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• Jhony Diaz

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TITULO: Efectos vibratorios y de inestabilidad de chapas del dintel esbelto de un puente mixto de gran luz: Viaducto s/ garganta de Juan Ramos (autovía A-381. Tramo VI).

Primer Autor:

José Luís Sánchez Jiménez Ingeniero/ Estructuras TYPSA. “Técnica Y Proyectos, S.A.” Plaza. Liceo A-28.171.288 28043 Madrid 917.22.73.00 /913.88.16.86 / [email protected]

Segundo Autor:

José García Miguel Morales Director/ Estructuras TYPSA. “Técnica Y Proyectos, S.A.” Plaza. Liceo A-28.171.288 28043 Madrid 917.22.73.00 /913.88.16.86 / [email protected]

Tercer Autor:

Juan de Dios Moreno Jiménez GIASA C/ Rioja, nº 5, 1ª Planta A-18.315.275 41001 Sevilla 955.00.48.00 / 955.00.48.13

Cuarto Autor:

José Ignacio Calzada Movilla Director de Obra / Supervisión de Obras TYPSA. “Técnica Y Proyectos, S.A.” C/ Balbino Marrón, s.n. Edificio Viapol Portal A, 1ª Planta, Módulo 5 A-28.171.288 41018 / Sevilla 954.92.53.25 / 954.92.45.51 / [email protected]

José Luís Sánchez Jiménez NOMBRE: TITULACIÓN UNIVERSITARIA: OTRAS TITULACIONES: PREMIOS Y RECONOCIMIENTOS

DATOS PERSONALES José Luis Sánchez Jiménez Ingeniero de Caminos Canales y Puertos. (1993 UPM) Especialidad : Cimientos y Estructuras. - Especialista Superior en Teoría y Aplicación Práctica del Método de los Elementos Finitos. (1997 UNED) Premio Becerra por la obtención del puesto nº 4 de la promoción 184 de la ETSICCP (1993). Universidad Politécnica de Madrid.

EXPERIENCIA PROFESIONAL Desde julio de 1998 hasta la Empresa: TÉCNICA Y PROYECTOS, S.A.(TYPSA) actualidad Trabajos más relevantes: - Viaducto de Juan Ramos, mixto empujado de 70 m de luz. [Autovía A-381 Jerez – Los Barrios, tramo VI –GIASA] (1999) - Aislamiento Acústico de la Estación Puerta de Atocha (Madrid). (Mº Fomento). Estructura metálica exenta de soporte de la fachada de vidrio, con altura 25 m (1999) - Reparación del Acueducto sobre el río Daular (Ecuador) y consolidación de su cimentación. (CEDEGÉ) (2000) - Viaducto de Cal Setró, voladizos sucesivos 63 m de luz, con pretensado exterior intradosado para LAV tramo Lleida – Martorell, Subtramo VIII (GIF). (2000) - Viaductos continuos por fases en la autovía del Cantábrico, tramos Vegarrozadas – Soto del Barco y Soto del Barco – Muros de Nalón (2000) - Estudio de efectos locales pretensado y proyecto de refuerzo del puente sobre el Torrent de Can Barbará en Parc Bit (Palma de Mallorca). (2001) - Proyecto básico de torre para el proceso de malta, de 27,5 m diámetro y 80 m de altura, EEUU, (normas ACI y UBC), (2001). - Proyecto de construcción para licitación y para ejecución del Metro de Barcelona, línea 9, tramos 1, 2 y 3, (2001 - 2002) - Proyecto Constructivo de la Nueva Área Terminal Aeropuerto de Barcelona, responsable del equipo estructuras. (AENA) (2003). Desde agosto de 1994 hasta Empresa: CLOTHOS, S.L. INGENIERÍA CIVIL julio 1998 Funciones: Redacción de proyectos de construcción, proyectos constructivos para licitación, asistencias técnicas a obras, etc. PUBLICACIONES Y ASOCIACIONES TÉCNICAS - Congreso ACHE – Sevilla 1999. “Patología por efectos locales del pretensado en puentes. Errores más frecuentes de proyecto y construcción. Casos reales.” - Jornadas sobre Técnicas avanzadas de evaluación estructural, (IECA) - Murcia 2000. “Proyecto de reparación del acueducto sobre el río Daular (Ecuador) y consolidación de su cimentación”. - Congreso ACHE – Madrid 2002. “Puentes de voladizos sucesivos proyectados en líneas de alta velocidad. Comparativa de las técnicas de pretensado exterior y pretensado convencional” - Congreso ACHE – Madrid 2002. “Refuerzo frente a esfuerzos locales de pretensado en un puente losa esviado” Asociaciones Técnicas: Comité de Puentes de la Asociación Técnica de Carreteras Asociación Científico – técnica del Hormigón Estructural. Publicaciones:

José García-Miguel Morales Ingeniero de Caminos Canales y Puertos. Pr.1987. U. P. Madrid EXPERIENCIA PROFESIONAL Inicia su carrera profesional en 1987 trabajando con los catedráticos J.A. Fernández Ordóñez, Fco. Millanes y Julio M. Calzón, de los que fue primer colaborador de su etapa conjunta y con los que trabajo casi ocho años (empresas MC2 e IDEAM) A finales de 1994 es contratado en el Servicio de Puentes de la Dirección General Técnica de Fomento de Construcciones y Contratas, donde pasa tres años y medio. Desde 1998 dirige el departamento de Estructuras y Desarrollo de TYPSA, formado en la actualidad por 54 profesionales. Entre los proyectos más relevantes en los que ha intervenido destacan: - en el campo de los puentes singulares: · Puentes atirantados: Santoña; s/ Guadiana en Badajoz y s/ Miño en Orense. ·Puentes extradosados y de postesado exterior: s/ Ter en Gerona, Ajuda en Badajoz, parque ofimático en La Coruña, Arnoya y Valenzana en Orense y Cal Setró en Lérida. · Arcos: Villanueva de Castellón y s/ Ebro en S. Vicente de la Sonsierra · 6 viaductos de voladizos sucesivos, 5 empujados, 14 autocimbras, una veintena de puentes mixtos, etc. - en el campo de los túneles: · Tramo 5 y tramo 12 de la línea Metrosur, en Madrid. · Prolongación línea 5 y línea 9, tramos 1, 2 y 3, del metro de Barcelona · Enlace de L.A.V. entre Atocha – Chamartín, bajo la calle Serrano en Madrid. · Línea 2, del metro-tranvía de Valencia En Andalucía sus últimos trabajos han sido el tramo VI de la autovía A-381, ejecutado por ACS, y SANDO el tramo de AVE de Almodóvar del Rio que construyen Sacyr y Azvi, en el que destaca un voladizos sucesivos de vanos de 90 m sobre el Guadalquivir. Como trabajos en marcha en la región destacamos la nueva calzada de Despeñaperros. PUBLICACIONES Y ASOCIACIONES TÉCNICAS Ha participado en la publicación de cerca de treinta artículos y conferencias. Pertenece a las asociaciones IABSE Internacional y ACHE. En esta última, encargada de preparar Recomendaciones Técnicas, es vocal de cuatro grupos de trabajo y miembro permanente de la comisión 3.

Juan de Dios Moreno Jiménez (El Currículum Vitae de D. Juan de Dios Moreno Jiménez está ya a disposición del Comité Organizador del COAC, por haber presentado varias comunicaciones).

José Ignacio Calzada Movilla

NOMBRE: FECHA NACIMIENTO: NACIONALIDAD: TITULACIÓN UNIVERSITARIA:

DATOS PERSONALES José Ignacio Calzada Movilla 9 de Abril de 1967. Benavente (Zamora) Española FORMACIÓN ACADÉMICA Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos (1.992) Universidad Politécnica de Madrid Master en Prevención de Riesgos Laborales en la Construcción. Universidad Politécnica de Madrid (1.999).

CURSOS, JORNADAS: - Jornadas sobre el Manual de Capacidad de Carreteras. Asociación Técnica de Carreteras. Sevilla, 1996. - Curso de Auditores de Calidad. Asociación Española para la Calidad. Madrid, 1997. - Simposio Internacional sobre Drenaje Interno de Firmes y Explanadas. Asociación Técnica de la Carretera. 1998. - 2º Encuentro Nacional de Coordinadores en Materia de Seguridad y Salud. Sevilla, 1999. - 10º Congreso Ibero-Latinoamericano del ASFALTO. Sevilla, 1999. - Jornada Técnica sobre la “Instrucción para el Diseño de Firmes de la Red de Carreteras de Andalucía. Sevilla 2000 - Jornada de Caracterización y Control de Calidad de Mezclas Bituminosas. Cedex, 2000. - Jornadas sobre la Dirección de Obra en las Actuaciones de GIASA. Sevilla 2000 - Jornada sobre Caracterización y Control de Calidad de Mezclas Bituminosas. Sevilla 2001. - Aspectos clave en el diseño y puesta en obra de las mezclas bituminosas. Madrid 2.002. EXPERIENCIA PROFESIONAL - Director de Obra: Autovía A-381 (Jerez-Los Barrios). Tramo VI: PK 28,2 al 39,3 (Actual). - Director de Obra: Conexión Negratín-Almanzora. Desglosados 4, 5, 7 y 9. - Dirección de Obra: Acondicionamiento de la carretera HF-6248. Tramo: Int. A-483 al P.K. 1+200 de la HF-6245 (Los Cabezudos). - Proyecto de Construcción de la Autovía A-381 (Jerez-Los Barrios). Tramo VI: PK 28,2 al 39,3. - Proyecto de Construcción. Autovía de Córdoba a la A-92 CN-331, de Córdoba a Málaga. Tramo: Aguilar de la Frontera (N) – Aguilar de la Frontera (S). - Proyecto de Construcción de la Autovía del Mediterráneo. Carretera N-340. Tramo: Taramay-Motril N-323. - Proyecto de Construcción. Acondicionamiento de la carretera HF-6248. Tramo: Int. A483 al P.K. 1+200 de la HF-6245 (Los Cabezudos). - Proyecto de Construcción. Acondicionamiento de las carreteras HF-6245 y HF-6244. Tramo: Int. HF-6248 (Los Cabezudos) a Int. A-494 (Parador Nacional de Mazagón). - Proyecto de Construcción de la Autovía Sevilla-Frontera Portuguesa. Tramo: Lepe (O)Puente Internacional de Ayamonte. - Estudio Informativo de la Autovía de Córdoba a la A-92. CN-331 de Córdoba a Málaga. Tramo: Córdoba-Antequera.

EFECTOS VIBRATORIOS EN PUENTE MIXTO DE GRAN LUZ – V. JUAN RAMOS EN AUTOVÍA A-381

RESUMEN DE LA COMUNICACIÓN Se analiza en profundidad el comportamiento frente a vibraciones del viaducto de Juan Ramos, con sección mixta trijácena para salvar una luz isostática de 70 m, concluyendo que cumple con los niveles normativos y con criterios adecuados para un puente fuera de poblado, sin accesos peatonales. Se comprueba que el nivel de aceleraciones verticales tras el paso de un vehículo pesado que puede llegar a experimentar está en el rango que puede ser percibido claramente por los usuarios de a pie. A raíz de estos resultados, se reflexiona sobre la necesidad de adoptar, en puentes urbanos, criterios más restrictivos que los que aparecen en la normativa vigente, atendiendo a limitaciones basados en los umbrales de sensibilidad humana.

1. INTRODUCCIÓN El Tramo VI de la Autovía A – 381 (Jerez – Los Barrios) transcurre en su mayor parte por el Parque Natural de Los Alcornocales, de gran valor paisajístico y medioambiental, que condiciona el diseño de la vía en general y de las estructuras en particular.

Este tramo exige la implantación de 8 viaductos, 2 pasos superiores, 6 pasos inferiores, dos falsos túneles con funciones medioambientales y 5 muros. Totalizan más de 57000 m 2 de estructura, de los que casi 36000 m2 corresponden a los viaductos y 13800 m 2 a los falsos túneles. En este entorno, el cruce de la Garganta de Juan Ramos, con escarpadas laderas y vegetación de ribera del máximo nivel de protección, obliga a la implantación de un viaducto isostático de 70 m de luz. Se diseña en tipología mixta, con sección trijácena de 3.35 metros de canto total, condicionada en gran medida por los procesos constructivos ajustados a los condicionantes medioambientales.

Es conocido que estas tipologías son especialmente sensibles a los fenómenos vibratorios, con frecuencias propias de vibración inferiores, menores índices de amortiguamiento y, sobre todo, masas menores que exigen menores energías de activación para iniciar la vibración. Cada vez más, las normas hacen referencia a la necesidad de control el estado límite de vibraciones, pero no siempre están claros los rangos de aceptación. A continuación se analizan los criterios y particularidades de la vibración de este viaducto.

2. PLANTEAMIENTO DE LOS ESTUDIOS DE VIBRACIÓN Los puentes mixtos son capaces de alcanzar una gran rigidez, por lo que los problemas de deformaciones estáticas (flechas y giros), pueden resolverse, de una u otra forma. En cambio dada su relación rigidez - masa son muy sensibles a los problemas vibratorios,

por lo que, aunque no sea por norma obligatorio, debe verificarse que no se producen oscilaciones excesivas, (principalmente en ninguno de los dos ejes horizontales, con deformaciones similares a las de flexión y de torsión), ni que estas vibraciones están acopladas entre sí o con el paso de vehículos, lo que generaría problemas de resonancia. El análisis de estos fenómenos, cuya ausencia de control puede derivar en serios problemas, como ocurrió en la pasarela del Milenio en Londres, se ha simplificado desde el punto de vista del cálculo, gracias a los potentes ordenadores de que disponemos; pero tanto la valoración de los resultados del cálculo como los criterios de aceptación y tolerancia, siguen dependiendo en gran medida del buen criterio del proyectista o de las simplificaciones que comienzan a aparecer en algunas recomendaciones. La metodología habitual para controlar las vibraciones de los tableros esbeltos consiste en un análisis modal, obteniendo los principales modos de vibración y amortiguamiento. Este punto de partida permite conocer y comprender el comportamiento de la estructura frente a cargas dinámicas. A su vez, la obtención de las frecuencias propias de los modos principales permite aplicar los criterios de diseño de las normativas en vigor, realizando comprobaciones simplificadas con relaciones sencillas. Además, en casos especialmente sensibles como el que se analiza en esta ponencia es preciso la realización estudios dinámicos completos para la obtención de las aceleraciones, factor determinante para evaluar el grado de percepción que puede tener el usuario de la vía.

3. CRITERIOS DE DISEÑO Y VALIDACIÓN Aunque sí existe cierta generalidad en la mención expresa de las vibraciones como un estado límite, no existen muchas referencias normativas en cuanto a los rangos de validez para puentes de carreteras. En las Recomendaciones para el proyecto de puentes mixtos para carreteras RPX – 95 (referencia 1), se establece como aceleración vertical máxima el valor de 0,5·f00,5 m/s 2 en zonas transitables por peatones.

Para evitar el cálculo dinámico completo por integración directa, ofrece un método simplificado que relaciona la flecha correspondiente a una carga estática de control con una función de la frecuencia propia del primer modo.

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f0

L ? f o ? 18 2000 ? f 0 2

Por otra parte, la sensibilidad del cuerpo humano frente a las vibraciones depende de muchos parámetros entre los que no se pueden dejar de citar la posición (de pie, sentado...), la actividad y actitud frente al fenómeno, la edad y sexo del individuo, la duración y evolución de la vibración, frecuencia y amplitud de los desplazamientos, velocidades y aceleraciones. En general puede establecerse que la sensibilidad es proporcional a las aceleraciones en el rango de frecuencias menor a los 10 Hz, y proporcional a las velocidades para frecuencias superiores. Dado que el rango de frecuencias propias de los tableros de puentes es habitualmente inferior, incluso para estructuras muy rígidas con luces pequeñas, los controles se centran fundamentalmente en la percepción a las aceleraciones. Bajo esta perspectiva, pueden establecerse rangos de aceleraciones verticales en función de su perceptibilidad, entre los que pueden señalarse el valor de 34 mm/s 2 como ligeramente perceptible, el de 100 mm/s 2 como claramente perceptible, el de 550 mm/s 2 como molesto o desagradable y de 1800 mm/s 2 como insoportable o intolerable (referencia 2). Se quiere llamar la atención sobre el criterio de aceptación de aceleraciones de la RPX. Para rangos de frecuencias principales verticales entre 1 Hz y 4 Hz, entre los que están la mayor parte de los puentes actuales, las aceleraciones límites según esta referencia variarían entre 500 mm/s 2 y 1000 mm/s 2, que en el rango de percepción pueden calificarse entre molesto e intolerable. Naturalmente, las estructuras cuyos períodos propios de los primeros modos de vibración ronden los 4 Hz tienen, previsiblemente, condiciones de rigidez y masa con los que será difícil conseguir excitar hasta aceleraciones de esta entidad. Probablemente estos límites no supongan restricción práctica para el diseño real.

En puentes flexibles las aceleraciones que se limitan sí podrían llegar a alcanzarse con diseños poco cuidados. Sin embargo, las aceleraciones admitidas pueden superar claramente los umbrales de percepción para peatones de pie en el tablero. El criterio de la RPX aparece así como adecuado para puentes fuera de poblado, no accesibles a peatones salvo a los servicios de mantenimiento; los niveles de aceleraciones máximas garantizan, por otra parte, que las fuerzas inerciales no supondrán incrementos dinámicos de importancia. A juicio de los ponentes, para puentes urbanos deberían establecerse criterios de comprobación que limiten las aceleraciones en valores máximos entre 50 y 100 mm/s 2, o incluso inferiores en casos especiales en zonas en las que existan antecedentes de estructuras vibrantes.

4. MODOS DE VIBRACIÓN Para el análisis de los modos de vibración y estudios dinámicos del Viaducto de Juan Ramos se han elaborado dos tipos de modelos de cálculo, basados en emparrillados planos y en modelos tridimensionales, respectivamente. Del análisis comparado de éstos puede deducirse que la obtención de los modos de vibración y las frecuencias propias asociadas de los primeros modos no depende tanto de la complejidad del modelo como de una adecuada asignación de rigideces y masas, junto con una modelización correcta de las condiciones de contorno (en particular los aparatos de apoyo). La obtención de las aceleraciones por integración directa sí ha resultado más sensible a la discretización, obteniéndose resultados más fiables con modelos más realistas.

MODELO 2D MODO DE VIBRACIÓN 4 FRECUENCIA 1.38 Hz

Los primeros modos de vibración del tablero se muestran en los gráficos que se adjuntan. En primer lugar aparece un grupo de modos horizontales, en los que el tablero se comporta como un sólido rígido vibrando sobre los neoprenos. Las frecuencias propias varían en el entorno de 0,6 Hz. Generalmente estos modos se obvian, dado que el amortiguamiento de los neoprenos es grande. Cabe mencionar la influencia de los mamparos o diafragmas en apoyos, que contribuyen eficazmente a mantener indeformable la sección para estos modos y aumentan su frecuencia propia entre un 10 y un 20%. Los primeros modos de vibración vertical rondan el entorno de frecuencias de 1,4 Hz. Aparecen dos modos con frecuencias muy similares, con vibración de las vigas longitudinales en primer orden. El primero moviliza las vigas extremas, con vibraciones desfasadas 180º; en el segundo, las tres vigas flectan acompasadamente, sin desfase. En ambos la flexión transversal de la losa se moviliza de manera muy limitada. Resulta fácil de interpretar las ligeras diferencias en las frecuencias de estos modos, dado que la presencia de las barreras concentra ligeramente las masas en los bordes, sin cambio apreciable en la rigidez.

MODELO 3D MODO DE VIBRACIÓN 5 FRECUENCIA 1.31 Hz

Un tercer modo de vibración vertical, con frecuencia en torno a 4,0 Hz, presenta una movilización de la rigidez transversal; las vigas extremas vibran acompasadamente, mientras que la central lo hace con un desfase de 180º. En este caso sí aprecian ligeras variaciones entre los resultados del modelo espacial y el emparrillado plano, dado que

éste no puede recoger el efecto de rigidización adicional de la flexión transversal que aportan las vigas. Los modos siguientes, con frecuencias superiores, están asociados con modos de segundo orden de las vigas, y en ellos se repiten las secuencias descritas. Todas las frecuencias propias están alejadas de los tiempos de paso de los vehículos que determinan las características dinámicas de las acciones, que para vehículos pesados pueden oscilar entre 3 y 8 segundos, por lo que pueden descartarse problemas de resonancia.

MODELO 3D

MODELO 2D

MODO DE VIBRACIÓN 6.

MODO DE VIBRACIÓN 6

DETALLE DE DEFORMACIÓN

FRECUENCIA 4.00 Hz

TRANVERSAL DE LOSA

5. ACELERACIONES DEL TABLERO Para completar el estudio se realiza un estudio dinámico completo mediante integración directa en el tiempo sobre modelos tridimensionales de la estructura, con distintas velocidades de paso barriendo el rango entre 30 y 90 km/h para un vehículo de 380 kN de carga total y para otro de hasta 600 kN asemejando un dumper utilizado en el movimiento de tierras (entre 30 y 60 km/h). También merece un comentario aparte la consideración del grado de amortiguamiento. Este es muy variable, depende de numerosos factores y sólo puede determinarse con precisión mediante ensayos sobre la estructura ejecutada. En general, para puentes mixtos pueden asumirse amortiguamientos del orden del 0,2 a 0,3% del amortiguamiento

crítico, que puede hasta duplicarse por la influencia de neoprenos y juntas. De la misma forma, el coeficiente de amortiguamiento global de la estructura aumentará algo por la presencia del pavimento, barreras y otros elementos, aunque el conjunto de estos tiene una menor importancia en el valor final del citado coeficiente. Sin embargo, la influencia de este parámetro cuando el estado de vibración está lejos de la resonancia es relativamente limitada, y se refiere más al desarrollo y duración de la vibración, que a los valores máximos absolutos de desplazamientos y aceleraciones. La influencia sobre las frecuencias propias es reducida. Los resultados más significativos se recogen en los gráficos que se adjuntan. Las aceleraciones máximas obtenidas se corresponden con el vehículo más pesado a 30 km/h, con resultados siempre inferiores a 200 mm/s 2. Con el vehículo de 380 kN las aceleraciones máximas son menores a 150 mm/s 2, y se producen para velocidades de paso de 90 km/h, si bien también se aprecian aceleraciones superiores para 30 km/h que para velocidades intermedias (al menos en un 20%). Vehículo

ta

Aceleración vertical (m/s )

Máxima aceleración vertical .

km/h m /s en

.

s

. . . . - . - . - . - . Tiempo (s)

Las frecuencias de estas vibraciones se corresponden con las de los primeros modos de vibración, por lo que puede concluirse que el grado de influencia de los modos de mayor energía de movilización es limitada.

Vehículo

ta

km/h

Aceleración vertical (m/s )

Máxima aceleración vertical .

m /s en ,

s

. . .

- . - . - . Tiempo (s)

También puede comprobarse sobre este modelo que la diferencia entre las flechas máximas dinámicas y las correspondientes a las estáticas no tienen repercusión a efectos del dimensionamiento de la estructura. Vehículo

ta

Flecha máxima - .

km/h m en .

s

- . - . Flecha (m)

- . - . - . - . - . - . - . Tiempo (s)

Las vibraciones están en el rango de lo perceptible, de acuerdo con los resultados obtenidos y para el amortiguamiento considerado, del orden de unos 80 segundos desde el momento en que se produce la aceleración vertical máxima y, por tanto, la posible sensación de alarma del peatón.

6. ANÁLISIS Y CONTRASTE DE LOS RESULTADOS Una vez comprobado que no existen problemas de resonancia, y que los factores de amplificación dinámica no son significativos, el problema queda centrado en la comprobación del estado límite de servicio de vibraciones. Las aceleraciones máximas obtenidas en los estudios detallados para vehículos de hasta 380 kN son inferiores a 150 mm/s 2 que, aunque entra en el rango de las vibraciones claramente perceptibles, el diseño se considera correcto por tratarse de una estructura fuera de poblado, sin acceso a tráfico peatonal. Especial mención merece las circunstancias producidas durante la obra, con paso de vehículos de gran tonelaje del movimiento de tierras. Éste se producía sobre la losa de hormigón de la estructura, antes de pavimentar; tampoco estaba montada la junta, por lo que el “bache” producía una excitación vertical de la carga similar a la que se provoca deliberadamente con el ensayo del tablón para ensayos dinámicos de las estructuras. En estas circunstancias, el personal de la obra que permanecía sobre el tablero percibía con claridad las vibraciones verticales. Por otra parte, las oscilaciones se amortiguaban correctamente.

Los estudios teóricos reflejan para este caso aceleraciones entre 150 y 200 mm/s 2 que, de acuerdo con los criterios señalados más arriba, deberían calificarse entre los rangos de claramente perceptible y molesta, que posiblemente se corresponda con las primeras impresiones del personal de la obra. Es preciso remarcar que la norma aplicable (RPX) considera como admisibles aceleraciones de hasta 600 mm/s 2 para la frecuencia propia del primer modo de este viaducto. También se comprueba que se cumple el criterio simplificado que figura en la misma publicación y que se señala más arriba. Por tanto, puede establecerse como conclusión del análisis del estado límite de vibraciones

que

la

estructura

presenta

un

comportamiento

ajustado

a

las

recomendaciones de las normas aplicables, si bien puede presentar vibraciones perceptibles para observadores de pie en el tablero al paso de vehículos pesados.

7. CONCLUSIONES En esta ponencia se presenta una realización del viaducto de Juan Ramos, mixto isostático de 70 m de luz, y el análisis de su comportamiento dinámico. A continuación se resumen las conclusiones más significativas: ?? La relación entre la rigidez y la masa del tablero de las estructuras y viaductos mixtos de luces medias y altas los hacen especialmente sensibles a las vibraciones, y deben considerarse conjuntamente con los restantes estados límites en las primeras fases de diseño, para su correcto dimensionamiento. ?? Las limitaciones recogidas en la RPX respecto a las vibraciones parecen suficientes para el control de los factores de amplificación dinámico de las acciones, pero en la práctica no limitan las aceleraciones que perciben (y alarman) a los usuarios. ?? Al menos en puentes urbanos, los proyectistas deben establecer limitaciones de las aceleraciones basadas en los rangos de sensibilidad de los peatones. Aunque no es el mismo caso, la atención despertada con el caso de la pasarela del Milenio en Londres hace que se modifiquen los umbrales de tolerancia de la sociedad hacia estos fenómenos.

?? El paso de vehículos de movimiento de tierras durante las obras pueden inducir, sobre estructuras esbeltas y de poca masa, vibraciones superiores a las que se producirán durante la estructura en servicio, que deben controlarse para, en su caso, adoptar las medidas oportunas.

8. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS 1.

Recomendaciones para el proyecto de puentes mixtos para carreteras (RPX); Ministerio de Obras Públicas, Transportes y Medio Ambiente, octubre 1995.

2.

Problemas de vibraciones en estructuras; Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos, 2001