es decir, la carga a utilizar en las fórmulas es la diferencia entre la tensión aplicada en superficie y la existente en el terreno a la profundidad del plano de cimentación. Dicho de otra forma, hay que quitar de la carga total aplicada la correspondiente al peso del terreno excavado.
Se deja al lector inquieto calcular el asiento en el centro de una zapata rectangular de 2,50 m x 5,00 m que se cimenta sobre unas arcillas con un peso específico saturado de 22 kN/m3, con un módulo de elasticidad efectivo de 92,00 MPa y un coeficiente de Poisson efectivo de 0,5. La zapata se apoya a 2,00 m de profundidad y el peso propio que se le transmite es de 100 kN/m2.
Referencias:
DAS, B. (2005). Fundamental of Geotechnical Engineering – 2nd ed, Technomic Publishing Co.
GONZÁLEZ CABALLERO, M. (2001). El terreno. Edicions UPC, 309 pp.
GONZÁLEZ DE VALLEJO, L.I. et al. (2004). Ingeniería Geológica. Pearson, Prentice Hall, Madrid.
IZQUIERDO, F.A. (2001). Cuestiones de geotecnia y cimientos. Editorial Universidad Politécnica de Valencia, 227 pp.
