Resumen

El objeto del presente estudio, es verificar experimentalmente la capacidad resistente frente a esfuerzo cortante de un nervio de hormigón armado con una celosía electrosoldada de diferentes alturas. De esta manera, se pretende justificar técnicamente el empleo de una celosía baja, en el armado de un nervio de una prelosa aligerada o de una placa armada prefabricada. El modelo empleado fue una viga biapoyada con una carga puntual aplicada en el centro del vano de la pieza. Los ensayos se realizaron en control de desplazamiento a una velocidad constante de 0.01 mm/s.Se han planteado 3 series de ensayos con el fin de verificar la colaboración de la celosía y sus limites. En la Serie 1 se varía la altura de la celosía en los tres modelos propuestos; una celosía alta, otra baja y una intermedia. En la Serie 2 se trata de estudiar la relación entre la distancia de aplicación de la carga y la altura de la pieza. Y en la Serie 3 se modifica la cuantía de armadura transversal. Con respecto a la norma de hormigón vigente en España, se han obtenido valores superiores para la contribución del hormigón a la resistencia última por cortante, y el esfuerzo cortante último resistido ha sido del 15% al 20% superior a los que resultan de la aplicación de la formulación de la norma. En consecuencia, se recomienda especialmente el empleo de celosía en nervios de hormigón armado para resistir el cortante, cuando la altura de la celosía sea aproximadamente el 80% del canto de la pieza y cumpla el paso de 20 cm, cumpliéndose las limitaciones de la norma.

Abstract

The aim of this paper is to verify experimentally the shear strength of a reinforced concrete rib with latticeworks of different heights. Hence, it is aimed to technically justify the employment of a low latticework in the reinforcement of the rib of a lightened slab. The used specimen was a double-supported beam with a concentrated load applied in the centre of the span of the unit. The tests have been made with control of the movement at a constant speed of 0,01 mm/s. Three series of tests have been developed to verify the collaboration of lattices and their limits. In the Series 1 the height of the lattice varies in the three proposed models; a high, a low and a medium high lattice. The goal of the Series 2 is to study the relation between the distance of the applied load and the height of the concrete piece. Finally, in Series 3 the transverse reinforcement quantum is modified. With regard to the present regulations about reinforced concrete in Spain, higher values have been obtained for the contribution of the concrete to extreme shear resistance and the shear stress resisted was 15% to 20% upper to the values obtained by means of the regulations. Consequently, when the height of the lattice is approximately 80% the thickness of the piece, the use of latticework in reinforced concrete ribs is highly recommended to resist shear, if the distance between supported points of the lattice is 20 cm and fulfils the requirements of the standard.

1. Introducción

La resistencia a esfuerzos cortantes de elementos de hormigón armado es un tema que ha suscitado gran interés desde finales del siglo XIX [1]. Aunque los mecanismos de transferencia del esfuerzo cortante son cualitativamente bien conocidos, no existe un acuerdo generalizado sobre la cuantificación de la resistencia a cortante en el hormigón armado [2]. De manera cualitativa, la mayoría de los investigadores y códigos de dimensionamiento de hormigón armado afirman que la resistencia a cortante de una viga es la combinación de la contribución del hormigón y, en caso de existir, de la contribución de la armadura transversal [2].

La contribución del hormigón tiene en cuenta las tensiones tangenciales transferidas por la zona comprimida del elemento, el efecto pasador, el encaje de los áridos y el efecto arco. Su valor depende principalmente de la cuantía de armadura longitudinal, la resistencia del hormigón, el tamaño máximo del árido y de la luz de cortante. Su evaluación se basa en métodos empíricos [3]. Sin embargo, la contribución de la armadura transversal puede calcularse con modelos racionales, como la analogía de la celosía propuesta por Ritter [4] y Mörsch [5].

Investigaciones recientes han desarrollado modelos numéricos capaces de reproducir el mecanismo resistente frente a esfuerzos tangenciales, y en particular el esfuerzo cortante, en estructuras de hormigón armado. Se trata de un fenómeno altamente no-lineal caracterizado por un fuerte mecanismo tenso-deformacional multiaxial [6-12]. Este mecanismo produce fisuración oblicua no paralela al plano de la sección principal, y las formulaciones para el cálculo manual frente a esfuerzo cortante tienen una gran componente empírica.

La capacidad resistente a cortante de un elemento de hormigón también depende de otros factores que son independientes de la sección transversal. Estos son la posición de la carga en la viga, la existencia o no de puntos de variación de curvatura, y el tipo de carga que solicita al elemento. La gran mayoría de las investigaciones existentes utiliza un modelo de viga simplemente apoyada sometido a dos cargas puntuales simétricas [13].

Actualmente, en el armado de nervios de prelosas o placas aligeradas prefabricadas, una práctica habitual es el empleo de armadura básica electrosoldada en celosía. Esta armadura cumple dos funciones básicas diferentes: durante la fase de construcción, como elemento rigidizador de la losa inferior de hormigón, gracias a la barra longitudinal superior; y en la fase estructural como armadura de cosido, para soportar tensiones rasantes, y fundamentalmente de cortante.

En el proceso de fabricación industrial de la armadura básica electrosoldada en celosía, se mantiene siempre el paso, o separación entre las barras que forman la celosía, de 20 cm, variándose la altura de la misma hasta un máximo de 30 cm. Esto condiciona a que en piezas de más de 36 cm de canto, no se garantice adecuadamente el anclaje de la celosía en la zona comprimida de la sección de la pieza, impidiendo que se materialice el mecanismo de bielas y tirantes.

Por otro lado, y dado que el paso se mantiene invariable en 20 cm, se puede incumplir, dependiendo del canto de la pieza, el artículo 44.2.3.4.1. de la normativa española sobre hormigón armado, EHE-08, [14], respecto a la máxima separación longitudinal entre armaduras transversales, fundamentalmente cuando el valor del cortante de cálculo es elevado.

En consecuencia, ante la preocupación, en relación con el cortante último, de una parte del sector de prefabricados de hormigón, que produce piezas estructurales que incorporan en su armado este tipo de armadura, se realiza este estudio. El objeto de la presente investigación es verificar experimentalmente la capacidad resistente frente al cortante de un nervio de hormigón armado con una celosía electrosoldada de diferentes alturas.

De esta manera, se pretende justificar técnicamente el empleo de una celosía baja, dentro de unos límites, en el armado de cualquier pieza de hormigón y que además la justificación sea extrapolable al nervio de una prelosa aligerada o de una placa armada prefabricada, ya que la simple incorporación de una suela de hormigón prefabricado en estas, no puede justificar un distinto comportamiento, frente al cortante, de este tipo de elementos.

2. Metodología de estudio y materiales empleados

2.1. Metodología del estudio

El estudio comprende tres series de ensayos con los siguientes objetivos en cada una de ellas.

En la Serie 1 se ensayará una viga con vano de 1,20 m y nervios armados con celosía de alturas 15, 19 y de 24 cm. El objetivo es determinar la contribución de la celosía, en función de su altura, a la resistencia del esfuerzo cortante. La celosía de altura 15 cm no queda anclada en la cabeza comprimida, frente a la celosía de altura 24 cm en la que se garantiza su anclaje. La celosía de altura 19 cm queda a medio camino entre ambos extremos.

En la Serie 2 se analizará el comportamiento de una viga con un vano de 2 m y nervios armados con celosía de alturas 15 y de 24 cm. Se trata de estudiar la relación entre la distancia del punto de aplicación de la carga al apoyo y el canto de la pieza. La aplicación de la carga en la Serie 1 equivale a 2,2 veces el canto útil de la pieza ensayada, frente a 3,7 veces en la Serie 2. La norma EFHE [15] sobre elementos prefabricados en forjados unidireccionales, actualmente derogada, recomendaba una distancia de 3,5 veces el canto, para la realización del ensayo a cortante de nervios.

De esta manera, se pretende verificar experimentalmente el comportamiento del nervio frente al cortante, aumentando la distancia del punto de aplicación de la carga respecto de los apoyos y comprobar si dicha distancia tiene influencia sobre el cortante último resistido por la pieza.

Finalmente, en la Serie 3 se estudiará una viga con un vano de 1,20 m y nervios sin armadura transversal y nervios armados con doble celosía de alturas 15 y de 24 cm. Se mantienen las mismas premisas, excepto en lo relativo a la cuantía de armadura vertical transversal, dado que en la EHE-08 [14] en el artículo 44.2.3.4.1 se permite la utilización de la celosía para absorber el cortante, sin necesidad de disponer una cuantía de armadura vertical en nervios de canto inferior a 40 cm.

Se alterna entre piezas sin armadura de cortante y piezas con doble cuantía de armadura transversal, dispuestas al tresbolillo. Se acomete la influencia de la cuantía y la separación de la armadura transversal en la resistencia del esfuerzo cortante, con el fin de comprobar la contribución del hormigón de una pieza sin armadura transversal y el agotamiento en una pieza con mayor cuantía de armadura transversal.

Para llevar a cabo este análisis se construyeron seis ejemplares de la serie 1, 2 con cada tipo de celosía, de sección rectangular de 12 cm de ancho por 30 cm de canto, con el objetivo de simular un nervio de una prelosa aligerada. Si bien es cierto que el nervio real de una prelosa es en forma de doble T, a efectos de determinar su capacidad resistente frente a cortante, las alas de la doble T no aportan valor añadido al cortante de agotamiento.

La disposición longitudinal de las armaduras (Fig. 1) se ha realizado siempre de la misma manera, haciendo coincidir un nudo de la celosía con la posición del apoyo en el ensayo.

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Fig. 1. Sección transversal y longitudinal de los modelos empleados en la Serie 1.

En las Fig. 2 se observa de izquierda a derecha la colocación de la celosía para las alturas de 24, 19 y 15 cm respectivamente. Se ha tenido especial cuidado en su disposición para poder analizar la forma de la rotura con relación a la disposición de las barras inclinadas de la celosía.

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Fig. 2. Disposición longitudinal en la Serie 1 de la celosías de 24, 19 y 15 cm, de izquierda a derecha.

Con respecto a la Serie 2 se realizaron cuatro probetas con una luz de cálculo de 200 cm, frente a la luz de 120 cm empleada en la Serie 1. Se aumentó la armadura longitudinal necesaria para evitar el agotamiento por flexión (Fig. 3). Dos modelos se armaron con celosía de altura 24 cm y los otros dos con celosía de altura 15 cm. La sección transversal utilizada fue la misma que para la Serie 1, con una anchura de 12 cm y un canto de 30 cm.

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Fig. 3. Secciones transversales y longitudinales de los modelos de la Serie 2.

Finalmente, para concluir el estudio, se realizaron cuatro modelos con una luz de cálculo de 120 cm, Serie 3. Dos de ellos con doble celosía y otros dos sin armadura transversal (Fig. 4). En los modelos con doble celosía, está se dispuso al tresbolillo, reduciéndose por tanto a 10 cm el paso de la celosía.

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Fig. 4. Secciones transversales y longitudinales de los modelos de la Serie 4.

2.2. Materiales empleados

El acero empleado en las diferentes armaduras utilizadas ha sido:

  • Acero B 500 SD en las armaduras longitudinales de refuerzo, calibre 16 mm
  • Acero B 500 T en las barras longitudinales de la armadura básica, calibres 6 y 8 mm
  • Acero B 500 T en las barras diagonales lisas de la celosía, calibre 4 mm

Se han realizado ensayos de tracción de las diferentes barras empleadas en el ensayo, cuyos resultados se recogen en la Tabla 1.

Tabla 1. Resistencia a tracción de las barras de acero empleadas.
16 mm 8 mm 6 mm 4 mm
fy (MPa) fs(MPa) fy(MPa) fs(MPa) fy(MPa) fs(MPa) fy(MPa) fs(MPa)
Probeta 1 515,8 669,8 498,8 648,2 645,1 708,4 752,1 784,0
Probeta 2 522,3 675,4 498,0 650,7 633,1 699,2 762,2 791,2
Probeta 3 514,7 652,1 508,3 659,3 670,9 693,9 782,3 827,0
Valor Medio 517,6 665,8 501,7 652,7 649,7 700,5 765,6 800,7


El hormigón se confeccionó con cemento I 52,5 R, árido fino 0 - 6 mm y árido grueso 6 - 12 mm. Su resistencia característica a compresión se determinó en el momento de la realización de cada ensayo, mediante la rotura de una serie de probetas obtenidas de la amasada y curadas en las mismas condiciones que la pieza hormigonada. Los resultados de las probetas cilíndricas se recogen en la Tabla 2.

Tabla 2. Resistencia a compresión del hormigón empleado`
Serie 1 Serie 2 Serie 3
Probeta 1 24,7 23,4 19,0
Probeta 2 24,3 22,6 21,7
Probeta 3 27,1 22,8 22,7
Probeta 4 28,3 23,8 22,5
Valor Medio (MPa) 26,1 23,2 21,5


3. Modelo teórico y cálculo

El modelo empleado fue una viga biapoyada de 140 / 220 cm de longitud, situándose los apoyos a 10 cm de los extremos de la pieza, siendo la luz de cálculo de 120 / 200 cm. El esquema de cargas que se usó, fue el de una carga puntual aplicada en el centro del vano de la pieza (Fig. 5). La luz de cálculo de 120 cm se empleó en las Series 1 y 3, mientras que la luz de cálculo de 200 cm se empleó para la Serie 2.

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Fig. 5. Modelo de ensayo utilizado.

Al actuar sobre un modelo biapoyado, con una carga puntual en centro de vano, los esfuerzos de flexión y cortante se obtienen mediante las Ecuaciones (1) y (2) respectivamente:

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(1)
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(2)


Donde Mf+ es el momento flector máximo, en el centro del vano, P es la carga aplicada, L es la distanciaentre apoyos y V es el cortante máximo, que se obtiene en apoyos. Se ha despreciado el peso propio de la pieza, dada la escasa influencia de éste en el valor de los esfuerzos.

Para la realización de los ensayos, se contó con un pórtico dotado de un actuador de 500 kN de la marca MTS, con célula de carga para medir la fuerza aplicada y LVDT interno para el control del desplazamiento. Además se diseñaron y construyeron unos apoyos tipo borriqueta, regulables en altura y los útiles necesarios para la aplicación y distribución de las cargas, especialmente diseñados por el equipo de trabajo para los ensayos (Fig. 6). Se utilizó para el control de los equipos de MTS el software Basic TestWare que permite el control en fuerza o desplazamiento, así como la adquisición de los datos a lo largo del tiempo.

Los ensayos se realizaron en control de desplazamiento del actuador, a una velocidad constante de 0,01 mm/s. El equipo de ensayo está dotado de una tarjeta de adquisición de datos, donde se registran en el tiempo la fuerza aplicada por el actuador y el desplazamiento del pistón.

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Fig. 6. Medios de ensayo empleado

Dado que la pieza es una sección de hormigón armado, se ha seguido la formulación de la EHE-08 [14] para la determinación del cortante de agotamiento por tracción en el alma de la pieza Vu2, según la ecuación (3) para piezas sin armadura de cortante y la expresión (4) para piezas con armadura de cortante.

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(3)
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(4)


Donde:

Vu2 es el esfuerzo cortante de agotamiento por tracción en el alma (kN)

fcv es la resistencia efectiva del hormigón a cortante (N/mm2)

ξ está definido según la Ecuación (5)

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(5)


d es el canto útil de la sección referido a la armadura longitudinal de flexión

ρ1 es la cuantía geométrica de la armadura longitudinal principal de tracción, pasiva y activa adherente, anclada a una distancia igual o mayor que d a partir de la sección de estudio, definida mediante la ecuación (6)

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(6)


A es la sección en mm2 de armadura utilizada

b0 es la anchura neta mínima del elemento

γc es el coeficiente parcial de seguridad del hormigón.

Aα es el área por unidad de longitud de cada grupo de armaduras que forman un ángulo α con la directriz de la pieza

fyα,des la resistencia de cálculo de la armadura Aα

θ es el ángulo entre bielas de compresión de hormigón y el eje de la pieza.

α es el ángulo de las armaduras con el eje de la pieza

z es el brazo mecánico. En flexión simpe, y a falta de cálculos más precios, puede adoptarse el valor aproximado de la ecuación (7)

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(7)


Además se establece un valor mínimo expresado por la ecuación (8)

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(8)


No se detalla la comprobación Vu1 de agotamiento por compresión oblicua en el alma, ya que se cumple holgadamente que Vu1 > Vd en todas las piezas ensayadas.

Por ello, se han calculado los valores teóricos de la resistencia a cortante del nervio de hormigón, con y sin la contribución de la celosía, para poder compararlos con los resultados obtenidos en los ensayos. El análisis teórico se hace con respecto a la sección en apoyos, ya que es en esta sección donde se obtiene el mayor valor del cortante de cálculo Vd, debido a la disposición del ensayo.

Las características adoptadas para los materiales en el análisis teórico han sido:

  • Hormigón HA-25: fck = 25 N/mm2
  • Acero B 500 SD: fyk = 500 N/mm2 (Armadura longitudinal de flexión)
  • Acero B 500 T: fys = 550 N/mm2 (Armadura en celosía de cortante)

Se obtuvo inicialmente el valor de Vu2 sin tener en cuenta la contribución de la armadura al no estar anclada en la cabeza comprimida, según la expresión (3). Posteriormente se determinó el valor de Vu2 teniendo en cuenta la armadura de celosía, ecuación (4). Los valores de las variables de las ecuaciones (3) y (4) se muestran en la Tabla 3. En la Tabla 4 se indican los valores del cortante obtenidos

Tabla 3. Valores para el cálculo de Vu2 sin y con armadura de cortante.
γc ξ ρ1 fck (MPa) b0 (mm) d (mm) α A

(mm2/mm)

fyα,d (MPa)
Cel 15 Cel 19 Cel 24
1,50 1,864 0,016 25,0 120 267,6 56,3 62,2 67,4 0,126 400,0


Tabla 4. Valores teóricos de la resistencia a cortante (kN).
Valor mínimo Sin Celosía 1 Celosía 2 Celosías
15 cm 19 cm 24 cm 15 cm 24 cm
Vcu (kN) 24,6 20,5 20,5 20,5 20,5 20,5
Vsu (kN) 16,8 16,4 15,8 33,6 31,6
Vu2 (kN) 20,4 24,6 37,3 36,9 36,3 54,1 52,1


Teniendo en cuenta los valores de los ensayos de tracción de las armaduras empleadas en los modelos (Tabla 1), se han calculado los valores teóricos esperados del cortante a resistir por la pieza (Tabla 5).

Tabla 5. Valores esperados en los ensayos de la resistencia a cortante (kN)
Valor mínimo Sin Celosía 1 Celosía 2 Celosías
15 cm 19 cm 24 cm 15 cm 24 cm
Vcu (kN) 24,6 20,5 20,5 20,5 20,5 20,5
Vsu (kN) 33,6 32,8 31,6 67,2 63,2
Vu2 (kN) 20,4 24,6 54,1 53,3 52,1 87,7 83,7


El incremento del valor de Vsu con relación al valor teórico cálculado, es debido al incremento de la carga de rotura de los alambres de la celosía. En los ensayos de tracción realizados, la resistencia obtenida fue de 800 MPa.

4. Resultados y discusión

Los ensayos se han realizado en control de desplazamiento del actuador, a una velocidad constante de 0,01 mm/seg. El equipo de ensayo está dotado de una tarjeta de adquisición de datos, donde se registran en el tiempo la fuerza aplicada por el actuador y el desplazamiento del pistón. Para cada uno de los ensayos realizados se ha obtenido la Fig. 7 que registra en el tiempo la carga aplicada.

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Fig. 7. Modelo de gráfica registrada en los ensayos

4.1. Serie 1

La tónica general de todas las gráficas es que primero se marca un pico correspondiente a la fisura de cortante que se hace pasante de cara a cara de la pieza, y luego se produce la caída brusca de la carga al romperse los alambres de la celosía. Hay que indicar que visualmente se detectan antes microfisuras de cortante. El valor del cortante corresponde a la mitad de la carga aplicada.

Para poder comparar los resultados obtenidos se ha elaborado una figura donde se recogen los 6 ensayos realizados, decalando en el tiempo (+200 seg.) los resultados para que no se solapen unas con otras (Fig. 8). Se puede observar como el primer pico correspondiente a la rotura del hormigón se encuentra entre 75 y 100 kN, mientras que la carga máxima ronda el valor medio de 125 kN. El comportamiento de los tres modelos es muy similar, con independencia de la altura de la celosía empleada.

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Fig.8. Resultados de los ensayos de rotura de la Serie 1, decalados 200 segundos.

Se ha analizado también la forma de la rotura a cortante en los tres modelos diferentes (Fig. 9), armados con celosía de alturas 15, 19 y 24 cm respectivamente. Las fotografías corresponden a los ensayos 3, 5 y 4 respectivamente. La carga máxima de los ensayos 3 y 4 es ligeramente superior al atravesar la fisura 2 planos de celosías, mientras que en el ensayo 5 la fisura solo corta a un plano de celosías. En el ensayo 4 correspondiente a la celosía de 24 cm se aprecia una segunda fisura de cortante, separada aproximadamente 20 cm como el paso de la celosía.

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Fig. 9. Forma de la rotura a cortante para modelos armados con celosía de 15, 19 y 24 cm respectivamente de la Serie 1.

Los resultados numéricos de los ensayos se recogen en la Tabla 6.

Tabla 6. Valores de la resistencia a cortante en los ensayos (kN)
Ensayo
1º Cel 15 2º Cel 24 3º Cel 15 4º Cel 24 5º Cel 19 6º Cel 19
Fisuración Hormigón (Vcu) (kN) 44,1 34,3 41,8 44,8 44,8 39,3
Vcu esperado (kN) 20,5 20,5 20,5 20,5 20,5 20,5
Vcu / Vcu esperado (kN) 2,15 1,67 2,04 2,18 2,18 1,92
Cortante Último (Vu2) (kN) 53,1 61,8 65,9 70,5 56,9 60,4
Vu2 esperado (kN) 54,1 52,1 54,1 52,1 53,3 53,3
Vu2 / Vu2 esperado 0,98 1,18 1,22 1,35 1,07 1,13

4.2. Serie 2

Los resultados obtenidos en los 4 ensayos realizados se muestran en la Fig. 10, donde de nuevo se han decalado 200 segundos los resultados para evitar que se solapen.

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Fig. 10. Resultados de los ensayos de rotura de la Serie 2, decalados 200 segundos

Las fisuras detectadas en el hormigón han sido para valores del orden de 70 kN en los 4 ensayos, que representa un cortante de 35 kN resistido por el hormigón frente a los 20 kN esperados. El cortante último con la armadura de celosía de 15 cm ha sido del orden de 43 kN, frente a los 53,4 kN esperados que representa un 20% inferior. Para el caso de la armadura de celosía de 24 cm, el cortante último ha sido un 15% superior al esperado.

4.3. Serie 3

La Fig. 11 recoge los 4 ensayos realizados, con el mismo criterio de decalaje que en las series anteriores.

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Fig. 11. Resultados de los ensayos de rotura de la Serie 3, decalados 200 segundos.

En los modelos sin armadura de cortante, la aparición de fisuras que representa la resistencia a cortante del hormigón, se corresponde prácticamente con el valor último del cortante resistido. Para estos dos modelos el cortante resistido es del orden de 33,5 kN, frente al valor esperado de 24,6 kN. Representa un incremento del orden del 35% frente a la formulación de la norma EHE-08 [14]. Sin embargo, los dos modelos armados con doble celosía, la aparición de fisuras se produce para un cortante de 42,5 kN muy superior a los 20,5 kN esperados, más del doble.

Por otro lado, el cortante último resistido por el modelo armado con doble celosía de 15 cm es del orden de 73,5 kN, inferior al valor esperado de 87,7 kN. Representa una disminución del orden del 20%. Sin embargo, el modelo armado con doble celosía de 24 cm presenta un cortante último del orden del valor esperado.

5. Conclusiones

Tras el análisis de los resultados y del comportamiento de los modelos ensayados se obtuvieron las siguientes conclusiones. En primer lugar, con respecto a la contribución del hormigón a la resistencia última por cortante Vcu, se han obtenido valores superiores de los que resultan de la aplicación de la formulación de la norma vigente EHE-08 [14]. El incremento de la resistencia de la contribución del hormigón depende de la cuantía de armadura transversal, obteniendo valores superiores a mayor cuantía. Además, el trazado de las fisuras inclinadas bajo los esfuerzos combinados de flexión y cortante, fueron los previstos e indicaron la aptitud de la celosía para controlar la fisuración por cortante. Las piezas armadas con doble celosía cosen mejor el hormigón y generan una resistencia del hormigón (Vcu) mayor.

El ratio de 2,2 a 3,7, entre la distancia de aplicación de la carga al apoyo y la altura de la pieza, no influye en los resultados frente al cortante resistido. Esto implica que los resultados de las Series 1 y 2 son comparables.

En todos los ensayos, se produjo la rotura por cortante, con fisuración previa. Se alcanzó un valor medio del esfuerzo cortante último resistido del 15 % - 20 % superior al obtenido por aplicación de la formulación propuesta en la EHE-08 [14]. A mayor cuantía de armadura, mayor es el porcentaje del esfuerzo cortante último resistido. Sin embargo en los nervios armados con celosía de 15 cm, el cortante último resistido en los ensayos ha sido un 20 % inferior al teórico. La altura de la celosía en relación con el canto de la pieza, influye en la magnitud del cortante último.

A partir de estas conclusiones, se elaboran las siguientes recomendaciones de uso para el empleo de celosía en nervios de hormigón armado frente a cortante.

1) La altura de la celosía debe ser aproximadamente el 80% del canto de la pieza, para garantizar el anclaje en la cabeza comprimida y, de esta manera, se materialice el mecanismo de bielas y tirantes.
2) Para cantos de forjados altos en los que la altura máxima celosía quede inferior al 80% del canto, se recomienda suplementar con estribos verticales.
3) Para cantos de forjados bajos en los que el paso de la celosía no cumpla con el artículo 44.2.3.4.1. de EHE-08 [14], se recomienda disponer doble celosía al tresbolillo para reducir el paso a la mitad.

Referencias

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[14] Comisión Permanente del Hormigón. Instrucción de Hormigón Estructural EHE-08. Ministerio de Fomento. Secretaría General Técnica, Madrid, julio 2008.

[15] Comisión Permanente del Hormigón. Instrucción para el proyecto y la ejecución de forjados unidireccionales de hormigón estructural realizados con elementos prefabricados EFHE. Ministerio de Fomento. Secretaría General Técnica, Madrid, agosto 2002.

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