Revisión del Colapso del Edifício Champlain Towers South

Después de presentar el artículo sobre el colapso del edificio CHAMPLAIN TOWERS SOUTH continuamos analizando los criterios que se desarrollaron en el mismo. Hemos recibido mayor información fotográfica, planos más actualizados de los que disponíamos y hemos visto videos de otros trabajos relacionados con el colapso, así como opiniones de profesionales cercanos.

Se han detectado algunas modificaciones al proyecto original de 1979, así como hemos conocido de cambios realizados en la cubierta producto de la reparación posterior a las inspecciones. 

Los aspectos más importantes se relacionan a continuación: 

a) La losa de cubierta del parqueo se le añadió una losa de concreto reforzada (topping) con una malla de acero soldada (welded wire mesh) y además se puso encima un tipo de mosaico sobre arena (paver).

b) El nivel de la losa de cubierta del parqueo se elevó 12 pulgadas del nivel +10″ 10″ que tenía inicialmente quedando con un nivel de +11′ 10″ de modo que la diferencia de nivel con el nivel del lobby en el edificio (+13′ 4″) se modificó de 2’6″ a 1″ 6″.

c) Se eliminó el desnivel de 1′ 0″ que había el eje K y se eliminó la viga BMA en eje l.

d) Se encontró que una Nota típica sobre la distribución del refuerzo en la banda de columna que parece no se aplicó en la construcción.

e) Se añadió un nuevo nivel (penthouse), teniendo ahora trece pisos. 

Es posible que hayan cambiado algunas distancias entre ejes, elevaciones, etc. pero nos resulta imposible disponer de toda la información para poder conocer de otros cambios. Si existen esos cambios y nos pueden informar de los mismos estaríamos muy agradecidos. 

Estas nuevas situaciones nos obligan a revisar las conclusiones obtenidas en el primer artículo. A continuación se actualizará cada aspecto tratado. 

También se demostrará por qué la otra parte del edificio no sufrió un derrumbe si estuvo expuesta a situaciones similares que la zona colapsada.

Análisis del fallo de la losa de concreto del techo del estacionamiento

Fallo por Punzonamiento

La losa de concreto tiene 9 1/2 in de espesor con un concreto de fc = 4000 psi y las columnas N son de 12 in x 16 in. La condición más desfavorable se encuentra en L/11.1 como se muestra en la Fig. 1. En lo que sigue se calculará el fallo a punzonamiento con toda la carga, incluyendo una carga viva de 60 lb/ft2 Se añade el peso de 4 in de topping y 10 lb/ft2 de paver que no fue incluido en el artículo previo. 

El área tributaria será:

Las cargas actuantes de servicio serán:

Fig. 1 Fallo por punzonamiento en la columna N de la zona del parqueo

La carga factorizada será:

Se considera que solo el espesor de la losa de 9 1/2 in resiste el punzonamiento.

El peralto efectivo será:

Refuerzo:

El perímetro de la sección crítica será:

De modo que Vu < ϕVc y la losa no falla a punzonamiento aun cuando estuviese actuando toda la carga viva.

Lo anterior queda confirmado en las fotos, ya que si fuese este el tipo de fallo la columna tendría una forma de cono en su parte superior y no sucede así.

Fallo por Flexión

La losa de concreto de 9 1/2 in sin vigas trabajando en dos direcciones tiene un refuerzo positivo de #4 @ 12″ o/c en ambas direcciones y un refuerzo negativo de unas 16 # 5 en una dirección y entre 16 # 5 y 19 # 5 en dirección perpendicular como se muestra en la Fig. 2. Este refuerzo corresponde a la zona del nivel +10′ 10″.

Fig. 2 Refuerzo negativo en la zona del nivel +10’10”

En las Notas Típicas del plano S-6 se indica que el 25% de todo el refuerzo en la banda de columna será centrado sobre la columna. De las 16 barras indicadas, el 25% son 4 barras que se deberían colocar centradas sobre la columna. Sin embargo, en la foto del eje I se ve claramente que esta especificación no fue cumplimentada, lo cual hace suponer que no se hizo en ningún otro caso.

En la otra dirección la distribución del refuerzo es aproximadamente igual. En definitiva, este refuerzo negativo es el que ha estado afectado por la corrosión debido a que esta zona es en la cual se desarrollan las fisuras radiales debido a la concentración de los momentos flectores por encima de las columnas en ambas direcciones. Fig. 3. 

Primero fallan las barras negativas a causa de la corrosión, Fig. 3, a continuación, le siguen las barras positivas que ahora no tienen suficiente longitud de anclaje y se produce el colapso de la losa de 9 1/2 in, por último, la losa de concreto de 4 in (topping) falla a punzonamiento. Lo anterior se corrobora por la forma en que quedan la parte superior de las columnas de la zona del parqueo.

Fig 3. Proceso de fallo de la losa debido a corrosión.

Fallo por punzonamiento en las columnas A del eje 1

Si ahora observamos la Fig. 4, correspondiente al eje I de la parte del edificio que no colapsó, vemos que las barras positivas y negativas de la losa sobresalen de la columna en ambas direcciones y además no se observan efectos de la corrosión en las mismas. La losa de la cubierta del parqueo de 9 1 ‘2 continua con mismo nivel de +11’ 10″ penetrando dentro de la zona del edificio que se mantuvo en pie. Esta losa tuvo un fallo por efecto del punzonamiento, lo cual se evidencia en las fotos que muestran el desplome de la losa, muestran el refuerzo saliendo de la columna y en zonas se ve la forma de cuna del concreto. A continuación, analizamos las causas de este fallo.

Image from The New York Times

Fig. 4. Fotografía de la columna C del eje I/14 posterior al colapso.

Es evidente que, si las columnas tienen 24″ x 24″ y la losa está sometida a cargas verticales similares, la capacidad a punzonamiento para carga vertical será mayor que las columnas N del parqueo. Ahora bien, si las columnas del parqueo cercanas a este eje fallan, las cargas tributarias aumentan y se producen momentos no balanceados que generan esfuerzos de cortante mucho mayores en la sección crítica. Esto fue lo que provocó el fallo por punzonamiento en la losa del eje I como se muestra en la foto. Un modelo de la losa utilizando el programa SAFE nos muestra que si una de las columnas C ubicada en 1/14, cuando la columna del parqueo K/14.1 sufre el desplome de la losa por corrosión, la losa sobre la columna C del l/14 no puede soportar el incremento de carga vertical y los efectos de los momentos no balanceados que generan esfuerzos a cortante superiores a la capacidad de la losa de 9 1/2″. 

Se concluye que la losa de la zona del parqueo falla por corrosión del refuerzo negativo, provocando la rotura de la losa alrededor de la columna. La losa de las columnas del eje I falla por punzonamiento provocado por el fallo de la losa en columnas adyacentes.

Fallo por punzonamiento en las columnas C del eje 9.1

Por último, queremos llamar la atención de que en el eje 9.1 la diferencia de nivel de 1’6″ origina una viga de 12″x 27 1/2″ a lo largo de ese eje y además existe una viga llamada BMA de 12″x15″ perpendicular a cada columna. La presencia de estas vigas hace que no pueda ocurrir el fallo a punzonamiento de la losa de 9 1/2″ en estas columnas. Fig. 5. Más adelante se analizará las posibles causas del fallo de estas columnas. 

Fig. 5. Sección de la viga a lo largo del eje 9.1

Trabajo de la Losa como Lámina

Una vez que ha fallado la losa en una columna, la de peor corrosión, las demás columnas alrededor van recibiendo mayor carga y se produce un colapso progresivo.

A partir de este momento se inicia el gran problema. Supuestamente, el refuerzo positivo no ha sido afectado de la misma forma que el negativo y, por lo tanto, dicho acero comienza a trabajar de una forma diferente para lo que fue concebido.

Además, la malla de refuerzo de la losa de topping se suma al refuerzo positivo dando lugar a una especie de cable a lo largo de una banda como se indica a continuación. 

Para explicar el nuevo tipo de trabajo de la losa y su refuerzo positivo tenemos que escoger una banda que incluya la mitad de la losa a ambos lados, por ejemplo, se considerará el eje N entre la piscina y el eje 9. 1 como se indica en la Fig. 3.

    Fig. 3 Banda de la losa trabajando como lámina en eje N

Debido a la rotura de la losa encima de la columna, esta se desplaza hacia abajo. El incremento de carga hace que en las columnas adyacentes también se produzca el fallo. Este proceso se repite en ambas direcciones. Si la losa estuviera con apoyo simple en los bordes, entonces la misma llegaría al suelo y el problema hubiera terminado en este momento. Solo la losa del parqueo hubiese sido el derrumbe. Sin embargo, no sucede de esta forma, sino que la losa está anclada en la piscina y en el muro de contención de un lado y en la parte inferior de la viga del eje 9.1. unos 2 ‘6’ por debajo de la losa del nivel + 13’ 4″. El refuerzo a lo largo de la banda en estudio está anclado en la piscina, en el muro de contención y en la viga del eje 9.1.

La losa comienza a trabajar como una lámina anclada en sus dos extremos. El refuerzo positivo y negativo a lo largo de la banda conforma un cable con la suma de las áreas de barras en todo el ancho de la banda analizada.

Considerando solo el refuerzo positivo para todo el ancho de B = 19’ 0” se tiene:

Área de todas las barras en la banda de ancho B

El conjunto de barras hace el equivalente de un cable que se encuentra apoyado en ambos extremos dando lugar al trabajo como una lámina. Al estar estirado producto del peso propio de la losa, esta queda sometida a tensión y se fisura, de modo que el acero hace el efecto de a un cable semejante a un cable de baranda. Puede apreciarse en las fotos que la losa se mantiene fija en el muro de contención y que se desprendió de la piscina fallando el refuerzo de anclaje. Fig. 4

Semejante situación se presenta en dirección perpendicular originándose bandas que se inician en la piscina y en el muro de contención de un lado y terminan en el edificio por los ejes G. 1. Primero analizaremos la banda en el eje N y más adelante se comentará sobre la banda en el eje 14.1 cuando se estudie el caso de las columnas A.

Fig. 4 Efecto de lámina (Trabajo como cable de acero) a lo largo del eje N.

Fuerza horizontal creada por el efecto de cable apoyado en los extremos

Efecto cuando falla la losa sobre una columna:

Refuerzo de acero # 4 @12 in O/C:

Spc := 12⋅ in

Numero de barras:

Deformación en el centro del tramo:

Fuerza horizontal en los extremos:

Cuando el cable de acero esta sometido a esta fuerza, las tensiones serian:

> 85 ksi resistencia de rotura del acero sobrepasando la resistencia de fluencia del refuerzo A615, pero algo por debajo de la resistencia de rotura de mismo acero, o sea, no se produce la rotura del mismo.

Por lo que se ve en las fotos, se puede considerar que este es el fallo más probable. Supondremos que la fuerza horizontal del cable alcanza un valor de 385 kip que corresponde al momento de fallo del cable compuesto del refuerzo positivo de la losa más el refuerzo del topping trabajando el acero a 85 ksi.

Análisis de una Columna “C” de la Edificación

Consideremos la columna localizada en el eje N y el eje 9.1 en el nivel inferior. Esta columna tiene 16″ x 16″ con 8 # 11, o sea una cuantía de 4.88 % que es bastante elevada si se tiene en cuenta que al empalmar con las barras del cimiento se duplican y llega a más de 8 % que es el límite especificado en la norma.

La columna tiene una altura de 10′ 9″ y se considerará como articulada en sus extremos. Lo cual resulta conservador.

Para el análisis que sigue se considerará exclusivamente el efecto de las cargas de peso propio de los elementos estructurales, una sobrecarga de 20 lb/ft2 y el peso de las paredes exteriores. En el momento del colapso se supone que el edificio tiene un mínimo de cargas vivas que no influye para nada en el análisis que se llevará a continuación. Fig. 5.

Se ha supuesto que no ocurre fallo por punzonamiento y que el efecto del cable no origina ningún fallo de la losa más allá del eje 9.1.

Fig. 5 Carga máxima en la columna C del eje N y 9.1

El área tributaria será:

Número de pisos

n:= 13  (11 floor slabs + roof slab + penthouse)

Carga muerta DL

TotalDL := SlabDL + ColDL +SIDL + WallDL = 509.1 ⋅ kip

La carga de servicio vertical actuante en el momento del colapso será de 470 kip.

En la Fig. 9 se muestra la columna con la carga horizontal de 350 kip actuando a nivel del centro de la losa. La columna ahora se considera empotrada en ambos extremos que resulta ser la situación real y va a ser la condición que origina el menor momento flector, por lo cual estaremos minimizando el efecto de dicha carga para que la evaluación sea lo más segura posible.

             Fig. 6 Columna N sometida al efecto de carga horizontal

El momento flector máximo para la carga de servicio será:

Por lo tanto, la columna N estará sometida a una carga de servicio vertical y a un momento flector de servicio de:

Ahora vamos a obtener el diagrama de interacción para la columna N con una sección de 16″ x 16″ reforzada con 8 # 11 y una calidad de concreto de 6000 psi.

En la Fig. 10 se muestra el diagrama de interacción obtenido del programa spColumn.

  Fig. 7 Diagrama de interacción de la columna N

La línea continua representa la capacidad de la sección para el diseño a partir de las combinaciones de cargas efectuadas especificadas en las normas, mientras que la línea discontinua representa los valores nominales, es decir, la capacidad real de la sección para una combinación de carga axial y momento factor. En otras palabras, si la sección está sometida realmente a una combinación de P y M, el punto que define esa combinación debe encontrarse en el interior del diagrama nominal para que no falle, mientras que, si cae fuera, la sección alcanza el fallo inmediatamente.

En nuestro caso el punto con:

Cae exactamente en el diagrama nominal y, por tanto, esta columna falla en el momento que dicha combinación comienza a actuar simultáneamente. Debe recordarse que no se han tenido en cuenta los momentos no balanceados producto del topping ni del paver. A partir de este momento de fallo de la primera columna se produce el colapso progresivo a las demás columnas debido a la distribución de las cargas a las columnas adyacentes, dando lugar a un tipo de fallo semejante al de una demolición con explosivos en las columnas inferiores. 

Si ahora consideramos que el fallo de la losa se produce en el eje 8, semejante a lo ocurrido en las columnas A donde el fallo de la losa ocurre en el eje G. 1, la columna C tendrá una altura efectiva de 27 ‘0″ – 22″- 8″ = 24’ 2″ dando lugar a un fallo por esbeltez. 

En definitiva, en uno u otro caso quien provoca el fallo de la edificación es el efecto horizontal producto del trabajo como lámina de la losa de 9 1/2″ que falla por la corrosión del refuerzo negativo.

Análisis de una Columna “A” de la Edificación

Las tres columnas A del eje I no recibieron el efecto de la carga horizontal de la lámina debido al fallo por punzonamiento de la losa como se indicó anteriormente. Así pues, las fuerzas horizontales se transmiten por la losa distribuyéndose en las 4 columnas interiores, es decir, el efecto diafragma compartió la carga horizontal entre esas columnas. 

La columna A tiene 24″x24″ con un refuerzo de 12 # 10 y fc = 6000 psi. La altura efectiva de la columna A después que se produce el fallo por punzonamiento se incrementa a 27′ 0″ – 8″ – 22″ = 24′ 2″ 

En este caso, suponiendo cargas semejantes a la columna C se puede comprobar que no hay fallo por esbeltez cuando la columna alcanza la altura efectiva de 24′ 2″.

Conclusiones y Observaciones sobre el Diseño del Edificio

Como conclusión fundamental de este análisis se puede decir que la causa principal del colapso del edificio se debe a la corrosión de las barras en el tope, la losa de concreto cubriendo el parqueo, localizadas encima de las columnas. El fallo de la losa provocó el efecto de trabajo en la lámina de la losa que originó las cargas horizontales que provocaron el fallo de las columnas del edificio y continuó con el colapso progresivo y el fallo parte del edificio. Todo a causa de un deficiente mantenimiento.

Por último, me gustaría hacer ciertas observaciones que pudieran en un futuro ayudar en el diseño de edificaciones localizadas cerca del mar, con losas a desnivel en un mismo piso y distribución de paredes de cortante en la estructura.

a) Si observamos los detalles de refuerzo en las losas, nos encontramos que el recubrimiento neto de las barras de refuerzo negativo en la losa es de 3/4″. Aun cuando el código así lo indica, es conveniente incrementar dicho recubrimiento en situaciones bajo efectos del salitre, en balcones, etc.

b) La diferencia de nivel de la losa de piso entre el edificio y el techo del parqueo es de 2′ 6′ Evidentemente el parqueo no requiere de alturas elevadas dando lugar a esta diferencia de niveles. Sin embargo, se llama la atención a que el efecto de diafragma de dichas losas puede generar efectos de cargas horizontales debido a la retracción del concreto, a efectos de los cables de pretensado en la losa, a efectos de trasmisión del viento, o como en este caso, algo insólito, el efecto de lámina de la losa. Se sugiere estudiar en detalle estos cambios de niveles como se verá a continuación.

c) En la situación de desnivel planteado se puede lograr una discontinuidad si se coloca una viga con columna separada 1 o 2 in de la columna de la edificación o también se puede colocar un soporte (ledge) en la viga de borde y así evitar la continuidad entre ambas partes. Fig. 8

d) Finalmente, algo importante que note y quisiera señalar es con relación a las paredes de cortante. Si nos fijamos, el colapso progresivo finalizó en el momento que se encontró con la pared de cortante del eje F.3, pero sobrepasó la pared de cortante del eje M fallando esa parte también. Lo que me gustaría comentar es que se dispuso estas paredes para el viento actuando en una dirección, pero no se dispuso ninguna pared para el viento actuando en dirección perpendicular.

Fig. 8 Variantes de conexión entre losa de parqueo y edificio

En nombre de Eastern Engineering Group, damos nuestro más sentido pésame a todos los afectados por el colapso de las torres Champlain. Este artículo refleja los estudios del profesor Ernesto F. Valdés sobre el Colapso de las Torres Champlain y lo escribió específicamente para que Eastern Engineering Group lo publicara en su nombre.

Traducción de: Ivet Llerena (Eastern Engineering Group)
Dibujos estructurales por: Eastern Engineering Group
Fotografía del colapso de las torres Champlain Por: Pablo Lopes
© 2021 Este artículo fue escrito por Ernesto Valdés y publicado por Eastern Engineering Group. Reservados todos los derechos.