cobertes quadern 43 - aceweb.cataceweb.cat/web2015/wp-content/uploads/quaderns/Quaderns_e... · lucionant a la baixa i no hi ha cap indici, ni a curt ni a mig termini, que indiqui

Març 2012. Preu 9,00 €

Editorial Editorial

Los forjados de cerámica armada antes y después de la primera instrucción de cálculo a rotura

Conexiones estructurales, en hormigón, con barras a posteriori

V Congreso de ACHE

Visita de l’ACE i la UPC a la Basílica de la Sagrada Família Visita de la ACE y la UPC en la Basílica de la Sagrada Familia

Miscel.lània Miscelánea

Llista de membres de l’Associació Listado de miembros de la Asociación

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EditaAssociació de Consultors d’Estructures (ACE)Quaderns d’Estructures (Dijous a l’ACE)Número 43Març 2012Preu de l’exemplar: 9,00 €

JUNTA DIRECTIVAPresidentDavid Garcia i CarreraVicepresidentAntoni Blázquez i Boya SecretariJosep Baquer i SistachTresorerXavier Mateu i PalauÀrea QualitatMartí Cabestany PuértolasÀrea CulturalEmma Leach i CospÀrea FormacióCesc Aldabó FernándezÀrea TècnicaJorge Blasco MiguelÀrea ProfessionalEnric Heredia Capmany -GaudetÀrea SocialMiquel Rodríguez NiedenführGerentSandra Freijomil i TramuntEquip de RedaccióSandra Freijomil i Tramunt Emma Leach i CospXavier Mateu i PalauPublicitatAna Usea i GaríTel. 93 459 33 30Col.laboradors d’aquest númeroA. Blázquez, R. M. Buadas, M. Cabestany, D. Garcia, J. R. Goitia. E. Heredia, A. Lecha, P. López, C. Romea, A. VilàMaquetació i produccióBaberNúm. d’exemplars 750

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

Sumari

Redacció i Administració:Jordi Girona 31, edifici Til·lers08034 Barcelonatel. 93 401 18 88 / fax 93 401 56 72e-mail: [email protected]: www.consultorsestructures.orgHoraris d’oficina:dilluns a divendres (9 a 14 hores)

La redacció de la revista no es fa responsable de les opinions, textos i imatges dels autors dels articles.

Pàg. 22 33 Conexiones estructurales, en hormigón, con barras a posteriori

Departament d’Enginyeria de Hilti Espanyola

Pàg. 30 44 V Congreso de ACHE

Projecte de rehabilitació de la casa Bellesguard d’Antoni Gaudí Proyecto de rehabilitación de la casa Bellesguard de Antoni Gaudí David Garcia, Martí Cabestany i Amparo Lecha

Edificio de oficinas en el distrito 22@ de Barcelona Antoni Blázquez, Andreu Vilà, Pablo López i Rosa Maria Buadas

Pàg. 45 55 Visita de l’ACE i la UPC a la Basílica de la Sagrada Família Visita de la ACE y la UPC en la Basílica de la Sagrada Familia

Carles Romea

Pàg. 47 66 Miscel.lània Miscelánea

Pàg. 50 77 Llista de membres de l’Associació Listado de Miembros de la Asociación

Pàg. 5 22 Los forjados de cerámica armada antes y después de la primera instrucción de cálculo a rotura

Juan Ramón Goitia

Pàg. 2 11 Editorial Editorial Enric Heredia

2

EditorialEnric Heredia

1

A l’ACE hi ha una llei no escrita, però sens dubte certa: l’últim membre que s’incorpora a la junta es fa responsable de l’Àrea Pro-fessional. En aquest cas he estat jo el vocal escollit.

Aquesta àrea, en què ja hi estic col·laborant de fa temps, gestiona temes tan delicats com els honoraris, les assegurances, les ei-nes professionals, etc. Es a dir, tot allò que necessitem per desenvolupar la nostra tas-ca com a consultors d’estructures de forma professionalitzada.

Enguany, ens hem proposat fer el seguiment de temes ja oberts, concretament l’esta-dística de costos professionals i la recerca d’una assegurança que sigui adient per a la nostra activitat professional. També s’ha obert una nova línia de treball de cara a es-tudiar el possible abaratiment de costos, en tot allò que ens afecta com a col·lectiu (hardware, software, material d’oficina, forma- ció, etc.). Voldríem aprofitar el gran potencial de l’ACE i gestionar-lo, en la mesura del pos-sible, com a central de compres.

És clar que el sector es troba, expressat en termes de resistència de materials, en plena zona plàstica. Quan s’alleugereixin les tensions i l’economia del país es redre-ci, no tornarem al punt d’origen: les coses hauran canviat i probablement seguiran can-viant al llarg dels propers anys.

Som cons cients que la nostra dependència del mercat és quasi total, i la nostra capaci-

tat d’incidir-hi molt minsa. Això ens indica que hem de buscar les fórmules per adap-tar-nos a la situació tot esperant temps més favorables que sens dubte hauran d’arribar.

Ningú no té la recepta màgica que permeti sortir de la crisis, però sí que podem intuir quines són les formes per a poder suportar la pressió de la manca de feina: baixar cos-tos interns prescindint de tot el que sigui prescindible (sense rebaixar la qualitat de la nostra feina), ampliar serveis professionals (sense rebaixar el grau d’especialització ni els honoraris) i professionalització, utilitzant totes les eines i experiència que tenim al nostre abast.

El sector de l’arquitectura, enginyeria i cons-trucció, i d’altres sectors de l’economia, es-tan patint probablement la pitjor crisis dels darrers cinquanta anys. El mercat està evo-lucionant a la baixa i no hi ha cap indici, ni a curt ni a mig termini, que indiqui cap recu-peració en el nostre entorn. Les previsions més favorables apunten cap a una lleugera tendència a la recuperació a mitjan 2013. Per tant, sabem quina és la situació en què ens trobem: una crisi fortíssima; a quina velocitat anem: en el millor dels casos po-dem dir que estem estancats per no dir que anem enrere. Tan sols resta una tercera va-riable que sí que depèn de nosaltres i ens ha de determinar el futur, el rumb.

Quin és el rumb de l’ACE? Davant els con-flictes entre diferents organismes repre-sentatius dels col·lectius professionals, que

3EditorialEditorial

defensen les seves atribucions professio-nals amb l’únic aval de la titulació univer-sitària, nosaltres apostem per l’acreditació (experiència, coneixements i controls de qualitat) com a aval útil, eficaç i creïble en un mercat molt competitiu.

Davant la feina escassa, apostem per am-pliar els nostres serveis: algunes tasques que fins ara no ens havíem plantejat desen-volupar, ara poden ser una bona eina com a activitat professional del consultor d’es-tructures (diagnosi, plans i programes de control de qualitat, plans d’obra en fase d’es-tructures, major implicació en l’execució de l’obra, etc.).

Davant l’actuació de tècnics no especialis-tes, apostem per l’aportació de màxima es-pecialització en el camp de les estructures.

La internacionalització es planteja com de difícil viabilitat per a la immensa majoria dels socis de l’ACE, excepte comptades ex-

cepcions. Hi ha raons diverses però de mo-ment, res no fa pensar que les coses can-viïn en aquest sentit.

La rehabilitació és i serà una de les princi-pals vies de feina per als propers anys. Ben segur que hi haurà molts tècnics, no massa experimentats, que voldran intervenir en ac-tuacions que afectin les estructures dels edificis existents.

Des de l’ACE es voldria reivindicar el grau d’especialització dels seus associats en aquesta matèria, com a garantia d’actua- ció professional en els immobles que cal rehabilitar. Per tal d’enfortir encara més la nostra presència, com especialistes d’es-tructures, hem d’aprofitar la Comissió de Rehabilitació, en què hi participen molts as-sociats numeraris i protectors, per impulsar protocols, guies, eines, que augmentin la nostra professionalitat en aquest àmbit de present i futur.

Ànims a tothom!

EDITORIAL

Enric Heredia

En la ACE hay una ley no escrita, pero sin duda cierta: el último miembro que se incorpora en la junta se hace responsable del Área Profesional. En este caso he sido yo el vocal elegido.

Esta área, en la que ya estoy colaborando desde hace tiempo, gestiona temas tan delicados como los honorarios, los seguros, las herramientas profesionales, etc. Es decir, todo aquello que necesitamos para desarrollar nuestra labor como consultores de estructuras de forma profesionalizada.

Este año, nos hemos propuesto hacer el seguimiento de temas ya abiertos, concretamente la estadística de costes profesionales y la búsqueda de un seguro que sea adecuado para nuestra actividad profesional. También se ha abierto una nueva línea de trabajo, de cara a estudiar el posible abaratamiento de costes en todo aque

llo que nos afecta como colectivo (hardware, software, material de oficina, formación, etc.). Quisiéramos aprovechar el gran potencial de la ACE y gestionarlo, en la medida de lo posible, como central de compras.

Está claro que el sector se encuentra, expresado en términos de resistencia de materiales, en plena zona plástica. Cuando aligeren las tensiones y la economía del país se enderece, no volveremos al punto de origen: las cosas habrán cambiado y probablemente seguirán cambiando a lo largo de los próximos años.

Somos conscientes de que nuestra dependencia del mercado es casi total y nuestra capacidad de incidir muy escasa. Esto nos indica que debemos buscar las fórmulas para adaptarnos a la situación en espera de tiempos más favorables que sin duda tendrán que llegar.

Nadie tiene la receta mágica que permita salir de la crisis, pero sí podemos intuir cuáles son las formas para poder soportar la presión de la falta de trabajo: bajar costes internos prescindiendo de todo lo que sea prescindible (sin re bajar la calidad de nuestro trabajo), ampliar

4 EditorialEditorial

servicios profesionales (sin rebajar el grado de especialización ni los honorarios) y profesionalización, utilizando todas las herramientas y experiencia que tenemos a nuestro alcance.

El sector de la arquitectura, ingeniería y construcción, y de otros sectores de la economía, están sufriendo probablemente la peor crisis de los últimos cincuenta años. El mercado está evolucionando a la baja y no hay ningún indicio, ni a corto ni a medio plazo, que indique ninguna recuperación en nuestro entorno. Las previsiones más favorables apuntan hacia una ligera tendencia a la recuperación a mediados del 2013. Por lo tanto, sabemos cuál es la situación en que nos encontramos: una crisis fortísima; a qué velocidad vamos: en el mejor de los casos podemos decir que estamos estancados por no decir que vamos atrás. Tan solo queda una tercera variable que sí depende de nosotros y nos ha de determinar el futuro, el rumbo.

¿Cuál es el rumbo de la ACE? Ante los conflictos entre diferentes organismos representativos de los colectivos profesionales, que defienden sus atribuciones profesionales con el único aval de la titulación universitaria, nosotros apostamos por la acreditación (experiencia, conocimientos y controles de calidad) como aval útil, eficaz y creíble en un mercado muy competitivo.

Ante el trabajo escaso, apostamos por ampliar nuestros servicios: algunas tareas que hasta ahora no nos habíamos planteado desarrollar, ahora pueden ser una buena

herramienta como actividad profesional del consultor de estructuras (diagnosis, planes y programas de control de calidad, planes de obra en fase de estructuras, mayor implicación en la ejecución de la obra, etc.).

Ante la actuación de técnicos no especialistas, apostamos por la aportación de máxima especialización en el campo de las estructuras.

La internacionalización se plantea como de difícil viabilidad para la inmensa mayoría de los socios de la ACE, salvo contadas excepciones. Hay razones diversas pero de momento nada hace pensar que las cosas cambien en este sentido.

La rehabilitación es y será una de las principales vías de trabajo para los próximos años. Seguro que habrá muchos técnicos, no demasiado experimentados, que querrán intervenir en actuaciones que afecten a las estructuras de los edificios existentes.

Desde la ACE se quiere reivindicar el grado de especialización de sus asociados en esta materia, como garantía de actuación profesional en los inmuebles a rehabilitar. Para fortalecer aún más nuestra presencia, como especialistas de estructuras, debemos aprovechar la Comisión de Rehabilitación, en la que participan muchos asociados numerarios y protectores, para impulsar protocolos, guías, herramientas, que aumenten nuestra profesionalidad en este ámbito de presente y futuro.

¡Ánimos a todos!

• REPARACIÓN Y REFUERZO DE ESTRUCTURAS

• RECALCE DE CIMENTACIONES

• REHABILITACIÓN INTEGRAL DE EDIFICIOS

• CONSTRUCCIÓN OBRA NUEVA

• IMPERMEABILIZACIÓN DE TÚNELES, CANALES Y MINERÍA

CONSTRUCCIONES, APLICACIONES Y REFUERZOS S.A. (C.A.R.S.A.)De Lo Gaiter del Llobregat, 125-12708820 El Prat de LlobregatTel. 93 478 61 60 - Fax 93 478 32 70e-mail: [email protected]

5

2 Los forjados de cerámica armada antes y después de la primera instrucción de cálculo a roturaJuan Ramón Goitia

ORÍGENES

No parece probable que volvamos a construir forja-dos cerámicos como los tratados en este trabajo, al menos con las condiciones de control de materiales y ejecución de aquellos años de la posguerra y del pos-terior desarrollo, pero sí que los encontramos en las tareas de rehabilitación de edificios con cierta edad.

Como es difícil rehabilitar lo que no se conoce y como un trabajo que explique a quien no tiene más de 60 años, o no armo nunca un forjado cerámico, es como para la comisión de rehabilitación de la ACE empiezo a recordar y escribir sobre lo que se hacía con la cerámica 1 el acero. Espero que sirva como guía para analizar con un poco de cara y ojos y no únicamente diciendo aquello de «... se comprobará que los coeficientes de seguridad sean menores que los que marca la norma XXXX...».

trabajar era habitual su uso tanto sobre paredes de carga como sobre vigas metálicas o de HA.

Mucho antes de esta época ya era general el uso de los llamados «forjados de ladrillo armado» que se hacían a base de piezas de tochana o su equivalente en España, armados en una o dos direcciones car-gando sobre paredes o vigas.

Una mejora importante vino a raíz de que varias em-presas se dedicaron a patentar forjados a base de piezas cerámicas con formas más o menos ingenio-sas y que presentaban un acabado inferior más plano y regular que los «tochatechos», citaré el SIGMA y en el libro del Sr. Ibáñez se menciona el ÚNICO.

Hacia el año 1969 se añadía una chapa de hormigón que aumentaba la rigidez en su plano aunque no se colocara mallazo.

Había de todos tipos y formas, por ejemplo:

• Con un nervio para hormigonar que se forma al unir dos piezas y a veces con una pestaña, dejando el acero oculto al estar tapado por la cerámica, desde el punto de vista de protección ante incendio están en buenas condiciones pues la cerámica cuenta a la hora de aislar del calor.

• Con una única pieza resistente que disponía de dos canales en su parte inferior en la que se aco-modaban sendas barras de acero, al estar en con-

Figura 1.

Figura 2.

Es decir, me «mojaré» con casos concretos y su de-sarrollo.

Me gustan más los números que la letra y por eso desarrollaré varios ejemplos tal como lo hacíamos, mencionando las Normas en vigor en aquella época y algún artificio para acabar el análisis o peritaje.

Mi primer contacto con estos forjados fue en el año 1969 ya que en la empresa donde empecé a

6 Los forjados de cerámica armada antes y después de la primera instrucción de cálculo a rotura.

tacto con el exterior su seguridad frente al incendio no era tan buena. A este tipo corresponde el ejem-plo real que se analiza más tarde.

• Se podían combinar nervios y bovedillas o bien ha-cer un forjado solo con un nervio junto a otro y sin bovedilla en función de las solicitaciones actuantes o de la calidad que se pretendía dar al forjado.

NORMATIVA

Ejemplo suelto de normativa francesa como en «Trai-te de béton armé» volumen 4 de A. Guerrin, pág. 302.

Lo mismo para la alemana como en «Problemas re-sueltos de HA» de L. Klindt, pág. 117.

De España: «Instrucción para el proyecto de obras de hormigón del año 1949».

Se pueden obtener datos interesantes como:

• En el artículo 10 se citan dos tipos de acero para armado, corriente y «especial».

• En el artículo 12 se definen cuatro tipos de hor-migones en probeta cilíndrica de 60 - 85 - 130 y 150 kp/cm2.

• En el artículo 27 se indica la forma de calcular el coeficiente de equivalencia 5 2.000/Rcil.

Es decir:

— 15 para Rcil 120.



• En el artículo 30 se fijan las resistencias a tracción 1y cortante como — ? R2

cil y en forma de tabla se 2

dan los valores siguientes:

Rcil 120 160 200

Tensión admisible 40 53 66

Resistencia a tracción y cortante 12 15 17

Tensión admisible 4 5 5,5

• El artículo 32 trata de las tensiones de adherencia en acero normal o especial y pletinas / perfiles de valor:

«Normas para la aplicación del Decreto sobre las restricciones de hierro en la edificación del 11 de marzo de 1941»

Normas para el proyecto y ejecución de forjados de ladrillo armado limitando su uso para cargas puntua-les de más de 750 kp o de carácter dinámico:

• Artículo 3: recubrimientos.

• Artículo 4: capa de hormigón de no menos que 3 cm.

• Artículo 9: tensiones admisibles en ladrillo de 175 kp/cm2 y mortero 120 kp/cm2.

— Cargas de trabajo.

— 1/6 de la tensión de rotura del ladrillo.

— 1/3 del coeficiente de rotura del mortero y hor-migón. No excederán ambas de 40 kp/cm2.

— Acero 1.200 kp/cm2.

• Artículo 10: esfuerzos tangenciales.

— Se usará la formula t 5 Q/(b0 ? z) donde Q es el esfuerzo cortante máximo.

— b0 el ancho mínimo en la sección correspon-diente descontados los huecos y z el brazo de palanca de la sección de HA.

— Es decir, haremos trabajar todos los tabiquillos tal como dice la Norma.

— Se limita a 3 kp/cm2 la tensión de cortante.

• Artículo 11: forjados en una dirección.

— Luz distancia entre apoyos más canto de la placa.

— Canto mínimo distancia entre puntos de mo-mento nulo/30.

— En placas continuas (4/5) ? luz/30.

— En cubiertas de solo mantenimiento distancia entre puntos de momento nulo/40.

En general todas las Normas españolas son calca-das a las DIN y se puede consultar algo más de docu-mentación en los libros:

• B. Loser, pág. 279, donde explica la norma DIN 1046 y fija dos tensiones para el acero 1.200 kp/cm2 para canto < 16 cm y 1.400 para canto .16 cm.

• Kersten. Construcciones de HA donde figura el Re-glamento de la comisión alemana de hormigón ar-mado de 1932, fijando la tensión mínima para el ladrillo en 175 kp/cm2 y la máxima a emplear la de rotura/6 pero no más de 40 kp/cm2.

• M. Company. Cálculos de construcción en la pági- na 74 donde figuran cálculos con la tochana cata-lana.

120 160 200

Normales 6 7 8

Especiales 7,5 8,7 10

Pletinas/perfiles 4,5 5,2 6

7Los forjados de cerámica armada antes y después de la primera instrucción de cálculo a rotura.

• Arredondo. Estudio de materiales «cerámica y vi-drio» que en la página 123 y siguientes dice entre otras cosas:

«Todo el éxito del sistema tiene su origen en la uti-lización racional de tres cualidades de la cerámica, que son:

— Resistencia a la compresión.

— Resistencia a la tracción.

— Capacidad de absorción de agua.

De los numerosos ensayos de resistencia de la ce-rámica en dirección paralela a sus huecos se dedu-ce una elevada resistencia media a compresión, de más de 350 kp/cm2, y a tracción un quinto de este valor.

Es indudable que esta propiedad es francamente utilizable.

También de los ensayos se deduce que «los tabiqui-llos hacen la función de estribos en HA realizando una ligazón perfecta entre las zonas de tracción y compresión...».

Durante algunos meses, a partir del año 1968, se hizo servir el viejo método, pues hace falta un espa-cio de tiempo para habituarse, técnicos y personal de las obras, a los métodos de cálculo en rotura.

La aplicación de la norma del 68 supuso la elimina-ción de ganchos en casi todas las barras y el uso de aceros de mayor límite elástico que daban como resultado menores cuantías de acero.

Era normal que al preguntarte los ferrallistas sobre la calidad y fiabilidad de aquellos planos de nuevo cuño que los hacía un chaval recién salido del cas-carón y contestarles que los habías calculado con el método «a rotura» te contestaran: «¡Cacho ma-món, que no se nos rompan, repasa bien los te-beos!».

MATERIALES Y SEGURIDAD

• Acero: había dos tensiones admisibles a utilizar 1.200 y 1.400 kp/cm2 donde la primera era la mi-tad del límite elástico del llamado acero dulce.

• Hormigón: la tercera parte de la resistencia del hor-migón aunque procurábamos ajustarse a los valo-res 40 - 50 - 60 kp/cm2 que eran los que figuraban en las tablas disponibles en los libros de la época y sin libro estabas perdido.

Las solicitaciones no se mayoraban.

• Para la cerámica se partía de 175 kp/cm2 aplicán-dole coeficientes apropiados para obtener las ten-siones admisibles a compresión y cortante.

Para el coeficiente de equivalencia se tomaba en las tablas el valor de 15.

CÁLCULO DE SOLICITACIONES

Generalmente al cargar sobre paredes de ladrillo de 15 cm era difícil conseguir continuidad en las vigue-tas (pues las barras llevaban gancho). Esto obligaba a calcular cada paño como isostático quedando las viguetas desalineadas.

Este detalle hace dudoso el peritar como contínuas la mayoría de estos forjados, siendo necesario, de todas formas, comprobar este extremo pues quizás tengan un pequeño tanto por ciento de continuidad. Se puede consultar el artículo 23 Enfrentamiento de nervios de la EFHE y si el forjado tiene barras superio-res, arañar algo de momento negativo.

La única excepción eran los voladizos que de otro modo serían mecanismos inestables.

• Miguel ibáñez garcía. Prácticas sobre determina-ción gráfica de esfuerzos intermedios y cálculo de estructuras, nada menos que del año 1956 que en la página 275 y siguientes desarrolla un ejemplo de vigueta de tres tramos con momentos positivos y negativos. No entra en el cálculo del cortante y se pueden seguir los pasos de comprobación de ten-siones, no así el armado que lo da por definido, aunque con las tablas del libro del Sr. Moral (que luego citaré) se pueden comprobar.

Quizás en los DTU franceses haya documentación adicional y útil.

Se armaban usando el método clásico aunque tam-bién podía hacerse en rotura según las Instruccio-nes del 68 y 73, está en su artículo 43.3 Condiciones para los forjados y en el apartado c comenta como aprovechar los tabiquillos de la cerámica unidos al hormigón.

Figura 3.


Caso de ser tramos hiperestáticos se aplicaba el mé-todo de Cros aunque había quien usaba métodos «suficientemente sancionados por la práctica» del tipo p ? l2/10 para positivo si había alguna coacción en los apoyos.

Yo he sido testigo de veteranos técnicos, y también sus alumnos aventajados, que calculaban a «ojíme-tro» y así nunca faltaba en la obra un plano pues si esto sucedía y se plantaba el encargado en la oficina pidiendo los armados de la planta X con rapidez el experto le decía «tome nota Francisco, las viguetas de 4 m 1[10 1 1[12 y las de 5 m 1[14 1 1[12, si tiene REAS los pone y el [ 14 pasa a ser del [ 12» ¡he dicho!

Pero como nunca actué «a ojo de buen cubero» vere-mos la forma en la que se armaban las losas cerámi-cas y las de ladrillo armado, así como la forma de peritar en caso de rehabilitación, es decir, los proble-mas directo e inverso.

También se empezaron a usar métodos de Rótulas plásticas para los forjados, sobre todo, a partir de la aparición del libro de Javier Lahuerta «cálculo de los forjados por el método de las rótulas plásticas» pues se suavizaba en parte el problema de tratar momen-tos negativos elevados.

ARMADO DE SECCIONES

Se usaba el método clásico y, yo en particular, el libro Hormigón armado de F. Moral que en la página 154 presentaba una tabla donde entrando con los valores que aparecen en la figura 4.

Tensión del acero 900 - 1.000 - 1.200 - 500 y tensión admisible del hormigón se obtienen R... T... MU... coeficientes que permiten fijar el canto estricto y la armadura correspondiente para esas tensiones admi-sibles.

El canto mínimo para la solicitación era entonces:

M h 5 r ? —— b

A este canto correspondía una sección de acero de valor:

M t ? —— b

Como canto total se tomaba H 5 h 1 2 o 3 cm pero, en general, mandaban los huecos para alojar las ar-maduras, allí se colocaban las barras y no había otra opción.

Forma de armar un forjado

Una vez calculadas las solicitaciones, y con el mo-mento positivo máximo se determinaba el canto es-tricto según las tablas y podía suceder:

a) Canto del forjado menor que el obtenido. Estamos ante un caso de canto escaso que requiere arma-dura comprimida y, como en los cerámicos, no se podían colocar, había que tomar un canto mayor en el catálogo y volver a probar. En otras, en los forjados de hormigón, se podía colocar la armadu-ra comprimida usando las tablas de Geyer que también figuran en el citado libro.

b) Canto igual al calculado, colocar la armadura para este canto estricto.

Figura 4.


c) Canto menor que el del forjado en cuyo caso se h procedía a calcular el valor de r, r 5 ——— y en- M —— b

trando en la tabla Moral a su izquierda figuraba la tensión de trabajo en la fibra más comprimida y a su derecha el valor de t que permitían calcular la sección de acero.

También figuran datos para calcular la profundi-dad de la línea neutra (LN).

Las tablas se han preparado suponiendo que el acero trabaja a su tensión máxima de trabajo, mientras que la tensión del hormigón aumenta según la profundidad de la línea neutra, alcanzan-do el valor máximo en el caso de dimensiona-miento estricto.

También se podía pasar página y en la 156 estaba la tabla VII que daba la armadura necesaria según la tensión del hormigón adoptada; por ejemplo:

• Para 50 kp/cm2: fa 5 M/(10 ? H)

• Para 60 kp/cm2: fa 5 M/(9,8 ? H)

• Para 70 kp/cm2: fa 5 M/(9,7 ? H)

Esta fórmula simplificada te podía salvar en caso de no tener a mano el libro sabio.

Hoy en día lo más lógico es hacerse un programa con cualquier tipo de hormigón, acero y valor de N tal como el que se adjunta y que nos servirá para com-parar con lo calculado a mano.

Lo anterior es válido para los forjados industrializa-dos tipo SIGMA o similares.

Así se calcularon multitud de obras sin aparentes problemas y es más, según parece, aguantan como «leones» después de más de 50 años y a pesar de tener unos cantos realmente escasos, si los compa-ramos con lo que hoy se usa.

Pero como no hay milagros, y menos en el caso de forjados, es importante que las bovedillas no estén rotas ni substituidas para su buen funcionamiento (remember Arredondo) y solo así contaremos con la ayuda de la cerámica.

También puede ayudar que tengamos un hormigón envejecido con una mayor resistencia a compresión, pero ¡eso sí! los malos hormigones, como los malos vinos, no envejecen bien y eso también hay que te-nerlo en cuenta.

En los ejemplos tomados de libros de la época y al calcular la profundidad de la línea neutra no parecía preocuparles que esta cayera en la zona de cerámica con todos sus tabiquillos y huecos.


Y tal como un ilustre entrenador galáctico-lechero-lu-sitano se preguntaba «pero, ¿por qué?; pero, ¿por qué?», resulta que:

a) Yo también dudo e intento ir un paso más allá analizando la sección homogeneizada a material hormigón y observando las tensiones obtenidas.

b) Si son parecidas a las que sirvieron de base para dimensionar OK, en caso contrario al menos tie-nes un criterio más.

Pero también nos podemos encontrar con un techo tochanero. Y ahora ¿cómo procedemos?

Pues siguiendo estas normas y observaciones:

• Podían llevar o no capa de compresión de dos o tres centímetros de hormigón.

• Las capas de mortero no se tenían en cuenta para resistir solicitaciones.

• Para más de cinco centímetros de capa se ha de calcular como sección de HA y sin contar con la cerámica.

• La tensión máxima estaba limitada a 40 kp/cm2 tanto en cerámica como en hormigón siempre que la línea neutra no cortara los tabiquillos (tabla 1).

Si sucedía esto último, se usaba la tabla de Roll, en la que entrando en abscisas con la relación (ancho máximo) / (ancho descontando huecos del ladrillo) y en ordenadas con (grueso tabique de la cerámica) / (canto útil) se obtiene un coeficiente que multiplicado por 40 nos da la tensión máxima a utilizar.

Con esta tensión se entra en la tabla Moral, se com-prueba canto mínimo, y si esta comprobación es satis-factoria se arma y calcula la tensión de corte.

CORTANTE Y FLECHA

Como en el método clásico, se admitía una tensión de 3,00 kp/cm2 para no colocar estribos y dar por bueno el módulo probado.

Esta tensión era el cociente entre cortante máximo y el producto de la base del forjado por el brazo mecá-nico.

El brazo mecánico es la distancia entre los centros de gravedad de la armadura y la zona comprimida.

Para el ancho de la sección se tomaba la de hormi-gón más los anchos de los tabiquillos verticales de la pieza cerámica que forma el nervio (no la bovedilla).

Para la flecha se tomaban los cantos recomendados por las Normas españolas que eran escasos compa-rándolos con los hoy vigentes.

DETALLES CONSTRUCTIVOS

Buscando en el baúl de los recuerdos he dado con los planos de una obra real del año 1970 en el que figura una sección del forjado SIGMA para emplear en una cubierta no transitable.

También figuran los datos de cálculo justificativos que analizaré tanto para el método inverso como para el directo.

Tabla 1. Coeficientes ficticios de trabajo para s 5 1 200 / 40 kg/cm2.

Valores de k

(18) sh1 5 k sh

b1 / b 5 b 5 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60

d1/h 5 d 5 0,275 0,986 0,986 0,989 0,989 0,990 0,990 0,992

0,250 0,972 0,975 0,978 0,979 0,981 0,983 0,985

0,225 0,954 0,957 0,961 0,965 0,966 0,970 0,975

0,200 0,931 0,934 0,941 0,946 0,950 0,956 0,961

0,175 0,902 0,909 0,916 0,924 0,930 0,938 0,944

0,150 0,867 0,878 0,889 0,897 0,907 0,916 0,927

0,125 0,827 0,842 0,855 0,867 0,878 0,892 0,903

0,100 0,782 0,797 0,813 0,830 0,846 0,862 0,878

0,075 0,726 0,748 0,768 0,739 0,809 0,830 0,849


Comentar que para la construcción de este tipo de forjado se procedía así:

• En el suelo se formaba un lecho de arena con una convexidad que permitía en el centro una altura de uno a dos centímetros que sería la contraflecha del forjado.

• Sobre este lecho se colocaban «boca abajo» las piezas cerámicas unidas con mortero de cemento hasta llegar a la luz marcada en el plano, acabán-dose con una pieza tipo «pico de flauta».

• Sin solución de continuidad en el tiempo se coloca-ban las barras de acero en los huecos «ad hoc» re-llenos de mortero de cemento portland.

• Se restregaban las barras hasta que quedaban bien rodeadas de mortero.

• Se dejaban fraguar y secar hasta el día de colocar-las en obra.

• Una vez colocadas y apuntaladas se vertía el hor-migón de relleno de senos y ¡a otra cosa mariposa!

COMPROBARLOS HOY EN DÍA

Conociendo el canto total y útil, la capa de compre-sión y sección, y calidad de la armadura traccionada, se pueden obtener las tensiones en el acero y hormi-gón con las fórmulas para secciones fisuradas que nos da la EHE-08.

Si queremos acercarnos al cálculo original tomare-mos para N el valor 15.

Si nos parece mejor otra opción podemos calcular el N a introducir para hormigones con diferentes re-sistencias basándonos en lo indicado por la Norma de HA.

Con las tensiones obtenidas volveríamos a entrar en las tablas del Moran y comprobar la sección de acero

que no deberá ser muy lejana a la colocada para dar por bueno el cálculo. Caso contrario estamos ante una sección mal armada tanto por exceso como por defecto.

Otra opción, hoy en día inexcusable, es calcular en ro-tura para obtener el coeficiente de seguridad y com-parar con lo indicado por el cálculo clásico para cerrar el peritaje. Es difícil que la línea neutra de tensiones suba de tres centímetros en un forjado bien diseñado y, por tanto, siempre que tengamos un forjado con capa de 2 o 3 cm estaremos en condiciones de apli-car el cálculo en rotura bien parábola rectángulo o momento tope.

En clásico si tenemos un acero de adherencia mejo-rada pasaremos la sección de capacidad mecánica equivalente de acero dulce a fin de poder usar las tablas Moral.

Queda la opción de trabajar con la sección homoge-neizada transformando tanto cerámica como acero a equivalente de hormigón (o bien todo a cerámica o todo a acero). En algún ejemplo aplicaré esto último como una herramienta más refinada y tan solo a fin de comparar resultados.

EJEMPLOS RESUELTOS

Con forjado SIGMA ejemplo real del año 1970

• Partiendo de:

Hormigón 225, Acero 1.200, N 5 15

Luz libre: 5,7 f Luz cálculo 1,05 ? 5,7 5 6,00 m

Carga por ml 550 kp f Momento 5 2,48 m?t.

h 18Calculando el valor de r 5 ——— 5 ———— 5 M 2.480 —— b5 0,36; con este valor en la tabla Moral se obtienen:

Figura 5.


Tensión hormigón 47 kp/cm2 y t 5 0,263 f Acero necesario: 0,263 ? 2.480 5 13,09 cm2 pml, es una sección con canto mayor que el estricto.

Con la fórmula de la tabla VII 2.475/5 5 495 m?kp cada 20 cm.

Acero 5 495/(9,7 ? 20) 5 2,55 cm2 ? 5 5 12,76 cm2

Colocaremos 5 barras de 14 mm 1 5 barras de 10 mm 5 11,63 cm2.

Para llegar a lo necesario añadiremos 5 barras de 6 mm en los canalillos centrales.

• Armado en rotura

Mu 5 1,5 ? 2,475/(0,182 ? (2.250/1,5)) 5 0,076 f f v 5 0,0818 f A ? fyd 5 22,08 t

Acero a colocar 5 22,08 ? 1,10/(2 ? 1,20) 5

5 10,12 cm2 pml, es decir, un 77 % del clásico.

Cortante de cálculo 5 1,65 2 (0,33 ? 0,55) 5 1,47 t

t medio: 1.468/(3,5 ? 5 ? 15,62) 5 5,37 kp/cm2

Admisible: 0,03 · 225 · 0,85 5 5,73 kp/cm2, luego OK.

He sido optimista al tomar el valor de 0,85 en la fórmula anterior pues no he contado con los tabi-quillos al contar el ancho de la pieza. En el libro MMM cuarta edición página 102 figuran los que en aquella época tomábamos para pasar de resisten-cia media a característica en función de la confian-za en la ejecución.

• Peritaje de lo anterior:

— En rotura:

13,08 · 1,20 · 2/1,1 5 28,54 t, capacidad me-cánica de la armadura y por equilibrio de axiles la profundidad de la LN de tensiones.

28,54/(0,85 · 2.250/1,5) 5 0,0223 m, que es menor que los 3 cm de la capa de compresión y entonces calculamos el momento de agota-miento Mu y el característico.

28,54 · (0,18 2 0,00223/2) 5 4,82 m?t; Mk 5

5 Mu/1,5 5 3,21 m?t, que al ser mayor que 2,475 indica que el armado es correcto.

— En clásico:

Como sección rectangular de 100 3 20 cm2 f f recubrimiento 5 2 cm f momento 5

5 2,48 m?t

Resultados del análisis:

Ln 5 7,13 cm f Inercia fisurada 35.483 cm4 f f tensión hormigón 49,88 kp/cm2 f Tensión acero 1.139 kp/cm2.

Todos los datos son aceptables pues se partía de 75 y 1.200 kp/cm2. Queda la duda de contar con una profundidad de la LN de 7,13 cm que entra dentro de la cerámica.

En la norma de techos de ladrillo y en el artícu- lo 8 Hipótesis de cálculo dice:

a) Coeficientes de elasticidad. Se acepta para el material cerámico el mismo coeficiente de elas ticidad que el del hormigón...

A continuación estudiaré la sección transformada equivalente reducida a material homogéneo hormi-gón usando un valor de Ncerámica-hormigón de 1,00.

Cada tabiquillo se transforma en sección de hormi-gón equivalente.

La sección transformada figura en el dibujo citado y el momento para un nervio será la quinta parte de 2,475 es decir 0,495 m?t.

Se obtiene:

LN5 6,39 cm f inercia fisurada 6.942 cm4 f ten-sión hormigón 45,58 kp/cm2 f tensión acero 5

5 1.241 kp/cm2

A una profundidad de 3,75 cm el hormigón 5 cerá-mica trabajará a:

0,495 · 100.000/6.942 ? (6,39 2 3,75) 5

5 18,82 kp/cm2

Fin del caso SIGMA.

Basado en los libros alemanes analizaré varios casos

Ejemplo 1. Ejemplo alemán

Figura 6. Homogénea todo hormigón.

dibujo 2

homogenea todo hormigon

2,64 cm2

dibujo 3

2,30

2,30

18

25

5,105,105,10

2,00

2,00

Figura 7.


Ladrillos de canto 16 cm y base 19 1 dos centíme-tros de hormigón... recub 5 2,30 cm e inter eje de 25 cm.

Momento flector 1.285 kp·m y un cortante de 1,092 t.

h 5 18 2 2,3 5 15,7 cm f R vale

h 15,7r 5 ——— 5 ———— 5 0,438 M 1.285 —— b

e interpolando tensión hormigón 5 37 y t 5 0,21 f f Acero 0,21 ? 1.285 5 7,53 cm2 pml.

LN a 0,31 · 15,7 5 4,86 cm f

f Z vale 15,7 2 (4,86/3) 5 14,08 cm

Longitud de la zona maciza para cortante al descon-tar huecos (para cada nervio):

25 2 3 ? 5,1 5 9,7 cm f y

tmáx. 1.092/(14,08 ? (9,70 ? 4)) 5 1,99 kp/cm2 f OK

¡Advertencia! No he afinado a la hora de interpolar en las tablas.

La norma DIN permitía no descontar huecos para cantos menores de 12 cm y aunque no usaré esta licencia, la menciono como curiosidad útil caso de

«tropezar» con un forjado de este canto o menor. Todo parece indicar que a los forjados menores de 12 cm se les trataba con menos severidad que a los ma-yores.

Ejemplo 2. Con forjado cerámico y sin capa de compresión

dibujo 4

todo hormigón

2,30

hormigón

12

251,70 1,70

2,30

1,70

1,70

1,70 1,70

1,70

1,70

1,701,70

dibujo 4

todo hormigón

2,30

hormigón

12

251,70 1,70

2,30

1,70

1,70

1,70 1,70

1,70

1,70

1,701,70

dibujo 4

todo hormigón

2,30

hormigón

12

251,70 1,70

2,30

1,70

1,70

1,70 1,70

1,70

1,70

1,701,70

Figura 8.

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Datos del forjado canto total 5 25 cm f recu 5

5 2,3 cm f útil 5 22,70 cm

Momento 1,82 m?t f ancho ladrillo 5 12 cm f f nervio hormigón 5 2,30 cm

Grueso tabiquillos 5 1,70 cm f Acero 5 1.200 y al ser «tochanero» para el hormigón se limita a máx 5

5 40 kp/cm2. Vamos a usar la tabla de Roll:

Ancho sin huecos (12 1 2,3) ? 7 5 100 cm

Ancho con huecos (2,3 1 1,7 ? 2) ? 7 5 39,9 cm

Valor de a 5 0,3999 f valor d/h 5 1,7/22,7 5

5 0,075

Interpolando f 0,768 y por tanto tensión máxi ma del hormigón 5 0,768 ? 40 5 30,72 kg/cm2

22,70r valdrá ———— 5 0,0532 y volviendo a la tabla 1.820

del Moral se obtiene tensión hormigón 30 y valor de t 5 0,177 con lo que el armado será:

0,177 ? 1.820 5 7,55 cm2 pml

Lógicamente recurrir a Roll implica más armado.

• Comentario

El momento tope del nervio sería como máximo:

0,350 ? 0,023 ? 0,2272 ? (3 ? 400/1,5) 5 0,33 m?t y 0,33 ? 7/1,5 5 1,54 m?t que es menor que 1,82 m?t

Insuficiente; pero no debemos rechazar el forjado basándose únicamente en el cálculo a rotura. An-tes de lanzarse a reparar hay que hacer el análisis basándose en lo que era habitual hacer en la épo-ca y además aplicar el siguiente refinamiento.

Transformando todo a sección hormigón y para un intereje.

Tabla de 14,30 3 1,70 cm2 y nervio de ancho 5,70 cm f N 5 15 f mom 5 0,26 m?t f ace-ro 1,08 cm2

• Resultados del análisis

LN 5 7,34 cm f Inercia fisurada 5 5.186 cm4

Tensión hormigón y cerámica 5 36,80 kp/cm2

Tensión acero 5 1.156,00 kp/cm2

Algunos autores fijan el valor de Young para la cerá-mica en 147.000 kp/cm2

• Comentario

Seguramente el Sr. Roll y otros precursores toma-ron valores del coeficiente de equivalencia mayor

Figura 9.

dibujo 5

línea neutra

1,00

1,00

1,00

1,40

3

10

215

1,001,00 1,00

Figura 10.

dibujo 6

2,5

que 0,60 y cercano a 1,00 tal como lo hacía la Norma española.

Ejemplo 3

Luz 5 3,00 m f carga 5 0,52 t pml f mom 5

5 0,585 m?t f canto total 13 cm

Recub 5 1,40 cm f h 5 11,6 cm f chapa de compresión 3 cm f nervio de 2 cm

Partiendo de 40 (por ser cerámico) y 1.200, r valdrá 11,60———— 5 0,48. 585

Canto mayor que el crítico con tensión hormigón 5

5 33 kp/cm2 y t 5 0,185

Acero 0,185 ? 585 , 4,47 cm2 pml

a 5 0,285 que implica LN a 0,285 ? 11,6 5 3,3 cm

Como tenemos ladrillo 1 hormigón 5 4 cm f OK

Ejemplo 4

Esta vez con «tochana» catalana de 28 3 14 3 10 cm3 y sin chapa de compresión.

Queda un nervio de hormigón de 2,5 3 14 cm2; la tochana de canto 14 cm y un recub. de 1,5 cm a cen-tro de barra. Los tabiquillos hacen 1,5 cm y el intere-je es de 12,5 cm (es decir 8 piezas pml).

Vamos al Moral con un momento de 0,70 m?t y un canto útil de 10,50 cm.

10,50r vale ———— 5 0,3968 e interpolando, tensión hor- 700migón 5 40 kg/cm2 y t 5 0,228.


Armado 0,228 ? 700 5 6,03 cm2 pml

La LN corta a los tabiquillos y acudimos a Roll con:

12,50/(1,5 ? 3 1 2,50) 5 0,56 y 1,5/12 5 0,125

interpolando se obtiene 0,90 y, por tanto:

0,90 ? 40 5 36 kp/cm2

Para esta tensión del hormigón t 5 0,29 y acero

0,29 ? 700 5 7,67 cm2 pml.

Ejemplo 5

El cortante medio vale:

743/(6 ? (11 2 3,66/3) ? (4 ? 1,5 1 2,5)) 55 1,49 kp/cm2 f OK

Ejemplo 6

Figura 11.

3,66

línea neutra

3,00

2,5

dibujo 7

Figura 12.

Esta vez con «tochana» catalana de 28 3 14 3 10 cm3 y con chapa de compresión de 3 cm pero con las to-chanas apoyadas sobre la cara de 14 cm.

Queda un nervio de hormigón de 2,5 3 13 cm2 la tochana de canto 10 cm y un recub. de 1,5 cm a cen-tro de barra. Los tabiquillos hacen 1,5 cm y el inte-reje es de 16,5 cm (es decir 6,66 piezas pml).

La luz de la vigueta es de 3,50 m y la carga de 0,425 t pml, que originan un flector de 0,65 m?t y un cortante de 0,743 t.

Al ser tochana vamos al Moral con 40 y 1.200 kp/cm2 obteniendo t 5 0,228, r 5 0,411 y a 5 0,333.

LN: 0,333 ? 650 5 3,66 cm , 3 1 1,5 luego no vamos a Roll.

Acero: 0,228 ? 650 5 5,82 cm2 pml

h vale 0,411 ? 650 5 10,47 cm , 11 f OK

Esta vez con «tochana» catalana de 28 3 14 3 10 cm3 y con chapa de compresión de 2 cm pero con las to-chanas apoyadas sobre la cara de 14 cm.

Queda un nervio de hormigón de 2,5 3 12 cm2, la tochana de canto 10 cm y un recub. de 2 cm a centro de barra.

Los tabiquillos hacen 1,5 cm y el intereje es de 16,5 cm (es decir 6 piezas pml).

La luz de la vigueta es de 3,50 m y la carga de 0,386 t pml que originan un flector de 0,592 m?t y un cortante de 0,67 t.

Al ser tochana vamos al Moral con 40 y 1.200 kp/cm2 obteniendo t 5 0,228, r 5 0,411 y a 5 0,333.

LN: 0,333 ? 10 5 3,30 cm , 2 1 1,5 luego no vamos a Roll.

Acero 0,228 ? 592 5 5,55 cm2 pml

h vale 0,411 ? 592 5 10 cm f OK

El cortante medio vale:

670/(6 ? (10 2 3,66/3) ? (4 ? 1,5 1 2,5)) 55 1,47 kp/cm2

La tensión en la fibra superior del ladrillo vale:

40/3,3 ? 1,3 5 15,75 kp/cm2

En los diferentes ejemplos hemos podido observar algunas diferencias al usar la sección homogeneiza-da en lugar de la tabla de Roll que era lo habitual hace más de medio siglo.

Se podía estudiar de nuevo la sección con otros coeficientes de equivalencia que harían variar la pro-fundidad de la LN y observar la variación de las ten-siones.

La norma española daba para Rcil 160 el valor 12 y para Rcil 200 el valor 10.

Figura 13.

dibujo 3

2,30

2,30

18

25

5,105,10 5,10

2,002,00

el dibujo 12 sera el plano COGISA

dibujo 2

homogenea todo hormigón

2,64 cm2

2,00

3,30 línea neutra

2,5

2,00

dibujo 8

3,33

línea neutra

2,00

2,5

dibujo 7

dibujo 6

2,5

dibujo 5

línea neutra

dibujo 4

todo hormigón

2,30

1,00

1,00

1,00

1,40

3

10

215

1,001,00 1,00

12

251,70 1,70

2,30

1,70

1,70

1,70 1,70

1,70

1,70

1,701,70


No sería prudente calcular el módulo de Young por la

fórmula de 8.500 ? (fck 1 8), pues en el clá sico se

trabajaba con tensión de rotura media y no caracte-rística y además el valor de 8 que se suma a la carac-terística en el subradical es válido para hormigones de «hoy en día» y a partir de 25 N/mm2.

No se me ocurren más artifi cios para comprobar es-tos, hoy en día, extraños forjados, pero que fueron ampliamente utilizados y que al estar más armados que lo hoy habitual no debían causar tanto espanto ni quebranto a quien se enfrente con ellos.

Una vez se han agotado todos los pasos toca decidir entre derribar / reforzar / darlo por válido.

Y eso es privativo de cada uno así que ¡suerte, vis-ta y al toro!

COMENTARIOS

Recordatorio de actuación ante esfuerzos normales

1. Tochanero apoyado en dos lados debe trabajar como losa. Aplicar tablas de Marcus para obtener

3

momentos en cada dirección y después Moral y Roll si procede.

2. Tochanero en una dirección sin capa de hormigón Moral y Roll si procede.

3. Tochanero con capa de hormigón Moral y Roll si procede y además cálculo a rotura si la línea neu-tra de tensiones cae en la capa (momento tope o diagrama rectangular constante).

4. Industrial armado en obra con capa de hormigón. Lo mismo que el punto 3, si no tiene capa como el punto 2.

Recordatorio de actuación ante esfuerzos tangenciales

Contar con los tabiquillos más el nervio de HA si exis-te pues así lo permitía la norma y además es cohe-rente si se estudia la sección homogeneizada.

Si solo contamos con el nervio de HA aplicar lo que decía la Norma antigua y en caso de duda el artícu-lo de la Norma de 1973 ya citado (colaboración cerá-mica hormigón).

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Figura 14.

Se anexan unas imágenes de forjados cerámicos que aparecen en la monografía del ITEC Recomanacions per al reconeixement, la diagnosi i la teràpia de sostres ceràmics y un ejemplo de fi cha de características de uno de ellos.


Figura 15.


Figura 16.


Figura 17.


21Los forjados de cerámica armada antes y después de la primera instrucción de cálculo a roturaLos forjados de cerámica armada antes y después de la primera instrucción de cálculo a rotura.

22

3 Conexiones estructurales, en hormigón, con barras a posterioriDepartament d’Enginyeria de Hilti Espanyola

En este artículo se expone el concepto de conexión estructural a posteriori así como sus aplicaciones, las diferentes teorías que existen para su cálculo, desarrollando de forma más detallada una de ellas, con sus diferentes variantes. Del mismo modo se explicarán algunos casos especiales de carga y el software de cálculo para implementar todo ello.

Las conexiones estructurales con barras a posteriori, empleando resina, son frecuentemente empleadas para la conexión monolítica entre elementos existen-tes de hormigón y elementos nuevos. Para el cálculo de las mismas se puede emplear las reglas existen-tes de hormigón armado siempre que la resina cum-pla una serie de características.

El cálculo de estas conexiones y su optimización re-percute directamente en el coste, no ocurre lo mismo que en barras embebidas, donde las diferentes profun-didades de anclaje no afectan directamente al coste.

Las conexiones estructurales citadas tienen múltiples aplicaciones, entre las que destacan las cone xiones de losas muros, recrecidos de elementos de hormi-gón, aumento de espesores, reparaciones estructura-les, instalación de esperas de pilares...

1. MÉTODOS DE CÁLCULO

Para el cálculo de conexiones estructurales a poste-rior, existen dos procedimientos principales:

• Teoría de anclajes.

• Teoría de hormigón armado.

El primero de ellos, cálculo según teoría de anclajes, se basa en la teoría y procedimientos recogidos en la normativa europea ETAG 001 y EOTA-TR 029 para anclajes químicos.

El segundo de los procedimientos sigue la práctica del hormigón armado y las prescripciones de las normati-vas de hormigón como pueden ser el EC2 o la ACI-318.

A continuación se exponen las características funda-mentales de cada uno de los procedimientos de cálcu-lo indicados.

La teoría de anclaje realiza un análisis local de la zo na donde se introducen las cargas, considerando la resis-tencia a tracción del hormigón para conseguir la capa-cidad mecánica del anclaje. Por tanto considera el modo de rotura por extracción del cono de hormigón y el de rotura de borde de hormigón por cortante. Con este procedimiento se considera que las barras corru-gadas recogen esfuerzos de tracción y cortante pero no se persigue la plastificación de la armadura, sino la determinación de la capacidad mecánica.

Por el contrario la teoría de corrugados considera un análisis global de la estructura de acuerdo a un mode-lo de bielas y tirantes, se desprecia la contribución del hormigón a tracción y no se contempla la posibilidad de rotura por extracción del cono de hormigón o borde de hormigón a cortante. Es decir, se considera que el hormigón donde se ancla la armadura, se encuentra comprimido, no trabajando a tracción. En el cálculo se persigue la plastificación de la armadura, agotando su capacidad mecánica, considerando que las barras trabajan exclusivamente a tracción. Para emplear este procedimiento de cálculo, desarrollado para barras embebidas, se tienen que cumplir una serie de requi-sitos por parte de la resina, para poder asemejar el comportamiento de las barras instaladas a posteriori al de barras embebidas. Los requerimientos principa-les exigidos a la resina son los siguientes:

• La resistencia a la extracción de las barras con re-sina (pullout) debe ser mayor o igual a la de barras corrugadas embebidas.

• La rigidez que ofrecen las barras a posteriori debe ser similar a la de barras embebidas.

• Resistencia ante la fatiga y fuego.

• Es preciso asegurar la transmisión durable de la carga, considerando las condiciones ambientales y una adecuada protección contra la corrosión.

Todos estos requisitos se recogen en la EOTA TR023. Las resinas HILTI disponen de homologaciones y ma-nuales técnicos donde pueden consultarse todos es-tos parámetros.

23Conexiones estructurales, en hormigón, con barras a posteriori.

Una vez comprobadas las características de la resina, pueden emplearse los métodos enmarcados en la teo-ría de hormigón armado, teniendo en cuenta una serie de limitaciones en relación con las barras embebidas:

• Solo se permite el anclaje de barras en prolonga-ción recta.

• Se requiere una distancia a borde y separación entre barras de valores mayores (c . 2,5 f; s . 5,0 f), debido a la ejecución de los taladros.

• El diseño de elementos resistentes frente a fuego y fatiga, requiere consideraciones mayores.

• Se debe proporcionar un adecuado tratamiento de rugosidad a la junta.

• El sistema de inyección, la resina, etc., deben estar suficientemente probados con ensayos y deben considerar las pequeñas variaciones relativas a la puesta en obra.

En este artículo se detallará el cálculo a través de la teoría de hormigón armado. El cálculo con la teoría de anclaje, puede encontrarse en la normativa citada. Si desea más información acerca de este método, puede consultar con la oficina técnica de Hilti.

2. TEORÍA DE HORMIGÓN ARMADO

Como se ha comentado, este procedimiento de cálcu-lo considera que los mecanismos resistentes de una barra corrugada instalada a posteriori, con resina, obviada la rotura de extracción de cono, son los mis-mos que una barra embebida calculada según norma-tiva. Del mismo modo se considera que la resistencia está condicionada por los fallos de extracción (pullout) y de fisuración (splitting).

Los parámetros que determinan los modos de fallos son los mismos que el caso de barra embebida su-mándose el factor de la resina, definido principalmen-te por su fuerza de adherencia. Estos parámetros según el modo de fallo son los siguientes:

• Fallo por fisuración (splitting):

— Tipo de hormigón.

— Geometría: distancia a bordes de hormigón y entre barras.

— Cuantía de armado.

• Fallo por extracción (pullout):

— Resistencia a corte del hormigón.

— Adherencia de la resina.

El factor adicional, en relación a las barras embebi-das, es la adherencia, que va a depender del diáme-

tro de la barra, tipo del acero, recubrimiento, presión transversal sobre la barra, resistencia del hormigón, armadura transversal, rugosidad del acero...

La teoría de hormigón armado permite calcular la lon-gitud de anclaje (la necesaria para alcanzar la fuerza de plastificación de la barra, suponiendo una ten-sión de adherencia constante) y longitud de solape (la necesaria para transmitir el esfuerzo de una barra corrugada a otra).

Dentro de la teoría de hormigón armado se encuentra el método de diseño del Eurocódigo 2, la extensión de este método, basado en la experiencia de más de treinta años de Hilti y el método de diseño de nudos sometidos a un momento, empleando modelos de bielas y tirantes.

2.1. Método de Eurocódigo 2

Este método puede emplearse para el cálculo de los casos siguientes:

a) Solape de armadura embebida, para todo tipo de cargas, M, N, V (fig. 1).

Figura 1. Ejemplo de solape de armadura.

b) Anclaje de barras en apoyos simples, V (fig. 2).

Figura 2. Anclaje de barra en apoyos simples.

24 Conexiones estructurales, en hormigón, con barras a posteriori.

Buenas condiciones de adherencia para todo tipo de barras

a)

45° < a < 90° para todo valor de h

b)

h < 250 mm

Barras de zona rayada: buenas condiciones de adherencia

c)

h . 250 mm

d)

h . 600 mm

c) Anclaje de barras en conexiones sometidas a cor-tante y compresión (fig. 3).

Con esta fuerza de adherencia se calcula la longitud básica de empotramiento:

ds ssdlb, rqd 5 —— —— 4 fbd

• ds 5 diámetro de barra a instalar.

• ssd 5 tracción de diseño de la barra.

• fbd 5 Fuerza de adherencia.

A partir de esta longitud de empotramiento básico, se calcula la longitud de empotramiento de diseño apli-cando una serie de coeficientes que tienen en cuenta las condiciones particulares de cada barra.

lbd 5 a1 ? a2 ? a3 ? a4 ? a5 ? lb, rqd > lb, mín

Figura 3. Anclaje conexión sometida a compresión.

Figura 4. Anclaje en zona de hormigón comprimido.

Figura 5. Condiciones de adherencia.

Dirección de hormigonado




La limitación de este método es el anclaje de barras en el caso de nudos, sometidos a momento, esto se debe a la aparición de hormigón traccionado, y por tanto, el cálculo no es tan simple. Este caso se estu-dia en el apartado 2.5. de este artículo.

El método definido en el Eurocódigo 2, sección 8.4. y 8.7., parte del cálculo de la fuerza de adherencia, que puede tomarse de las diferentes homologacio-nes de las resinas y que resulta de la aplicación de la fórmula siguiente:

fbd 5 0,315 ? h1 ? h2 ? fck2/3

Donde:

• h1 5 coeficiente de condiciones de adherencia en la posición de la barra (fig. 5). Su valor es la unidad para buenas condiciones de adherencia y 0,7 para los otros casos.

• h2 5 (132 2 f)/100 < 1,0, con f 5 diámetro de la barra.

d) Anclaje de barras en zonas de hormigón comprimi-do (fig. 4).


• a1 considera la forma de la barra. Si termina en pro-longación recta a1 5 1, para otros casos a1 5 0,7. En los cálculos siempre a1 5 1.

• El coeficiente a2 permite analizar la influencia del recubrimiento en la capacidad total:

cd 2 f > 0,7a2 5 1 2 0,15 ? ————

rwq f < 1

— cd 5 mín (recubrimiento; mitad de distancia libre entre barras).

• El coeficiente a3 permite analizar la influencia del armado transversal en la capacidad total:

> 0,7a3 5 1 2 K ? l

rwq < 1

As ft , Ast

K 5 0,1

As ft , Ast

K 5 0,05

Asft , Ast

K 5 0

l 5 (o Ast 2 o Ast, mín) / As

• a4 considera la existencia de armaduras transver-sales soldadas a la armadura empotrada. Su valor será 0,7 si existe dicha armadura y 1 en caso con-trario. Para barras a posteriori, su valor será siem-pre 1.

• a5 considera la presión transversal:

a5 5 1 2 0,04 p > 0,7

donde p es la presión transversal a lo largo de la longitud de anclaje.

Los coeficientes indicados deben cumplir:

a1 ? a2 ? a3 ? a4 ? a5 > 0,7

Tras calcular esta longitud de empotramiento, se comprueba si el valor obtenido cumple los mínimos especificados en el Eurocódigo 2:

• Anclaje bajo tracción:

lb, mín 5 máx (0,3 ? lbreq ; |10 ? f ;| 100 mm)

• Anclaje bajo compresión:

lb, mín 5 máx (0,6 ? lbreq ; |10 ? f ;| 100 mm)

En el caso de cálculo de solape el procedimiento es el mismo añadiendo un coeficiente adicional, a6, que tomará un valor de 1,5 por solaparse todas las barras en la misma sección. Adicionalmente si la distancia libre entre las barras a solapar, e, excede 4 f o 50 mm, la longitud de solape se incrementa con una longitud de valor e 2 4 f o e 2 50 mm. La longitud mínima en el caso de solape se define como:

l0, mín > {0,3 ? a6 ? lbreq ; 15 ? f ; 200 mm}

Documento IdoneidadTécnica al Sistema Integral

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2.2. Método Hilti Rebar

Este método se basa en la experiencia de casi 30 años en conexiones estructurales con barras a posteriori con resina. Nace con la intención de optimi-zar el método de cálculo del Eurocódigo 2.

La formulación del Eurocódigo 2 considera como me-canismo de fallo la rotura por splitting, a través del coeficiente a2.

Si se «mejora» la geometría, es decir, se aumenta la distancia a borde de hormigón y distancia entre barras, se producirá una reducción de la longitud de empotra-miento. Llega un punto, superado un límite geométrico, a partir del cual la longitud de empotramiento de las barras no mejora. A partir de este punto el mecanismo de fallo pasa de ser por fisuración a ser por extracción.

El método Hilti Rebar refleja la disminución de la pro-fundidad de empotramiento a medida que se «me jora» la geometría. Esta disminución está limitada por la longitud mínima en la que se produciría el fallo por extracción.

2.2.1. Soporte teórico

La base de la formulación de este método se encuen-tra en el Eurocódigo 2. La diferencia entre ellos en la definición del factor a2. Para simplificar la explicación, se considerará que el resto de los coeficientes toma-rán el valor de la unidad: a1 5 a3 5 a4 5 a5 5 1.

La definición de la longitud de diseño sería la siguiente:

ds ssdlbd, spl 5 —— —— a2 4 fbd

A partir de esta fórmula se define un tensión de adhe-rencia mejorada de valor:

fbdfbd, spl 5 —— a2

Quedando la expresión:

ds ssdlbd, spl 5 —— ——— 4 fbd, spl

Para la definición de la tensión de adherencia mejo-rada, el coeficiente a2 tomará los siguientes valores:

(cd 2 f) Ca2 5 1 2 0,15 ? ———— si — < 3; a2 > 0,7 f f

1 Ca2 5 —————————— si — . 3; a2 , 0,7 1 (cd 2 3 f) f —— 1 d ? ————— 0,7 f

Se limita el valor de a2 para considerar el punto a partir del cual la «mejora» de la geometría no afecta a la longitud de empotramiento.

a2 > 0,25

El coeficiente d tomará el valor 0,306 para las resi-nas Hilti.

Con esta definición se consigue la optimización del método propuesto por el Eurocódigo 2 ya que este li-mita el valor de a2 a mayor igual de 0,7. Con la defini-ción anterior a2 puede tomar valores desde 0,25 a 1. Esta nueva definición considera la «mejora» geométri-ca, que reducirá la longitud de empotramiento y la mayor fuerza de adherencia que aportan las resinas, superiores a la del propio hormigón, que es la que

Figura 6. Comparación Método Hilti rebar y Método del EC2 para corrugado f12 en hormigón C 20/25.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

1 3 5 7 9 11 13 15

EC2

Método Hilti Rebar

Pull-Out

Límite EC2

fbd básico EC2

c/f

a2

fbd básico EC2 5 2,3 N/mm 2 EC2

fbd límite del EC2 5 2,3 N/mm2

fbd pull out Hilti rebar 5 8,6 N/mm2

fbd

0,250,7 0,5 0,37 0,30 0,26

1a2 5 ————————— 1 (cd 2 3 f) —— 1 d ? ————— 0,7 f

(cd 2 f)a2 5 1 2 0,15 ? ———— f


considera el EC2, al ser un método desarrollado para barras embebidas.

Una vez calculada la tensión de adherencia mejora-da, fbd, spl, tendrá que comprobarse que dicha adhe-rencia sea inferior a la de extracción pura de la barra. Si no es inferior a dicho valor, se tomará el valor de extracción como fuerza de adherencia de cálculo:

fbd 5 mín (fbd, spl ; fbd, pul)

Además se comprobará que se cumple el mínimo in-dicado por el Eurocódigo 2:

ds ssdlbl 5 máx 5—— —— ; lb, mín6 4 fbd

En la figura 6 puede observarse el valor de la fuerza de adherencia que emplea el método Hilti Rebar fren-te al método del Eurocódigo 2 para diferentes valores del factor a2. El gráfico está realizado para una barra f12 con hormigón C 20/25.

En la figura 7 se muestran los resultados arrojados por los diferentes ensayos realizados para la resina HIT RE 500 y HIT HY 150, así como los valores consi-derados en el método Hilti Rebar para una barra de diámetro inferior a f32 y hormigón C 20/25.

En la figura 7 no se indica la fuerza de adherencia de extracción de las barras, que limitarán el desarro-llo del método Hilti por su parte superior. Esta fuerza de extracción será diferente para cada diámetro de barra.

2.3. Conclusiones

• El uso de resinas de alta adherencia, en particular la HIT RE 500 y la HIT HY 150 permite «mejorar» la rotura de splitting de las barras corrugadas dismi-nuyendo su longitud de anclaje.

• Es posible realizar anclajes a posteriori con resina con modelos de cálculo respaldados teóricamente y contrastados experimentalmente.

• El estudio del anclaje de las barras debe prestar especial atención a características de la resina y a las condiciones de puesta en obra.

2.4. Comparación método del Eurocódigo 2 y Hilti Rebar

• El método Hilti permite al ingeniero optimizar la instalación de barras a posteriori, Rebar. Este mé-todo aprovecha la optimización de los códigos exis-tentes (fig. 8).

Figura 7. Comparación resultados método del EC2 y método Hilti Rebar.

Figura 8. Comparación método Hilti Rebar con Eurocódigo.

Tests Hilti RE 500

Tests Hilti HIT HY 150

Tests cast-in

design value EC 2

design value extended EC 2

characteristic ext EC 2

concrete cover dimension cd/f [–]

2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

bond

[N

/mm

2]

20

18

16

14

12

10

8

6

4

2

0


• El resultado es la reducción de hasta un 50 % de la longitud de empotramiento comparándola con la que arrojan los códigos existentes (EC2 /ETAG).

• Permite aplicaciones que antes no tenían solución viable o que incrementaban drásticamente los cos-tes de instalación.

2.5. Método de cálculo de nudos, con hormigón sometido a tracciones

En el caso de conexiones con modelo de apoyo sim-ple, se pueden emplear los métodos anteriormente explicados, mientras que para el cálculo de conexio-nes, losa-muro o muro-losa, sometidas a momento, se hace necesario acudir a un modelo de bielas y ti-rantes ya que en ellas aparecerá hormigón tracciona-do y por tanto hay que calcular el punto a partir del cual el hormigón se encuentra comprimido y anclar la barra a partir de dicho punto.

El modelo de bielas y tirantes es el más adecuado para el dimensionamiento de zonas con distribución de tensiones no lineal (regiones de discontinuidad).

El método de cálculo comienza con la idealización de la estructura mediante un sistema de barras biarticula-das, formada por barras comprimidas (bielas), barras traccionadas (tirantes) y nudos.

Hilti en colaboración con el Departamento de Estructu-ras de Hormigón de la Universidad Técnica de Munich, ha estudiado en detalle el comportamiento de nudos con barras corrugadas ancladas a posteriori mediante resina. Se han realizado ensayos a escala real con di-ferentes resinas y analizados los resultados en base a un diseño según modelo de bielas y tirantes, en consonancia con el Eurocódigo 2. Adicionalmente se ha modelizado el comportamiento mediante progra-mas de ordenador con elementos finitos (fig. 9).

Los resultados del estudio muestran que el modelo de bielas y tirantes correspondiente es el que se muestra en la figura 10.

En rojo se muestran las compresiones en el hormi-gón y en azul las tracciones, que deberán soportar las armaduras existentes y la barra introducida en posición vertical.

El cálculo con este modelo sigue el proceso siguiente:

1. Equilibrio global del nudo.

2. Cálculo fuerza de tracción en la barra de conexión (T1).

3. Cálculo longitud de empotramiento de la barra de conexión (lb).

4. Cálculo longitud de instalación (linst).

5. Comprobación de tracción en la armadura existen-te (Fs0).

6. Comprobación de la biela de hormigón.

7. Comprobación del splitting del hormigón en el área de transición.

3. PROGRAMA PROFIS REBAR

Todo lo explicado en este artículo se encuentra imple-mentado en la aplicación PROFIS Rebar, que permite el cálculo empleando los diferentes métodos inclui-dos en la teoría de hormigón, así como el cálculo frente a fuego, cargas dinámicas y sísmicas.

Este programa ofrece un entorno sencillo, similar al del programa PROFIS Anchor, para cálculo mediante teoría de anclajes, aportando un cálculo directo de la solución, con ayudas emergentes para alcanzar el re-sultado deseado y actualizaciones automáticas.

Figura 9. Resultados de ensayos, fisuración y modelo de elementos finitos.

Figura 10. Resultado de las investigaciones.

Comprobación fisuración

Fs0

Iinst

Ib

Biela a comprobar

N1 M1

v1


4. CONCLUSIONES

Existen dos procedimientos de cálculo de conexiones con barras a posteriori, en hormigón. El primero de ellos es el cálculo de acuerdo con la teoría de ancla-jes, que considera la contribución del hormigón a tracción y por tanto el modo de fallo por rotura por cono de hormigón y el de rotura de borde de hormi-gón por cortante. El segundo procedimiento es el cálculo de acuerdo a teoría de hormigón armado, que no considera el fallo por cono de hormigón y que par-te de la hipótesis de compresión en el hormigón don-de se ancla la barra.

Dentro de la teoría de hormigón, que es la que abarca este artículo, se encuentra el método de cálculo del Eurocódigo 2, el método Hilti Rebar y el método de nudos descrito. Cuando se habla de metódo Hilti Re-bar, se incluyen en el método Hilti Rebar, propiamente dicho, y el método de nudos.

La principal diferencia entre el método que sugiere el Eurocódigo 2 y el Método Hilti Rebar es que este últi-mo optimiza la capacidad adherente de la resina. Esta adherencia es superior a la que ofrece el hormi-gón, material para el cual fue creado el método ex-puesto en el Eurocódigo 2. El resultado del método Hilti Rebar es la reducción de longitudes de empotra-miento de hasta un 50 % respecto a la que aporta el Eurocódigo 2 y permite solucionar conexiones que no tienen solución viable o que incrementan drástica-mente los costes de instalación si se emplea el mé-todo del EC2.

Con el programa PROFIS Anchor se puede calcular la conexión con la teoría de anclajes y el programa PRO-FIS Rebar permite el cálculo según los métodos in-cluidos en la teoría de hormigón armado.

5. PREGUNTAS FRECUENTES

¿Cómo puede calcularse una conexión Losa-muro, en el caso de tener que reproducir un empotramiento?

Se puede calcular empleando la teoría de anclajes, considerando la contribución del hormigón a tracción o acudiendo al modelo de bielas y tirantes que consiste en la inclusión de una celosía ficticia dentro de la es-tructura, considerando el hormigón como bielas y la armadura como tirantes. Este modelo se ha determi-nado mediante ensayos en laboratorio y a partir de él aplicamos el modelo de bielas y tirantes que determi-na la necesidad de comprobación del hormigón a com-presión y la armadura a tracción. Véase apartado 2.5.

Comparación de métodos propuestos con la solución de única barra en centro de canto de la losa.

• El modelo con una barra situada en el centro sólo considera el cortante en el cálculo.

En la unión se va a presentar un cierto momento, ya que el zuncho de borde de forjado no va a absorber la carga justo en la superficie de contacto, sino que estará situado a una cierta distancia de la misma. Esto ocasionará un momento que se traducirá en tracción. Las barras situadas en el centro del canto de la losa no pueden absorber esta tracción.

El cortante puede absorberse por fricción en la jun-ta pero se necesita la barra para soportar la trac-ción y por tanto es importante la longitud de empo-tramiento de las barras a instalar.

• Adicionalmente, con la unión mediante una única barra en el centro se permite un gran giro en el apoyo, que ocasionará que los esfuerzos en la losa sean superiores por lo que se debería comprobar la armadura existente en la misma.

• Hay que dotar de sección de acero mínima que de-termina la normativa, el programa PROFIS Rebar permite considerar la armadura mínima que hay que aportar según los apartados 7.3.2; 9.2.1.4 y 9.3.1.2 del Eurocódigo 2. Estas áreas mínimas se indican tanto para la parte superior de la losa como para la parte inferior y vienen dadas en función de la armadura existente en el centro de vano de la losa.

¿Se tiene que realizar el taladro inclinado?

Tal como se indica en el artículo, no se requiere incli-nación del taladro para la inyección de la resina. Esto se debe a que la resina no se instala por gravedad, sino que se inyecta con un aplicador que permite su correcta instalación en un taladro horizontal. De esta forma también se mejora la disposición de la barra frente a recubrimiento, ya que no se reduce el mismo, y la fidelidad a los métodos de cálculo es superior.

30

4 V Congreso de ACHE

INTRODUCCIÓ

Antoni Gaudí és un dels més importants arquitectes del Modernisme, situant gran part de la seva obra en els primers anys del segle XX. A més dels seus pro-jectes més coneguts internacionalment —la Casa Batlló i el Temple de la Sagrada Família— posseeix

obres de singular bellesa on desenvolupa ja els co-neixements que després aplicarà al gran Temple Ex-piatori: la generació estructural a través de la geome-tria d’inspiració natural. En especial podem destacar la bellesa de la Casa Bellesguard, a Barcelona, en les immediacions de la Serra de Collserola, dominant la ciutat.

Projecte de rehabilitació de la casa Bellesguard d’Antoni GaudíDavid Garcia Carrera, Martí Cabestany Puértolas i Amparo Lecha Gargallo

A lo largo de los próximos números se irán publicando las ponencias presentadas por algunos de nuestros asociados en el V Congreso de ACHE, celebrado en Barcelona del 25 al 27 de octubre de 2011.

Figura 1. Alçat façana principal i planta coberta. | Alzado fachada principal y planta cubierta.

31V Congreso de ACHE.

Aquest edifici de planta sensiblement quadrada pos-seeix un element singular que el caracteritza: està rematat amb una gran creu sobre una esvelta torre que destaca sobre la construcció amb la seva esplèn-dida proporció. Dita creu, coronada a uns 35 metres d’alçada és un humil però explícit antecedent de la monumental creu que rematarà en un futur, ja no tant llunyà, la gran torre principal del Temple de la Sagra-da Família.

La Casa de Bellesguard va ser construïda per Antoni Gaudí per la família Guilera cap a l’any 1909 i durant el segle XX havia passat per petits episodis de repa-racions puntuals i manteniment (fig. 1).

ACTUACIÓ D’EMERGÈNCIA

Durant el mes d’abril de 2008 es va detectar una for-ta inclinació del fust de la torre i la creu, manifestant-se greus lesions en la estructura suportant que van ser observades en la consegüent inspecció. Durant aquesta es verifica que l’evolució de les esquerdes és molt ràpida produint-se creixements centimètrics en el pas de poques hores. La constatació immediata que la evolució de dites lesions era tant ràpida, propicià una intervenció d’urgència que, degut al valor patrimo-nial del monument, va mobilitzar inclús els serveis de Patrimoni Històric de la Ciutat.

Figura 2. Creu assegurada mitjançant una grua. | Cruz asegurada mediante una grúa.

32 V Congreso de ACHE.

Figura 4. Ubicació de la creu en planta baixa per la seva restauració. | Ubicación de la cruz en planta baja para su restauración.

Les actuacions d’emergència, realitzades bàsicament pels serveis dels bombers de Barcelona, es van cen-trar en primer lloc en estabilitzar la creu mitjan çant el seu lligat per mitjà d’una grua de gran tonatge, a la vegada que es reforçava i apuntalava la estructura inferior (fig. 2 i 3).

Aquesta primera actuació evita que, en cas de col·lap-se, la creu pogués desprendre’s, però no garanteix l’estabilitat del conjunt en tant mal estat, pel que es decideix el desmuntatge de la creu, per alliberar l’edifici del seu pes excessiu.

Després d’instal·lar una bastida al seu voltant es se-para la creu i es retira a una zona protegida en planta baixa per procedir a la seva restauració per un equip especialitzat.

A l’hora, tota la estructura sustentant, greument des-viada, queda descarregada del pes i de l’excentricitat de la creu, que pesava uns 80 KN i tenia una inclina-ció d’uns 20 cm (fig. 4).

ANÀLISI DE L’EDIFICI

Durant els següents mesos es procedeix a l’anàlisi i diagnòstic de les lesions, a la modelització de tot el sistema estructural amb un complex model d’ele-ments finits a la vegada que es realitzen assajos dels

Figura 3. Retirada de la creu degudament protegida. | Retirada de la cruz debidamente protegida.


Figura 5. Modelització de l’edifici i la torre. | Modelización del edificio y la torre.

materials, en laboratori i en la pròpia obra, mitjan çant, entre d’altres, d’assaigs de gats plans per determinar les característiques dels materials existents.

D’aquest estudi es desprèn que les causes directes de la patologia estructural són defectes constructius d’origen, és a dir, petites excentricitats que han evolu-cionat amb el temps i la fallida del recolzament Est de la torre, que es sustenta sobre una volta de cerà-mica.

Com s’observa l’axonometria dreta de la figura 5 i s’indica a la figura 6, el punt on es suporta la pilastra més interior a l’edifici on graviten el pinacle i la creu es va projectar i construir sobre el creuament de dos arcs extraordinàriament esvelts de maó de cantell. En aquest punt, ja dèbil d’origen, s’han acumulat ten-sions amb el pas del temps que han provocat la seva progressiva pèrdua de capacitat portant.

Per altre banda s’han detectat altres causes que, sense ser l’origen del problema, l’han agreujat. Aquestes són les empentes de la coberta del palo-mar, els efectes del règim de vents predominants en la zona, el deteriorament dels materials i les vibra-cions produïdes per obres de tunel·lació veïnes.

PROJECTE DE REHABILITACIÓ

A partir d’aquest anàlisi es pot definir el sistema de reforç per la estructura suportant per poder restablir la creu sobre la torre-pinàcle, que ha estat restaurada en paral·lel.

La estabilització del recolzament més feble de la torre, es realitza en el espai inferior mitjançant la col·locació de dos jàsseres metàl·liques, que recullen el massís mitjançant unes grans plaques i es fan entrar en càr-

Figura 6. Plantes del suport del pinacles i la creu. | Plantas de soporte del pináculo y la cruz.


rega mitjançant gats hidràulics, per garantir que es produeixin els mínims moviments possibles.

Figura 7. Jàsseres de reforç del recolzament Est de la torre. Jàssera i tirant d’arriostrament. | Jácenas de refuerzo del apoyo Este de la torre. Jácena y tirante de arriostramiento.

A la vegada, en aquest petit espai, destinat original-ment a palomar, es realitza un atirantament horitzon-tal, per arriostrar els quatre murs que conformen tota la base de la torre (fig. 7).

A més d’aquests reforços, es realitzen altres de me-nor entitat com la reparació de les lesions en la resta de les plantes o el reforç dels forjats.

Figura 8. Procés constructiu per la reposició de la creu en la torre-pinacle. | Proceso constructivo para la reposición de la cruz en la torrepináculo.

Figura 9. Hissat de la creu després de la seva restauració. | Izado de la cruz después de su restauración.



Figura 10. Vista final de la torre i la creu després de la finalització de les obres. | Vista final de la torre y la cruz después de la finalización de las obras.

Per últim, com la estructura suportant dotada de ca-pacitat suficient, es procedeix a la reposició de la creu en la seva ubicació original, pel que és necessa-ri conferir a la torre-pinacle una millor capacitat a flexió mitjançant la col·locació d’una barra Titan en el seu interior, que a més serveix de connexió entre els dos elements.

Aquests treballs requereixen una execució delicada ja que el material que forma la creu i la torre és una fà-brica irregular de pedra, morter de calç i peces cerà-miques disperses (fig. 8).

Finalment la creu, totalment restaurada, ofereix a la ciutat la seva presència i els seus colors originals, tal com la va dissenyar el seu autor, en Antoni Gaudí, ara fa cent anys (fig. 9 i 10).

PROYECTO DE REHABILITACIÓN DE LA CASA BELLESGUARD DE ANTONI GAUDÍ

David Garcia Carrera, Martí Cabestany Puértolas y Amparo Lecha Gargallo

INTRODUCCIÓN

Antoni Gaudí es uno de los más importantes arquitectos del Modernismo, situando gran parte de su obra en los primeros años del siglo XX. Además de sus proyectos más conocidos internacionalmente —la Casa Batlló y el Templo de la Sagrada Familia— posee obras de singular belleza donde desarrolla ya los conocimientos que después aplicará al gran Templo Expiatorio: la generación estructural a través de la geometría de inspiración natural. En especial podemos destacar la belleza de la Casa Bellesguard, en Barcelona, en las inmediaciones de la Sierra de Collserola, dominando la ciudad.

Este edificio de planta sensiblemente cuadrada posee un elemento singular que lo caracteriza: está rematado con una gran cruz sobre una esbelta torre que destaca sobre la construcción con su espléndida proporción. Dicha cruz, coronada a unos 35 metros de altura es un humilde pero explícito antecedente de la monumental cruz que rematará en un futuro, ya no tan lejano, la gran torre principal del Templo de la Sagrada Familia.

La Casa de Bellesguard fue construida por Antoni Gaudí para la familia Guilera hacia el año 1909 y durante el siglo XX había pasado por pequeños episodios de reparaciones puntuales y mantenimiento (fig. 1).

ACTUACIÓN DE EMERGENCIA

Durante el mes de abril del 2008 se detectó una fuerte inclinación del fuste de la torre y la cruz, manifestándose graves lesiones en la estructura soportante que fueron observadas en la consiguiente inspección. Durante esta se verifica que la evolución de las grietas es muy rápida produciéndose crecimientos centimétricos en el paso de pocas horas. La constatación inmediata que la evolución de dichas lesiones era tan rápida, propició una intervención de urgencia que, debido al valor patrimonial del monumento, movilizó incluso los servicios de Patrimonio Histórico de la Ciudad.

Las actuaciones de emergencia, realizadas básicamente por los servicios de los bomberos de Barcelona, se centraron en primer lugar en estabilizar la cruz mediante su atado por medio de una grúa de gran tonelaje, a la vez que se reforzaba y apuntalaba la estructura inferior (figs. 2 y 3).


Esta primera actuación evita que, en caso de colapso, la cruz pudiera desprenderse, pero no garantiza la estabilidad del conjunto en tan mal estado, por lo que se decide el desmontaje de la cruz, para liberar el edificio de su peso excesivo.

Después de instalar un andamio a su alrededor se separa la cruz y se retira a una zona protegida en planta baja para proceder a su restauración por un equipo especializado.

A la vez, toda la estructura sustentante, gravemente desviada, queda descargada del peso y de la excentricidad de la cruz, que pesaba unos 80 KN y tenía una inclinación de unos 20 cm (fig. 4).

ANÁLISIS DEL EDIFICIO

Durante los siguientes meses se procede al análisis y diagnóstico de las lesiones, a la modelización de todo el sistema estructural con un complejo modelo de elementos finitos a la vez que se realizan ensayos de los materiales, en laboratorio y en la propia obra, mediante, entre otros, de ensayos de gatos planos para determinar las características de los materiales existentes.

De este estudio se desprende que las causas directas de la patología estructural son defectos constructivos de origen, es decir, pequeñas excentricidades que han evolucionado con el tiempo y la quiebra del apoyo Este de la torre, que se sustenta sobre una bóveda de cerámica.

Como se observa la axonometría derecha de la figura 5 y se indica en la figura 6, el punto donde se soporta la pilastra más interior en el edificio donde gravitan el pináculo y la cruz se proyectó y construyó sobre el cruce de dos arcos extraordinariamente esbeltos de ladrillo de canto. En este punto, ya débil de origen, se han acumulado tensiones con el paso del tiempo que han provocado su progresiva pérdida de capacidad portante.

Por otro lado se han detectado otras causas que, sin ser el origen del problema, lo han agravado. Estas son los empujones de la cu

bierta del palomar, los efectos del régimen de vientos predominantes en la zona, el deterioro de los materiales y las vibraciones producidas por obras de túnel instalación vecinas.

PROYECTO DE REHABILITACIÓN

A partir de este análisis se puede definir el sistema de refuerzo para la estructura soportando para poder restablecer la cruz sobre la torrepináculo, que ha sido restaurada en paralelo.

La estabilización del apoyo más débil de la torre, se realiza en el espacio inferior mediante la colocación de dos jácenas metálicas, que recogen el macizo mediante unas grandes placas y se hacen entrar en carga mediante gatos hidráulicos, para garantizar que se produzcan los mínimos movimientos posibles.

A la vez, en este pequeño espacio, destinado originalmente a palomar, se realiza un atirantado horizontal, para arriostrado los cuatro muros que conforman toda la base de la torre (fig. 7).

Además de estos refuerzos, se realizan otras de menor entidad como la reparación de las lesiones en el resto de las plantas o el refuerzo de los forjados.

Por último, como la estructura soportante dotada de capacidad suficiente, se procede a la reposición de la cruz en su ubicación original, por lo que es necesario conferir a la torrepináculo una mejor capacidad a flexión mediante la colocación de una barra Titan en su interior, que además sirve de conexión entre los dos elementos.

Estos trabajos requieren una ejecución delicada ya que el material que forma la cruz y la torre es una fábrica irregular de piedra, mortero de cal y piezas cerámicas dispersas (fig. 8).

Finalmente la cruz, totalmente restaurada, ofrece a la ciudad su presencia y sus colores originales, tal como la diseñó su autor, Antoni Gaudí, hace cien años (figs. 9 y 10).

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SITUACIÓN Y EMPLAZAMIENTO

Este edificio de oficinas, proyectado por «ARQUITEC-TURA PBA», está situado en el distrito 22@ de Barce-lona, en el punto de encuentro entre la calles Bolivia y Ciudad de Granada. El entorno en el que el edificio ha sido construido es conocido en sus últimos años por la singularidad y variedad de su arquitectura, en el cual un entorno industrial ha sido o está siendo susti-tuido fundamentalmente por edificios de oficinas.

Se trata de un edificio de planta en forma de rectán-gulo achaflanado de 37,5 3 32,5 m limitando por un lado con un voluminoso edificio de nueva construc-ción destinado a la «Comisión del Mercado de las Te-lecomunicaciones» y por otro con un antiguo edificio de fábrica ocupado en la actualidad por el »IL3» de la «Universitat de Barcelona».

La necesidad de ubicar grandes terrazas y espacios diáfanos en un edificio de dimensiones relativamente «reducidas», y la de cumplir la nada sencilla función de transición entre las características arquitectóni-cas singulares del nuevo distrito y las del antiguo ba-rrio industrial han dado forma a la geometría de este singular edificio de oficinas.

TIPOS ESTRUCTURALES

En este apartado se mencionan los tipos estructura-les presentes y la causa de su elección.

Elementos de contención y cimentación

Pantallas perimetrales

Como ya se ha comentado, se ha elegido un sistema de pantallas con anclajes activos provisionales debi-do a que el edificio está ubicado en una zona urbana con presencia de nivel freático.

Losa de cimentación

Debido a las características del terreno y la presencia de freático, la ejecución de una cimentación aislada era inviable, siendo la losa de cimentación la solu-ción más adecuada.

Elementos verticales

Pantallas de núcleo de escaleras/ascensor

Se han ejecutado pantallas de núcleo de escaleras y ascensor de hormigón armado en aquellas zonas en las que la distribución lo permitía.

Pilares

Realizados en hormigón armado o metálicos. Los pi-lares metálicos se han utilizado en aquellas zonas en las que el espacio en planta era muy exigente y para los pilares que en fase de servicio funcionan sometidos a esfuerzos de tracción.

Elementos horizontales

Forjados reticulares de casetón perdido

En tipología 25 1 10 o 25 1 5 dependiendo de las exigencias ante el fuego planteadas en proyecto.

Edificio de oficinas en el distrito 22@ de BarcelonaAntoni Blázquez Boya, Andreu Vilà Oliveras, Pablo López Torneiro y Rosa M. Buadas Brujats

Figura 1. Emplazamiento.

DESCRIPCIÓN GENERAL

El edificio tiene tres sótanos, planta baja, cuatro plan-tas y cubierta. A nivel estructural, las soluciones adoptadas combinan la estructura metálica, la mixta, el hormigón armado y el hormigón pretensado de ar-maduras postesas.

En la estructura horizontal coexisten los forjados de losa maciza con o sin armaduras activas, los forjados mixtos de chapa colaborante y los forjados reticula-res de casetón perdido, con vigas armadas metálicas para zonas de grandes luces y para el apeo de plan-tas desde la cubierta.


Losas de hormigón armado

En función de las necesidades de canto del forjado o en alguna zona de cargas sustancialmente mayores.

Losas de hormigón pretensado con armaduras postesas

Debido a que las jácenas de apeo tenían el canto li-mitado por temas urbanísticos, para reducir las defor-maciones de los forjados apeados, se recurrió al postesado de los voladizos en cada planta. De esta manera, se conseguía reducir la fisuración del hormi-gón y además se podían proporcionar unas cargas equivalentes ascendentes, con lo que se reduce la flecha instantánea y en consecuencia la total. Esta solución permite además, reducir la cuantía de arma-dura gracias a las mejores prestaciones del acero de pretensado.

Forjados mixtos de chapa colaborante

Utilizados en cubierta debido a que las cargas que necesitaba soportar eran inferiores a otras plantas y a que dicho forjado tiene un peso muy inferior a los otros tipos utilizados.

Vigas metálicas armadas

Atrio

Se trata de una viga de canto 80 cm y 20 m de lon-gitud aproximadamente. Vista en planta, esta viga resuelve la parte del contorno correspondiente al chaflán inclinado de una losa de 27 cm de canto que soporta una de las terrazas del edificio.

Cubierta

En cubierta se han dispuesto 3 vigas armadas (figu-ras 6, 7, 8 y 9) correspondiendo a tres alineaciones de pilares que apean 1 planta en uno de sus lados y 3 plantas en el otro (fig. 3), estando dichas plantas descolgadas desde la cubierta en fase de servicio.

El canto máximo que podía tener la viga era de 1,2 m, aprovechando el canto del cielo raso, por lo que hubo que dejar pasos para los conductos de instalaciones. Debido al canto y complejidad de las almas por los huecos y rigidizadores, la viga es armada, de este modo también hay más libertad para decidir las di-mensiones de las chapas.

Además de las comprobaciones de los estados límite según normativa, se utilizó el modelo de pórtico virtual

Figura 2. Zona postensada del forjado.

Además del modelo global a base de barras para el cálculo de la estructura, se realizó un modelo de ele-mentos finitos de un pórtico virtual, para evaluar las flechas y comprobar con detalle las vigas de apeo de cubierta. Para evaluar las flechas a plazo infinito se redujeron convenientemente los módulos de defor-mación de los elementos de hormigón, teniendo en cuenta los coeficientes de fluencia en función de la edad de puesta en carga y que el hormigón no estaba fisurado gracias al pretensado.

Figura 3. Modelo de pórtico virtual de apeo.

Figura 4. Detalle desplazamientos.

Figura 5. Flechas totales a plazo infinito.


Figura 7. Vigas de apeo en cubierta.

Figura 8. Vigas de apeo sobre forjado cubierta.

Figura 9. Vigas de apeo bajo cubierta.

Figura 10. Modelo de cálculo de la viga.

Figura 6. Viga metálica de cubierta.


en que las almas, alas y rigidizadores se discretizaron mediante elementos superficiales (figs. 10 y 11).

EJECUCIÓN - PROCESO CONSTRUCTIVO

Contención de tierras y cimentación

El edificio sigue uno de los tipos más habituales para la ejecución de sótanos en ciudades, en las que la cercanía de los edificios colindantes y la situación relativamente somera del nivel freático imponen la ejecución de pantallas de contención con anclajes activos provisionales y losas de cimentación. Ade-más, ha sido necesario realizar un proceso de estabi-lización del terreno mediante gunitado armado y an-clado al terreno con anclajes pasivos.

Cabe destacar que, durante la ejecución de las con-tenciones y cimentación del edificio se encontraron restos de cimentaciones aisladas, depósitos y muros perimetrales que no habían sido detectados previa-

Figura 11. Detalle de tensiones en E.L.U.

Figura 13. Anclajes duplicados.

Figura 14. Vista en fase constructiva previa al apeo.

Apeo 2

Apeo 1

Figura 12. Depósito enterrado.


mente, así como una variación muy importante en las características resistentes del terreno, que obligó li-teralmente a doblar el número de anclajes activos provisionales en una altura determinada de las pan-tallas para poder reducir la carga de tesado de los anclajes.

Estructura «apeada» (cargas descendentes)

Durante esta fase se realiza la estructura de forma convencional, esto es, mediante la ejecución de pila-res y forjados con encofrados soportados por punta-les o cimbras según el caso.

Aparentemente, este proceso no representaba gran difi cultad, pero las necesidades de espacio para ac-ceso a los sótanos en un tiempo muy reducido para poder continuar con las obras de albañilería e insta-laciones, fue la precursora de la construcción «con-vencional» realizada.

Tras discutir varios planteamientos constructivos, la decisión adoptada fue la de colocar pilares inclinados (fi g. 14, apeo 1) entre los techos de planta baja y planta primera dando continuidad a la estructura en las zonas de «descuelgue», dando lugar a una tipolo-gía prácticamente «convencional» de ejecución. En la zona opuesta (fi g. 14, apeo 2) el sistema de apeo fue similar pero de menor entidad debido fundamental-mente a que el número de plantas a apear era menor.

Este proceso proveía de la fl exibilidad y velocidad nece-saria exigida en esta obra, pero planteaba la difi cultad de resolver dos estructuras con un comportamiento diferente y una transición entre dichos comportamien-tos relativamente brusca.

Estructura «descolgada» (cargas ascendentes)

Una vez ejecutadas las vigas de apeo metálicas de cubierta, se procedió a la eliminación de los pilares y/o puntales provisionales de apeo de la estructura.

Para poder evitar, en la medida de lo posible, que la transición entre los dos comportamientos menciona-dos fuese tan brusca, en la zona apeada mediante pilares inclinados HEB 280 (fi g. 14, apeo 1) se eli-minaron las alas de dichos perfi les con un corte en forma de cuña (fi g. 15) para provocar la formación de una rótula plástica previa al corte defi nitivo de los pi-lares mediante oxicorte.

Los soportes provisionales del apeo 1 estaban cons-tituidos por cuatro puntales conectados entre sí, con lo que afl ojándolos de uno en uno se conseguía una transición suave.

Una vez terminada esta fase, la estructura estaba prácticamente acabada.

CONCLUSIONES

La estructura funciona de forma usual mediante pila-res comprimidos en algunas zonas, y traccionados en otras para generar espacios diáfanos, subiendo las cargas de los forjados hacia las vigas de apeo en cu-bierta. Para dichas vigas se recurre a vigas metálicas armadas en cajón debido a la limitación de altura del edifi cio.

El proceso constructivo es otro de los aspectos singu-lares del edifi cio, ya que el ritmo de ejecución obligaba a usar procedimientos «convencionales» de construc-ción para una solución estructural poco convencional, debiendo dejar libres las plantas y especialmente la rampa de entrada a los sótanos del edifi cio para que

Figura 15. Corte en cuña.

Figura 16. Fase constructiva en zona apeada.


Figura 17. Vista desde la calle Bolivia.


Figura 18. Vistas de los apeos.

empresas de instalación, albañilería, etc. pudieran continuar con la ejecución.

Después de valorar diferentes alternativas, la pro-puesta que se llevó a cabo implicaba que durante la fase de levantamiento del edificio los pilares eran to-talmente continuos y trabajaban «comprimidos», para posteriormente eliminar los tramos de pilar que no existían en proyecto. Este sistema permitió construir

con la velocidad habitual de una obra convencional una estructura que funcionaba parcialmente descol-gada desde la cubierta.

La combinación de una jácena de acero con canto li-mitado en cubierta para suspender los apeos, con el empleo del pretensado con armaduras postesas en los voladizos de los forjados, se ha demostrado muy adecuada para controlar las deformaciones.

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5 Visita de l’ACE i la UPC a la Basílica de la Sagrada FamíliaCarles Romea

El dijous 22 de novembre alguns afortunats, pocs, vam tenir l’immens privilegi de poder visitar les obres de la Basílica de la Sagrada Família. En una oferta llampec de l’ACE, el nostre soci d’Honor, l’arquitecte Carles Buxadé, ens va guiar en un recorregut itinerant pels llocs més emblemàtics i accessibles de les obres de construcció dels nous pinacles. La visita va començar amb una exposició, via «power-point», de les diverses fases que va patir el projecte fins arribar al que avui en dia és: una esplèndida realitat. L’ex-plicació del mestre, no va defugir els aspectes polè-mics, però sempre des del respecte i l’admiració al geni de Gaudí. Es una autèntica delícia, poder escol-tar de primera mà una informació tan raonada i viscu-da, d’una gran personalitat del món de les estruc-tures, amb un punt d’apassionament però des del coneixement i el rigor acadèmics.

Acte seguit, des del cor estant es van poder compro-var les dimensions de la nau i el detall dels pilars de suport, tenint una visió magnífica del joc de llums que, de manera general, omple la Basílica. Cal remar-car l’escala de cargol que en els dos laterals del cor connecten els diferents nivells de l’edifici, escales que, per elles mateixes ja són un referent arquitectò-nic i estructural. Seguidament, amb els ascensors cilíndrics interiors, vam guanyar la coberta lateral de la nau podent accedir al punt més alt interior, tenint una vista privilegiada sobre el conjunt de la nau, on es percep, en tota la seva magnitud, les seves colossals dimensions. Ja per camins interiors de l’obra, entre encofradors, ferralles, i escultors, en un ascensor de campanya, talment com si pugéssim de la mina, des de la cota 150 varem pujar a la cota 180. Val a dir que en aquest nivell, les torres, els seus ornaments estan a tocar i es pot apreciar amb tot detall l’arte-sania del trencadís que les recobreix. Aquí un grapat de raïm, allà una flor, mes enllà un paraboloide hiper-bòlic que representa la Verge. Una visió interessant des d’aquest nivell és la coberta de les escoles, autèntica demostració del geni, feta amb rajoles amb superfícies còniques, i que tant van impressionar a Le Corbusier en la seva visita a Barcelona del 1928 (?). A la cota 180, punt actualment més alt de les obres, neix la que serà la torre més important de l’edifici

consagrada a la figura de Jesucrist i que s’elevarà fins els 172 m. Des de aquest balcó sobre la ciutat i vo-lant literalment sobre una bastida circular, Buxadé va aprofitar tan teatral escenari per entrar de ple en la polèmica que la Sagrada Família ha tingut, i encara és

Figura 1.

46 Visita de l’ACE i la UPC a la Basílica de la Sagrada FamíliaVisita de la ACE y la UPC en la Basílica de la Sagrada Familia

viva, amb els responsables del MOPU sobre el pas del TGV en la seva proximitat. En aquest punt Buxadé és clar: els arguments purament arquitectònics de la singularitat de la Basílica, indiscutibles, són difícil-ment avaluables amb termes únicament tècnics que són els que esgrimeixen els enginyers de Camins. Segons el seu parer no s’hauria d’haver arribat mai a aquesta situació si tenim present que en els argu-ments principals cap de les parts està enfrontada: ningú no vol cap mal a la Sagrada Família i a més a més tots entenen que no hi ha temps per perdre.

Un cop arribats novament a la planta baixa i ja alli-berats de la visita oficial, vam tenir l’oportunitat de gaudir, ja a peu pla, de la nau principal de la Basílica.

Per reblar el clau vaig visitar l’exposició permanent dintre de les escoles que, per a mi sempre han estat una debilitat. Aquí s’entén un dels preceptes més importants en la valoració de tota obra d’art com és l’ECONOMIA de recursos, aquí, tan allunyats del barro-quisme excessiu d’alguna de les parts de la Basílica.

Vull felicitar a l’ACE per aquesta iniciativa alhora que l’animo a repetir-la més sovint.

VISITA DE LA ACE Y LA UPC EN LA BASÍLICA DE LA SAGRADA FAMILIA

Carlos Romea

El jueves 22 de noviembre algunos afortunados, pocos, tuvimos el inmenso privilegio de poder visitar las obras de la Basílica de la Sagrada Familia. En una oferta relámpago de la ACE, nuestro socio de Honor, el arquitecto Carles Buxadé, nos guió en un recorrido itinerante por los lugares más emblemáticos y accesibles de las obras de construcción de los nuevos pináculos. La visita comenzó con una exposición, vía «powerpoint», de las diversas fases que sufrió el proyecto hasta llegar al que hoy en día es: una espléndida realidad. La explicación del maestro, no rehuyó los aspectos polémicos, pero siempre desde el respeto y la admiración al genio de Gaudí. Es una auténtica delicia, poder escuchar de primera mano una información tan razonada y vivida, de una gran personalidad del mundo de las estructuras, con un punto de apasionamiento pero desde el conocimiento y el rigor académicos.

Acto seguido, desde el mismo coro se pudieron comprobar las dimensiones de la nave y el detalle de los pilares de apoyo, teniendo una visión magnífica del juego de luces que, de manera general, llena la Basílica. Hay que remarcar la escalera de caracol que en los dos laterales del corazón conectan los diferentes niveles del edificio, escaleras que, por ellas mismas ya son un referente arquitectónico y estructural. Seguidamente, con los ascensores cilíndricos interiores, ganamos la cubierta lateral de la nave pudiendo acceder al punto más alto interior, teniendo una vista privilegiada sobre el conjunto de la nave, donde se percibe, en toda su magnitud, sus colosales dimensiones. Ya por caminos interiores de la obra, entre encofradores, chatarras, y escultores, en un ascensor de campaña, como si subiéramos de la mina, desde la cota 150 subimos a la cota 180. Cabe decir que en este nivel, las torres, sus ornamentos están muy cerca y se puede apreciar con todo detalle

la artesanía del trencadís que recubre. Aquí un puñado de uvas, allí una flor, más allá un paraboloide hiperbólico que representa la Virgen. Una visión interesante desde este nivel es la cubierta de las escuelas, auténtica demos tración del genio, hecha con baldosas con superficies cónicas, y que tanto impresionaron a Le Corbusier en su visita a Barcelona del 1928 (?). En la cota 180, punto actualmente más alto de las obras, nace la que será la torre más importante del edificio consagrada a la figura de Jesucristo y que se elevará hasta los 172 m. Desde este balcón sobre la ciudad y volando literalmente sobre un andamio circular, Buxadé aprovechó tan teatral escenario para entrar de lleno en la polémica que la Sagrada Familia ha tenido, y todavía está viva, con los responsables del MOPU sobre el paso del AVE en su proximidad. En este punto Buxadé es claro: los argumentos puramente arquitectónicos de la singularidad de la Basílica, indiscutibles, son difícilmente evaluables con tér minos únicamente técnicos que son los que esgrimen los ingenieros de Caminos. A su juicio se no debería haber llegado nunca a esta situación si tenemos en cuenta que en los argumentos principales ninguna de las partes está enfrentada: nadie quiere ningún daño a la Sagrada Familia y además todos entienden que no hay tiempo que perder.

Una vez llegados nuevamente a la planta baja y ya liberados de la visita oficial, tuvimos la oportunidad de disfrutar, ya a pie plano, de la nave principal de la Basílica.

Para remachar el clavo visité la exposición permanente dentro de las escuelas que, para mí siempre han sido una debilidad. Aquí se entiende uno de los preceptos más importantes en la valoración de toda obra de arte como es la ECONOMÍA de recursos, aquí, tan alejados del barroquismo excesivo de alguna de las partes de la Basílica.

Quiero felicitar a la ACE por esta iniciativa al tiempo que le animo a repetirla más a menudo.

Figura 2.

47

6 Miscel·lània

Acord ArphoL’ACE signa un acord de col·laboració amb ARPHO (Asociación de Reparación, Refuerzo y Protección del Hormigón)

L’acord es va signar el passat 29 de novembre a la Escuela Superior de Ingeniería Civil (antes Obras Pú-

Signatura acord marc de constitució d’una federació d’associacions de consultors d’estructures

L’Associació de Consultors d’Estructures (ACE) i la Asociación de Consultores Independientes de Estruc-turas de Edificación (ACIES) van signar el passat 15 de desembre, un acord d’intencions per tal de crear una federació d’associacions de consultors d’estructures. La seva finalitat és unir esforços per legitimar la professió, defensar els interessos comuns i garantir la qualitat del consultor d’estructures. Es preveu que al llarg del 2012 aquesta federació sigui ja una realitat, quedi legalment constituïda i resti oberta a l’adhe sió d’altres associacions existents o bé que es puguin arribar a constituir.

Jorge Blasco, vocal de la junta de l’ACE i José Diego Moar, president d’ARPHO. | Jorge Blasco, vocal de la junta de ACE y José Diego Moar, presidente de ARPHO.

David Garcia, president de l’ACE i Javier Valladares, president d’ACIES. | David Garcia, presidente de ACE y Javier Valladares, presidente de ACIES.

blicas). Es tracta d’una iniciativa que respon a la ne-cessitat de buscar aliances de cooperació entre les diferents entitats del sector.

Els principals objectius d’aquest acord són: promou-re la col·laboració en els temes comuns a ambdues institucions, afavorir l’intercanvi d’informació i col·la-borar en tasques, iniciatives i projectes que siguin de benefici mutu.

ACUERDO ARPHO

La ACE firma un acuerdo de colaboración con ARPHO (Asociación de Reparación, Refuerzo y Protección del Hormigón)

El acuerdo se firmó el pasado 29 de noviembre en la Escuela Superior de Ingeniería Civil (antes Obras Públicas). Se trata de una iniciativa que responde a la necesidad de buscar alianzas de cooperación entre las diferentes entidades del sector.

Los principales objetivos de este acuerdo son: promover la colaboración en los temas comunes a ambas instituciones, favorecer el intercambio de información y colaborar en tareas, iniciativas y proyectos que sean de beneficio mutuo.

48 Miscel.làniaMiscelánea

Lectura Tesi Diego Martín

El nostre associat Diego Martín va llegir el passat 30 de gener la seva tesi doctoral:

EL GUGGENHEIM MUSEUM DE NEW YORK

Interpretación del papel de la estructura a través de la colaboración entre Frank Lloyd Wright y Jaroslav J. Polivka.

Des d’aquí li transmetem l’enhorabona.

LECTURA TESIS DIEGO MARTÍN

Nuestro asociado Diego Martín leyó el pasado 30 de enero su tesis doctoral:

EL GUGGENHEIM MUSEUM DE NEW YORK

Interpretación del papel de la estructura a través de la colabora-ción entre Frank Lloyd Wright y Jaroslav J. Polivka.

Desde aquí le transmitimos la enhorabuena.

Lectura Tesi Miquel Llorens Sulivera

El nostre associat Miquel Llorens va llegir el passat 25 de novembre la seva tesi doctoral: «Characteriza-tion of masonry structural members working in com-pression by modal analysis-based methods» a l’Esco-la ETSECCPB - UPC.

Des d’aquí li transmetem l’enhorabona.

LECTURA TESIS MIQUEL LLORENS SULIVERA

Nuestro asociado Miquel Llorens leyó el pasado 25 de noviembre su tesis doctoral: «Characterization of masonry structural mem-bers working in compression by modal analysis-based methods» en la Escola ETSECCPB - UPC.

Desde aquí le transmitimos la enhorabuena.

FIRMA ACUERDO MARCO DE CONSTITUCIÓN DE UNA FEDERACIÓN DE ASOCIACIONES DE CONSULTORES DE ESTRUCTURAS

La Asociación de Consultores de Estructuras (ACE) y la Asocia-ción de Consultores Independientes de Estructuras de Edificación (ACIES) firmaron el pasado 15 de diciembre, un acuerdo de inten-ciones para crear una federación de asociaciones de consultores de estructuras. Su finalidad es unir esfuerzos para legitimar la

profesión, defender los intereses comunes y garantizar la calidad del consultor de estructuras. Se prevé que a lo largo de 2012 esta federación sea ya una realidad, quede legalmente constitui-da y quede abierta a la adhesión de otras asociaciones existen-tes o que se puedan llegar a constituir.

49Miscel.làniaMiscelánea

FE D’ERRATES

Al passat número 42 de la nostra revista, a l’article Homenatge a Joan Torras i Guardiola de Robert Bru-fau, hi van sortir algunes errades que lamentem i volem esmenar:

• En el segon paràgraf es parla de les conferències pronunciades el 24 de febrer de 2011 per «As-sumpció Feliu i Guardiola i Elies Rogent i Albiol» quan els noms reals són els d’Assumpció Feliu i Torras (és besnéta de l’homenatjat) i de Jordi Rogent i Albiol (rebesnét d’Elies).

• Un mica més avall del mateix escrit, quan es diu que al número 41 dels Quaderns es publicava «el text d’Elies Rogent, amb el títol “Joan Torras Guardiola, arquitecte”», l’autor del text és Jordi Rogent i no Elies Rogent.

• Més endavant, hi diu que en Robert Brufau està preparant un petit text per presentar el llibre La Barcelona de ferro. A propòsit de Joan Torres i Guardiola quan, realment, el títol del llibre és La Barcelona de ferro. A propòsit de Joan Torras i Guardiola.

FE DE ERRATAS

En el pasado número 42 de nuestra revista, en el artículo «Homenaje a Joan Torras i Guardiola» de Robert Brufau, salieron algunos errores que lamentamos y queremos enmendar:

• En el segundo párrafo se habla de las conferencias pronunciadas el 24 de febrero de 2011 por «Assumpció Feliu Guardiola y Elies Rogent Albiol» cuando los nombres reales son los de Assumpció Feliu Torras (es bisnieta del homenajeado) y de Jordi Rogent Albiol (tataranieto de Elies).

• Un poco más abajo del mismo escrito, cuando se dice que el número 41 de los Quaderns se publicaba «el texto de Elies Rogent, con el título “Joan Torras Guardiola, arquitecto”», el autor del texto es Jordi Rogent y no Elies Rogent.

• Más adelante, dice que Robert Brufau está preparando un pequeño texto para presentar el libro «La Barcelona de hierro. A propósito de Joan Torres Guardiola» cuando, realmente, el título del libro es «La Barcelona de hierro. A propósito de Joan Torras i Guardiola».

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Nombre: SGSFecha de creación: 1878Delegaciones en España: en todas

las Comunidades AutónomasPresencia en otros países: 140N.o de trabajadores en España: 3.002Ofi cinas en Barcelona:

SGS c/ Llull 95-97, 5.a planta08005 BarcelonaTel.: +34 93 320 36 17Fax: +34 93 320 36 20 / 21www.sgs.es

Edifi cio SGS en Barcelona.

50

7 Llista de membres de l’Associació Març 2012

SOCIS D’HONOR

Antonio Aguado de Cea Jordi Girona 1-3 Campus Nord UPC 08034 BARCELONA [email protected]

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

Francesc Bassó i Birulés Balmes 415, 9è C 08022 BARCELONA email: [email protected]

Carles Buxadé i Ribot Major 26 08960 SANT JUST DESVERN

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

Rafael Casals i Bohigas Betlem 42 08012 BARCELONA

José María Fornons García Entença 299 08029 BARCELONA

Enrique González Valle Mario Rosso de Luna 29 Edificio Bracamonte 28040 MADRID email: [email protected]

Fruitós Mañà i Reixach Bailèn 7, 2n 2a 08010 BARCELONA

Joan Margarit Consarnau Major 26 08960 SANT JUST DESVERN email: [email protected]

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

Florentino Regalado Tesoro Granja de Rocamora 18, entlo. 03015 ALICANTE

Antoni Torrent i Marquès Avda. Montevideo 65, 3r 4a 08340 VILASSAR DE MAR

José Antonio Torroja Cavanillas Príncipe de Vergara 103, 10 D 28006 MADRID

SOCIS EMÈRITS

Rafael Bellmunt i Ribas Comte Borrell 215, 7è 4a 08029 BARCELONA email: [email protected]

José Luis Pedraza i Llanos Camí de Can Gatxet 47, 1r 2a 08190 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

José Luis Vázquez i Baanante Travessera de les Corts 348 08029 BARCELONA

Eduard Hernando i Talo Jaume I 41 43005 TARRAGONA

Manel García Cabrera Vía Augusta 4, àtic 08006 BARCELONA

SOCIS PROTECTORS

1P. CONSTRUCCIONES, APLICACIONES Y REFUERZOS, S.A. (CARSA) 1P.1 Fernando Gordún Burillo De lo Gaiter del Llobregat 125-127 P. I. 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

4P. SGS TECNOS, S.A. 4P.1. Vicens Villalba Llull 95-97, 5a planta 08005 BARCELONA email: [email protected] www.sgs.es

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

INTEMAC

METIRE UT SCIAS

9P. INTEMAC 9P.1 Francisco Hostalet Alba Avda. de la Riera 28 Pol. Ind. Oest 1 08960 SANT JUST DESVERN email: [email protected] www.intemac.es

11P. PROPAMSA, S.A.U. 11P.1 Manel Soler Caralps Camí de Ciments Molins s/n 08620 SANT VICENÇ DELS HORTS email: [email protected] www.propamsa.es

51Llista de membres de l’AssociacióListado de miembros de la Asociación

14P. ENCOFRADOS J. ALSINA, S.A. 14P.1 Jaume Alsina Oliva 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]

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

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 Avinguda Maresme 44-46, planta 3a, oficina 31 08018 BARCELONA email: [email protected] www.socoteciberia.es

27P. KNAUF MIRET S.L. 27P.1 Daniel Miret Bausili Calafell 1 08720 VILAFRANCA DEL PENEDÉS

28P. CYPE INGENIEROS, S.A. 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 Pedro Ossó Rebull Passeig de Gràcia 11, esc. B, 1a pl. 08007 BARCELONA email: [email protected] www.vsl-intl.com

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

32P. BASF CONSTRUCTION CHEMICALS ESPAÑA S.L. 32P.1 Carmen Moral Carretera del Mig, 219 08907 L’HOSPITALET DEL LLOBREGAT email: [email protected] www.basf-cc.es

33P. ASSOCIACIÓ PER LA CONSTRUCCIÓ D’ESTRUCTURES METÀL.LIQUES (ASCEM) 33P.1 Joan Delriu Real 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

37P. HILTI ESPAÑOLA, S.A. 37P.1 Albert Marull Pallars 455 08018 BARCELONA email: [email protected]

39P. SISTEMES DE REFORÇ ACTIU, S.L. 39P.1 Antoni Aguadé Vila Jaume Balmes 8 08301 MATARÓ email: [email protected] www.noubau.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

44P. IBERMAPEI, S.A. 44P.1 Antoni Faura Mesa Plaça Catalunya 20, 5a planta 08002 BARCELONA email: [email protected] www.mapei.es

45P. TORNILLERÍA INDUSTRIAL, S.A. 45P.1 Daniel Valls Fonoll Catalunya 11, P. I. Can Oller 08130 SANTA PERPÈTUA DE LA MOGODA email: [email protected] www.tindsa.com

47P. IBERTRAC, S.L. 47P.1 Víctor Rubio Monsant Loreto 13-15, D 08029 BARCELONA email: [email protected] www.ibertrac.com

50P. GERB, S.A. 50P.1 Tomás López de Uralde Gines Paseo de la Castellana 121, esc. dcha. 2.o C 28046 MADRID email: [email protected] [email protected] www.gerb.com

52 Llista de membres de l’AssociacióListado de miembros de la Asociación

52P. CONSTRUCCIÓ I TRACTAMENT DE REHABILITACIÓ D’EDIFICIS 52P.1 Josep Antoni Martínez Balmes 245 08006 BARCELONA email: [email protected]

53P. FERROBÉRICA, S.L. 53P.1 Juan Carlos Calderón Apolo 53P.2 Eduard Barragan Font 53P.3 Santiago Meseguer Bellés Ctra. Martorell a Olesa, km 4,5 08630 ABRERA email: [email protected] www.ferroberica.com

61P. CMFSOFT 61P.1 Primitivo Rodríguez Valle del Roncal 12 Edificio Ros Falcón of. 9, pl. baja 28232 LAS ROZAS - MADRID email: [email protected] www.cmfsoft.com

62P. ENCOFRADOS CASTELL, S.L. 62P.1 Hilario García Mata Camí Can Ferran 13-15 08403 GRANOLLERS email: [email protected] www.ecastell.com

63P. MANEJO INTEGRADO DE PLAGAS Y PATOLOGÍAS, S.A. 63P.1 Antoni Saludes i Baltasar Carrer del Mig 24 08880 CUBELLES email: [email protected] www.sanite.net

64P. PERLITA Y VERMICULITA, S.L. 64P.1 Jeremías Marques Pol. Can Prunera s/n email: [email protected] www.perlitayvermiculita.com

65P. TECNIFUSTA ENGINYERIA, S.L. 65P.1 Jordi Figueras Figueras Closa d’en Llop 110, apt. 213 17130 L’ESCALA email: [email protected] www.tecnifusta.com

66P. BOSCH & VENTAYOL GEOSERVEIS, S.L. 66P.1 Albert Ventayol Lázaro Rocafort 261, àtic 2a 08029 BARCELONA email: [email protected] www.boschyventayol.com

67P. ATRUM SOLUCIONES INTEGRALES, S.L. 67P.1 Ángel Truzman Cifuentes Chapí 17, local 1 08031 BARCELONA email: [email protected] www.atrum.es

68P. URETEK SOLUCIONES INNOVADORAS, S.L.U. 68P.1 Rubén Galisteo del Río Príncipe de Vergara 126 28002 MADRID email: [email protected] www.uretek.es

69P. GEAS INTEGRAL, S.L.P. 69P.1 Javier Pastor Cañadas Ronda Santa Eulàlia 18, local 08780 PALLEJÀ email: [email protected] www.geas.es

70P. PLAKABETON SLU 70P.1 Alexandre Damon Acústica 14, P. I. Santa Rita 08755 CASTELLBISBAL email: [email protected] http://es.plakagroup.com/ index/es-es/

71P. ITW CONSTRUCTION PRODUCTS 71P.1 Álvaro Bizarri Albarrán Murcia 36, P. I. Les Salines 08830 SANT BOI DE LLOBREGAT email: [email protected] http://www.spit.es

SOCIS NUMERARIS PROFESSIONALS

11. BRUFAU, OBIOL, MOYA I ASSOCIATS, S.L. 11.1 Robert Brufau i Niubó 11.2 Agustí Obiol i Sánchez 11.3 Lluís Moya i Ferrer

BOMA BARCELONA 11.4 Miguel Àngel Sala i Mateus 11.5 Antoni Orti i Molons 11.7 Ignacio Costales Calvo 11.8 Alicia Huguet Gonzàlez 11.9 Carles Jaén Gonzàlez 11.10 Anabel Lázaro Yus 11.11 Fernando Llaberia Martínez Hercegovina 23, baixos 08006 BARCELONA email: [email protected] www.bomainpasa.com

BOMA NORTE 11.12 Diego Martín Sáiz Muelle Tomás Olabarri 3, bajos 48930 LAS ARENAS-GETXO VIZCAYA email: [email protected]

BOMA LEVANTE 11.13 Josep Ramon Solé Marzo Av. Reino de Valencia 53, puerta 3 46005 VALENCIA email: [email protected]

BOMA MADRID 11.14 Xavier Aguiló Aran Marqués del Riscal 8, 4.o A 28010 MADRID email: [email protected]

BOMA INTERNACIONAL 11.15 Guillem Baraut i Bover Hercegovina 23, baixos 08006 BARCELONA email: [email protected]

13. INDUS CÁLCULO, S.A. 13.1 Jordi Pedrerol Jardí 13.4 Xavier Mas Garcia 13.5 Cesc Aldabó Fernández 13.6 Luis Chóliz del Junco 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 Josep Xercavins Batlló Can Xercavins Apartat de correus 359 08191 RUBÍ email: [email protected] www.pbx.cat

16. area5 16.1 Antoni Massagué i Oliart 16.3 Jordi Parés Massagué 16.4 Jordi Velasco Saboya Ríos Rosas 47 08006 BARCELONA email: [email protected] www.area-5.com


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 20.3 Lluis Cortés Mínguez 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 21.2 Juan José Moreno Cabrera 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

25. Juan José Ibáñez i Acedo Santa Teresa 42A 08172 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected] www.jji-ingenieria.com

27. Llorenç García i Geira Passeig del Canal 25, 3r 1a 08970 SANT JOAN DESPÍ email: [email protected]

29. Vicenç Moya i Torrebadell Sant Iscle 5 17400 BREDA email: [email protected]

30. Pere Sobré i Massagué Borrell 28 08202 SABADELL email: [email protected]

31. NB 35 barcelona 31.1 Enric Torrent i Figuerola Taquígraf Garriga 10 08014 BARCELONA email: [email protected]

33. GENESCÀ MOLIST, SL. 33.1 Josep M. Genescà i Ramon 33.2 Marcel Cruells Castellet Numància 63, entresòl 08029 BARCELONA email: [email protected]

35. BLÁZQUEZ-GUANTER, ARQUITECTES, S.L.P. 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, S.L.P. 37.1 Jaime Pastor i Sánchez Avda. Cornellà 13-15, edifici Símbol, local 5, nivell 2 08950 ESPLUGUES DE LLOBREGAT 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 39.2 Raúl Montes Usategui Suïssa 13 08023 BARCELONA email: [email protected]

42. GOBI CONSULTORS D’ESTRUCTURES, S.L. 42.1 Joan Ramon Goitia 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 Ronda Ponent 5-11 08820 EL PRAT DE LLOBREGAT email: [email protected] www.grupo-navas.com

47. VALERI CONSULTORS ASSOCIATS 47.1 Josep Maria Valeri i Ferret 47.2 Mercè Ramos i Ortiz 47.5 Ramon Costa i Farràs 47.7 Roger Molist i Fusté Bailèn 7, 2n 2a 08010 BARCELONA email: [email protected] www.valericonsultors.net

48. AGW CONSULTORS ESTRUCTURES, S.C.P. 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 Ermengarda 32, local 3 08014 BARCELONA email: [email protected]

51. TECTUM ENGINEERING, S.L.P. 51.1 Xavier Mateu i Palau Autonomia 2, local C 08225 TERRASSA email: [email protected] http://arquitectes.coac.cat/tectum/ www.silicics.comlu.com

52. Josep Baquer i Sistach Domènech 6, 3r 6a 08172 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

53. GWAMBA CONSULTORIA D’ESTRUCTURES, S.L.P. 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]

56. GMK ASSOCIATS, S.L. 56.1 Miquel Llorens i Sulivera 56.3 Josep Bellés Gea Joan Alsina 5, entresòl 17003 GIRONA email: [email protected]

58. FALGUERA I ASSOCIATS CONSULTORS D’ESTRUCTURES, S.L.P. 58.1 Xavier Falguera Valverde 58.2 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, S.L.P. 63.1 David Garcia i Carrera 63.2 Esther Muñoz Gavilán 63.3 Marta Farrús Cassany 63.5 Marina Vilà Pau 63.6 Amparo Lecha Gargallo 63.7 Maite Ramos Martínez 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. 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 Martínez 70.2 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]

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]

78. A DE ARQUITECTURA 78.1 M. José Martínez Vílchez Casp 118-120, 1r 4a 08013 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 82.3. Enric Font Mendiola 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 Oró Almogàvers 66, 2n 08018 BARCELONA email: [email protected] www.pl2.es

86. RGA ARQUITECTES, S.L.P. 86.1 Josep Sotorres Escartín Muntaner 320, 1r 1a 08021 BARCELONA email: [email protected] www.rga.cat

89. 2BMFG ARQUITECTES, S.L.P. 89.1 Ramon Ferrando Ríos 89.2 Carles Gelpí Arroyo 89.3 Eduard Reus Plana Major, 26 08960 SANT JUST DESVERN email: [email protected] www.2bmfg.com

91. Josep Maria Cots Call Rambla d’Aragó 14, 6è 1a 25002 LLEIDA email: [email protected]

92. Emma Leach Cosp Reina Victòria 4, baixos 08021 BARCELONA email: [email protected]

93. Laureà Miró Bretos Pl. Josep Tarradelles 21-27, 3r 2a 08340 VILASSAR DE MAR email: [email protected] www.laureamiro.com

94. STRAIN ENGINEERING, S.L. 94.1 Carles Teixidor Begudan 94.2 Francesc Arbós Bellapart Avinguda Venezuela 8 17800 OLOT email: [email protected] [email protected] www.strain.es

95. OB ENGINYERIA, S.L. 95.1 Joel Orobitg Pérez Roc dels escollons 8, 2n D A0500 ANDORRA LA VELLA email: [email protected]

97. CAMPANYÀ I VINYETA SERVEIS D’ARQUITECTURA, S.L. 97.1 Carles Campanyà i Castelltort Trafalgar 12, 1r 2a 08010 BARCELONA email: [email protected]

98. Pere Castelltort Sales Saragossa 108, baixos 08006 BARCELONA email: [email protected]

99. Frederic Casals Domingo Sant Elies 29-35, esc. B, 6è 4a 08006 BARCELONA email: [email protected]

100. Raúl Lechuga Durán Lezabide 15, 4.o A 20110 PASAIA (GUIPUZCOA) email: [email protected]

101. ESKUBI-TURRÓ ARQUITECTES, S.L. 101.1. Juan Ignacio Eskubi Ugarte Girona 62, baixos, local b 08009 BARCELONA email: [email protected]

102. CALTER INGENIERÍA, S.L. 102.1. Juan Carlos Arroyo Portero Valenzuela 8, 2.o izquierda 28014 MADRID email: [email protected] www.calter.es

103. BERNUZ FERNÁNDEZ ARQUITECTES, S.L.P. 103.1. Manuel Fernández Pérez 103.2 Jordi Bernuz Bertolin Doctor Trueta 154, baixos 08005 BARCELONA email: [email protected]

[email protected]

104. ORIOL PALOU JULIÁN Badajoz 91 08005 BARCELONA email: [email protected] www.sustenta.eu

106. INARGEST, S.L. 106.1. Juan Ramón Aurrekoetxea Aurrekoetxea Cr. Bilbao-Galdako 6A, of. 2B Edificio Metroalde 48004 BILBAO email: [email protected] www.inargest.com


107. ENGINYERIA REVENTÓS, S.L. 107.1. Manuel Reventós Rovira Pere IV 363-38, 1r local 15 08020 BARCELONA email: [email protected] www.ereventos.com

108. MP3 ARQUITECTURA I ESTRUCTURA, S.C.P. 108.1. Carles Padrós Sallés Montserrat 95 08221 TERRASSA email: [email protected]

109. FS ESTRUCTURAS, S.L. 109.1. Fernando Sarría Pueyo 109.2. Javier Asensio Olaso 109.3. Sergio Jiménez Romero Plaza Mayor 19-21, bajos 31621 SARRIGUREN email: [email protected]

110. FUNDACIÓ INSTITUT TECNOLÒGIC DE LLEIDA 110.1. Marta Torras Isla Parc de Gardeny edifici 29, porta B 25003 LLEIDA email: [email protected]

111. Juan José Rosas Alaguero Sant Quintí 52-68 08041 BARCELONA email: [email protected]

112. Francisco Duarte Jiménez ESTUDIO DUARTE Y ASOCIADOS S.L.P. Diego Angulo Iñiguez 14, 1.o A 41018 SEVILLA email: [email protected]

SOCIS ACADÈMICS

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. FERRES ARQUITECTOS Y CONSULTORES, S.L. Xavier Ferrés Padró Passatge Marimón 6, 2n 2a 08021 BARCELONA email: [email protected]

AD4. Ramon Sastre i Sastre ETS ARQUITECTURA DEL VALLÈS Pere Serra 1-15 08190 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

AD5. Antoni Paricio Casademunt ETS ARQUITECTURA DEL VALLÈS Pere Serra 1-15 08190 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

AD7. David Lladó Porta Gran Via Carles III, 58-60, «B» local 08028 BARCELONA email: [email protected]

AD8. Jordi Maristany Carreras ETSAB Avinguda Diagonal 649, 3a planta 08028 BARCELONA email: [email protected]

AD9. Francisco Muñoz Salinas ETSAV Pere Serra 1-15 08173 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

AD10. César Díaz Gómez ETSAB Avinguda Diagonal 649, 3a planta 08028 BARCELONA email: [email protected]

AD11. Javier López-Rey Laurens ETSAB Avinguda Diagonal 649, 3a planta 08028 BARCELONA email: [email protected]

AD12. Joan Ramon Blasco Casanovas ETSAV Pere Serra 1-15 08190 SANT CUGAT DEL VALLÈS email: [email protected]

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A5. Sílvia Hernández Antón Hercegovina 25, local 4 08006 BARCELONA email: [email protected]

A6. Paulino Vicente Rodríguez Hercegovina 25, local 4 08006 BARCELONA email: [email protected]

A8. Clara Bretón Brat Hercegovina 25, local 4 08006 BARCELONA email: [email protected]

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

A16. Ana Andrade Cetto Consell de Cent 471-475, 1r 2a A 08013 BARCELONA email: [email protected]

A18. Marta Solé Arbués TUTOR: BIS ARQUITECTES Enric Granados 135, 5è 1a 08008 BARCELONA email: [email protected]

A20. Esther Viladrich Granda EUROPEA INGENIEURBURO S.L. TUTOR: GERARDO VIDAL PUEYO Independència 240, baixos 08025 BARCELONA email: [email protected]

A28. Laia Picarín Macías TUTOR: BIS ARQUITECTES Enric Granados 135, 5è 1a 08008 BARCELONA email: [email protected]

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]

A36. Josep Agustí de Ciurana Tejería 28, 4.o derecha 31011 PAMPLONA email: [email protected]

A38. Blanca Boira Sales TUTOR: BOMA SL Hercegovina 23, baixos 08006 BARCELONA email: [email protected]

A40. Xavier Reina Vázquez XAVIER REINA-ARQTEC S.L. Rambla Llibertat 16-18, 2D 17834 PORQUERES email: [email protected]

A41. César Vázquez Valcárcel Armónica 60, 5è 27002 LUGO email: [email protected]

A42. Rosa Maria Buadas Brujat TUTOR: BG ARQUITECTES S.L.P. Sant Josep 3 17004 GIRONA email: [email protected]


A44. Rubén Sánchez Anguera Plaça Nova 2, ent. 4a 08191 RUBÍ email: [email protected]

A46. José Antonio Muiños Acuña Álvaro Cunqueiro 10, 1.o F 36211 VIGO email: [email protected]

A47. Iván Florencia Vasallo IDOM INGENIERÍA Y SISTEMAS, S.A. Gran Via Carles III 97, baixos 08028 BARCELONA email: [email protected]

48. Marc Bàrbara Sirera ARQUITECTES I CONSULTORS S4, S.L.P. Aribau 143, 2n 2a 08036 BARCELONA email: [email protected]

A49. Xavier Alberola i Criado Avda. Catalunya 105, 2n 2a 08757 CORBERA DE LLOBREGAT email: [email protected]

A50. Roger Señis López Passeig del Congost 187, 3r 1a 08530 LA GARRIGA email: [email protected]

A51. Rodrigo Martín Saiz BOMA S.L. Hercegovina 25, entresòl email: [email protected]

A52. Xavier Coll Bastus Galileu 300, E3 08028 BARCELONA email: [email protected]

A53. Jordi Payola Lahoz Hercegovina 23, baixos 08006 BARCELONA email: [email protected]

A54. Gerant Yeray Bordon de Benito BOMA S.L. TUTOR: FERRAN LLABERIA MARTÍNEZ Hercegovina 23, baixos 08006 BARCELONA email: [email protected]

A55. Nuria Ayala Mitjavila D’AURA ARQUITECTURA Francesc Carbonell 34, baixos B 08034 BARCELONA email: [email protected]

A57. Ana Belén Jiménez Gañan BOMA S.L. Hercegovina 23, baixos 08006 BARCELONA email: [email protected]

A58. Josep Picarín Macias TUTOR: ROBERT BRUFAU NIUBÓ Comte Borrell 183 08015 BARCELONA email: [email protected]

SOCIS ASPIRANTS ESTUDIANTS

AE4. Ramon Freixes Capdevila Travessera de Gràcia 66, 3r 2a 08006 BARCELONA email: [email protected]

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Centre Català de Geotècnia S.L.– Ptge. Arrahona 4, nau 3 – Pol. Santiga - 08210 Barberà del V. – T. 937 298 975 -

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