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Timestamp: 2019-09-15 22:31:32+00:00

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CA III Interacción Terreno Pilote
Tema1esfuerzo y Deformacion
Se trata de un edificio destinado a viviendas en propiedad horizontal,
10 niveles, con una altura
superficie cubierta aproximada de 6785,00 m 2 , siendo la tipología estructural elegida “Pórticos Sismorresistentes de Hormigón Armado”, según el Reglamento INPRES-CIRSOC 103, edición 2005.
Este edificio se ubicará en las zona sísmica 4 del territorio nacional, en el departamento de Godoy Cruz de la provincia de Mendoza.
1.a. Descripción general
(Cap. 3, R.I.) (Tabla 3, R.I.)
Lugar de Emplazamiento: Zona Sísmica 4 Terreno de Fundación: Suelo Tipo II
(Cap. 5, R.I.)
Destino y Funciones: Edificio privado de habitación, Grupo B
(Tabla 2, R.I.)
Factor de Riesgo:  d = 1
1.b. Características del edificio
Número de Pisos: 10 (diez)
(Cap. 2, R.II.)
(1.2., R.II.)
1.c. Propiedades de los materiales
(1.2.1., R.II.)
Hormigón: f’ c = 25 MPa (Para zona sísmica 4: 20 MPa  f’ c  45 MPa)
(1.2.2., R.II.)
Acero: f y = 420 MPa; f yt = 420 MPa (Para todas las zonas sísmicas: f y  420 MPa; f yt  420 MPa o f yt  500 MPa )
Entrepisos y Techo: Sistemas de losas macizas armadas en dos direcciones
según el Reglamento INPRES-CIRSOC 103-Parte II-2005
En la Fig .1 se ilustra la perspectiva del edificio observándose la tipología estructural, es decir pórticos sismorresistentes de hormigón armado.
Fig. 1: TIPOLOGÍA ESTRUCTURAL DEL EDIFICIO
En la Fig .2 se muestran la planta de estructura tipo, correspondiente a los pisos 1° a 10° y las vistas sur y oeste (elevaciones).
En las planillas de la Fig .3 , se indican las dimensiones transversales de vigas y columnas para los diferentes niveles del edificio. Además, se especifica el tipo a que pertenece cada columna.
Fig. 2: ESQUEMA ESTRUCTURAL DEL EDIFICIO
Fig. 3: DIMENSIONES DE VIGAS Y COLUMNAS
1.d. Características de losas
Las losas de entrepisos y techo del edificio serán macizas de hormigón armado y apoyadas según las dos direcciones principales.
Se distinguen tres tipos de análisis de cargas considerando el destino de los diferentes locales, es decir:
I - Oficinas
Peso propio (e = 0,15 m)
3,60 kN/m 2
Contrapiso (Hº simple; e = 0,05 m, promedio)
1,10 kN/m 2
Detalle losa I
0,25 kN/m 2
0,15 kN/m 2
7,60 kN/m 2
II – Rellanos, corredores y escaleras
Detalle losa II
4,00 kN/m 2
9,10 kN/m 2
III - Techo
Aislación térmica (e = 0,10m, promedio)
1,00 kN/m 2
Detalle losa III
Aislación hidrófuga (membrana asfáltica)
0,05 kN/m 2
Baldosa cerámica y mezcla
0,60 kN/m 2
9,00 kN/m 2
1.e. Consideraciones de durabilidad del hormigón
Con el propósito de establecer el recubrimiento de las armaduras de los
diferentes elementos que conforman la estructura resistente del edificio,
es necesario determinar los requisitos mínimos de durabilidad del
hormigón a emplear.
De las tablas 2.1 y 2.5 del Reglamento CIRSOC 201 - 2005, se
determinan respectivamente la clase de exposición que produce
corrosión en las armaduras y la resistencia mínima especificada del
hormigón, es decir:
Clase de exp osición :
( mínima ) :
Para este ejemplo el tipo de hormigón y clase de exposición a emplear
H  25 /
De acuerdo con lo prescripto en el artículo 7.7. (CIRSOC 201 - 2005),
para la condición c) “hormigón no expuesto al aire libre ni en contacto
con el suelo”, resulta para el edificio del ejemplo:
Recubrimiento mínimo [mm]
Para barras longitudinales: d
20 mm ó  d
* Armadura principal
; 20 mm
2º piso a 10º piso
1º piso (planta baja)
Nota: Es necesario que los recubrimientos de las armaduras cumplan con las
especificaciones relativas a la resistencia al fuego del hormigón.
(1.4., R.II.)
(1.4.2., R.II.)
(Cap. 14, R.I.)
1.1. MÉTODO DE ANÁLISIS
Si bien son de aplicación los métodos generales de análisis especificados en el Capítulo 14 de la Parte I “CONSTRUCCIONES EN GENERAL”, resulta necesario introducir algunas modificaciones en el análisis modal espectral para su aplicación al diseño por capacidad.
Originalmente el diseño por capacidad fue desarrollado para aplicarlo con el método estático. Como en este caso las solicitaciones en la estructura están en equilibrio, es lícito amplificar los momentos en las
columnas en proporción al factor de sobrerresistencia de las vigas,
en los ejes de los nudos. Es claro que los momentos derivados de las fuerzas estáticas equivalentes se utilizan como valores de referencia.
Las solicitaciones obtenidas con el análisis modal espectral, para cada modo de vibración, están en equilibrio. Sin embargo, no lo están las solicitaciones que provienen de la superposición modal. La envolvente obtenida, representa solicitaciones que pueden ocurrir en diferentes instantes de tiempo. Por lo tanto, estas solicitaciones combinadas no están en equilibrio y no pueden utilizarse como valores de referencia.
Teniendo en cuenta que el análisis estático representa, en forma aproximada, la contribución del primer modo de vibración, es lógico utilizar los valores reales correspondientes a ese modo, como valores de referencia.
El método de análisis empleado en este ejemplo, en función de los comentarios anteriores es el estático.
1.1.1. Análisis sísmico estático del edificio 1.1.1.a. Introducción
Según las características de regularidad en planta y elevación de la estructura resistente de las construcciones, el Reglamento INPRES-CIRSOC 103 prescribe métodos de análisis basados en el criterio de sustituir la acción sísmica por un sistema de fuerzas estáticas considerado equivalente a dicha acción. En el capítulo 14 de la Parte I se especifican el procedimiento y los límites de aplicación del método estático para construcciones en general.
(14.1.6., R.I.)
(14.1.1, R.I.)
(Cap. 9, R.I.)
1.1.1.b. Límites de aplicación del método estático
Debido a que el método estático es un procedimiento aproximado que se basa fundamentalmente en la forma modal asociada al primer modo de vibración de la estructura, el Reglamento establece, en su artículo 14.1.6. (R.I.), limitaciones para su aplicación, controlando de tal manera la influencia de los modos superiores de vibración en la respuesta estructural a la excitación sísmica.
Dichas restricciones consisten principalmente en acotar la altura total del edificio en
función de la zona sísmica de emplazamiento y del grupo al que aquel pertenece según
su destino y funciones, y en limitar el periodo fundamental
T a un valor no mayor que
tres veces el periodo T de fin de plafón del espectro de diseño correspondiente.
Por otra parte, el Reglamento limita la aplicación del método estático a estructuras que posean regularidad en la distribución de masas y rigideces tanto en planta como en elevación.
Se transcribe a continuación la Tabla 12 de la PARTE I, relativa a las limitaciones de altura de los edificios para la aplicación del método estático:
Construcción según destino y funciones
La estructura sismorresistente del edificio del ejemplo posee regularidad de masas y rigideces tanto en planta como en elevación, siendo la altura total de 32,50 m. El grupo al que pertenece la construcción según destino y funciones es “B”, por lo que es totalmente lícito realizar el análisis sísmico mediante el Método Estático.
1.1.1.c. Evaluación de las fuerzas sísmicas laterales
1.1.1.c.1. Cargas gravitatorias a considerar
A los efectos de evaluar las fuerzas sísmicas laterales, las cargas gravitatorias de la construcción, constituidas por las cargas permanentes y una fracción de las sobrecargas de servicio (R.I.-Cap.9), se reemplazan por un sistema de cargas concentradas aplicadas
(9.1., R.I.)
(1.3., R.II.)
en los niveles correspondientes a los entrepisos y techo de la construcción. Es decir, la
W , que se supone concentrada en un nivel genérico k de la
construcción, se obtiene sumando a las cargas correspondientes a dicho nivel (peso propio de vigas, losas, pisos, contrapisos, capas aislantes, cielorrasos, etc., y la fracción correspondiente de las sobrecargas de servicio), el peso propio de los elementos. estructurales y no estructurales (muros, tabiques, columnas, etc.) que resulten comprendidos dentro del sector determinado por dos planos horizontales ubicados a la mitad de la altura de los dos pisos contiguos al nivel k considerado.
La carga gravitatoria que se supone concentrada en un nivel genérico k de la construcción se obtiene mediante la siguiente expresión:
W  G  L
es la carga gravitatoria permanente,
las sobrecargas de servicio
establecidas en el Reglamento CIRSOC 101 - 2005 y  es la fracción de las sobrecargas de servicio a considerar, cuyos valores mínimos se obtienen de la Tabla 6
(R.I.).
Los pesos de los apéndices y salientes del último nivel, a los fines del análisis global de la construcción deberán suponerse integrados a dicho nivel, siempre que su peso no supere el 25% de la carga gravitatoria correspondiente a ese nivel. De lo contrario, la construcción deberá considerarse con un nivel superior adicional.
Los valores de las cargas gravitatorias
de los diferentes niveles del edificio,
empleando un coeficiente de participac ión de la sobrecarga de servicio   0 ,50 , son los que se indican en la planilla siguiente:
W k [kN]
h k [m]
9 29,50
7 23,40
4 14,10
(12.2.1.,R.I.)
(12.2.2., R.I.)
1.1.1.c.2 ..
Periodo fundamental de vibración de la estructura
El periodo fundamental de una estructura en la dirección de análisis considerada es el periodo que corresponde al primer modo o modo fundamental de vibración libre de aquella. Dicho periodo es una característica dinámica propia de la estructura.
Para estimar el periodo fundamental de vibración de un edificio, el Reglamento permite utilizar fórmulas aproximadas de la dinámica estructural, para cuyo uso admite que la discretización de masas se realice suponiéndolas concentradas en los niveles de entrepisos y techo. Además, permite adoptar valores del periodo fundamental obtenidos mediante mediciones realizadas en construcciones con características estructurales similares; o bien mediante fórmulas empíricas.
En general, para edificios que puedan suponerse empotrados en su base, el Reglamento establece la siguiente expresión:
es la carga gravitatoria que se supone concentrada en el nivel
i el desplazamiento estático del nivel i provocado por el
sistema de fuerzas horizontales normalizadas niveles del edificio.
actuando simultáneamente en los n
expresadas en la misma unidad que las W , se determinan mediante la
siendo h la altura desde el nivel basal hasta el nivel i . Para el caso de edificios estructuralmente regulares en elevación, es decir que posean una planta típica, el Reglamento considera suficientemente aproximada la siguiente expresión:
(12.2.3., R.I.)
tienen, para el nivel
anteriormente para el nivel i .
, los mismos significados descriptos
Por otra parte, en forma alternativa, el Reglamento permite utilizar, para la determinación
del periodo fundamental
, la siguiente expresión empírica:
h , expresada en m, es la altura total del edificio medida desde el nivel basal
hasta el último nivel típico, l la longitud, expresada en m, de la planta tipo según la dirección analizada y d la densidad de muros, la cual se obtiene como cociente entre la sección horizontal de los muros dispuestos según la dirección analizada y el área de la planta tipo. Deben considerarse sólo aquellos muros que están rígidamente vinculados a
la estructura principal y que se prolonguen a lo largo de la altura total
Para este ejemplo, se utilizó la expresión ( I ) . Las planillas siguientes permiten obtener los valores del periodo fundamental de vibración para cada una de las dos direcciones principales de análisis del edificio, es decir:
(12.2.4., R.I.)
Mediante el uso del programa STAAD III, se obtuvieron los desplazamientos u en cada
nivel del edificio, resultantes de la apl icación del estado de cargas laterales F una de las direcciones principales de análisis.
Para tener en cuenta la influencia de los modos superiores de vibración, el Reglamento establece que para el análisis de edificios según el Método Estático, en la determinación del coeficiente sísmico no se podrán tomar valores del periodo fundamental mayores que
en las zonas sísmicas 4 y 3, ni mayores que 1,50T
en las zonas restantes.
Los valores de los periodos propios T
, en cada una de las direcciones principales del
edificio teniendo en cuenta lo expresado anteriormente resultaron:
0,73 seg
0,70 seg
Los valores de los periodos
se obtuvieron empleando la expresión ( III ) .
Para la determinación de los coeficientes sísmicos en cada una de las direcciones
principales del edificio, se empleará T 0 ,73 seg
0 ,70 seg
(8.2., R.I.)
(8.3., R.I.)
(2.1.2., R.II.)
1.1.1.c.3. Ductilidad global de la estructura
La estructura resistente de los edificios sujetos a la acción sísmica estará conformada por planos verticales sismorresistentes vinculados horizontalmente mediante diafragmas rígidos y resistentes a fuerzas contenidas en su plano, constituidos por las losas de entrepisos y techo. Dichos planos verticales pueden estar conformados por diferentes tipologías estructurales, siendo las de uso más frecuente:
* Pórticos sismorresistentes de hormigón armado. * Tabiques sismorresistentes de hormigón armado, en voladizo o acoplados. * Pórticos sismorresistentes de hormigón armado rigidizados con mampostería.
* Muros de mampostería encadenada, constituidos por paneles de ladrillos cerámicos macizos o huecos, o bloques huecos de hormigón, confinados perimetralmente por vigas y columnas de hormigón armado.
Otras tipologías estructurales que suelen utilizarse son: pórticos de acero, pórticos de acero u hormigón armado rigidizados mediante diagonales y muros de mampostería reforzada con armadura distribuida.
El valor de la ductilidad global  , se obtiene en función de la posibilidad que la mayor parte de la estructura participe uniformemente en la disipación de energía mediante deformaciones anelásticas, evitando se produzcan deformaciones plásticas en zonas localizadas, es decir, que la estructura posea una distribución lo más uniforme posible de resistencia y rigidez en elevación.
El Reglamento, en su artículo 8.3. (R.I.), establece valores de la ductilidad global  , determinados teniendo en cuenta las propiedades de las diferentes tipologías estructurales y las características de los materiales que las constituyen.
En función del grado de regularidad estructural en elevación, el Reglamento, en su artículo 8.2., establece diferentes casos que permiten obtener el valor de la ductilidad global  , de la estructura.
Para este ejemplo, los valores del factor de ductilidad global  , para cada una de las direcciones principales de análisis se adoptaron igual a 6 (2.1.2.,R.II.), máxima ductilidad global permitida, considerando que el material y las características de la estructura del
(14.1.1.2., R.I.)
(14.1.6.c), R.I.)
(14.1.1., R.I.)
(11.2., R.I.)
edificio son sumamente regulares tanto en planta como en elevación, siendo el tipo de deformación muy similar en ambas direcciones.
1.1.1.c.4. Determinación del coeficiente sísmico de diseño
El coeficiente sísmico de diseño C , correspondiente a la dirección de análisis considerada, se determina mediante la siguiente expresión:
es la pseudoaceleración elástica horizontal expresada como una fracción de
la aceleración de la gravedad, la cual se determina según el artículo 7.2 (R.I.),
factor de riesgo que se adopta de acuerdo con el artículo 5.2 (R.I.) y R es el factor de reducción por disipación de energía, cuyo valor se obtiene teniendo en cuenta lo prescripto en el artículo 8.1 (R.I.).
La siguiente planilla resume los valores de los coeficientes sísmicos obtenidos en cada una de las dos direcciones principales de análisis:
Por lo tanto, para el ejemplo los valores de los coeficientes sísmicos en cada dirección resultaron 0 ,15 y 0 ,16 para la dirección X e Y, respectivamente.
1.1.1.c.5. Fuerzas sísmicas horizontales
El artículo 11.2 (R.I.) establece que las estructuras se analizan considerando las acciones sísmicas horizontales actuando en forma independiente según dos direcciones ortogonales, las cuales se adoptarán de acuerdo con lo prescripto en el artículo
11.5.(R.I.).
(14.1.1.1., R.I.)
(14.1.1.3., R.I.)
Para determinar el sistema de fuerzas horizontales equivalente a la acción sísmica en la dirección de análisis considerada, es necesario determinar previamente la fuerza sísmica horizontal resultante o esfuerzo de corte en la base de la construcción, a partir del cual se obtienen las fuerzas sísmicas componentes del sistema. Estas fuerzas se suponen concentradas a nivel de los entrepisos y techo de la construcción, donde se asumieron aplicadas las cargas gravitatorias W .
1.1.1.c.6. Esfuerzo de corte en la base de la construcción
El esfuerzo de corte V
en la base de la construcción, actuante según cada dirección de
análisis, se obtiene mediante la siguiente expresión:
donde C es el coeficiente sísmico de diseño correspondiente a la dirección analizada y W la carga gravitatoria total sobre el nivel de base de la construcción, la cual se determina sumando las cargas gravitatorias W , es decir:
Para el ejemplo, los valores de V resultaron:
en cada una de las direcciones principales del edificio
W  ( 5900  6600  6600  6650  6700  6700  6750  6800  6800  7200 )kN
W  66700 kN
66700 kN
10227 kN
10561 kN
1.1.1.c.7. Distribución en altura del esfuerzo de corte en la base
El esfuerzo de corte en la base o fuerza sísmica horizontal resultante
V que actúa
sobre el edificio según la dirección de análisis considerada se distribuye en función de la altura, obteniéndose así un sistema de fuerzas horizontales que se considera equivalente a la acción sísmica. Estas fuerzas se aplican en los puntos en que se han
(14.1.1.4., R.I.)
supuesto concentradas las cargas gravitatorias, es decir a nivel de los entrepisos y techo del edificio.
La fuerza horizontal
correspondiente al nivel genérico
k de la construcción se
determina según la siguiente expresión:
i son las cargas gravitatorias correspondientes a los niveles k
i las alturas de dichos niveles medidas desde el nivel basal y
el esfuerzo de corte en la base, actuante según la dirección de análisis.
Una vez determinadas las fuerzas sísmicas horizontales
se puede obtener el
esfuerzo de corte traslacional expresión:
En la planilla siguiente se realiza la distribución en altura del esfuerzo de corte en la base para cada una de las direcciones principales de análisis, obteniéndose las fuerzas sísmicas y los cortes sísmicos en cada nivel del edificio del ejemplo.
(14.1.1.7., R.I.)
1.1.1.c.8. Distribución del esfuerzo de corte entre los elementos resistentes verticales de
El esfuerzo de corte que actúa según la dirección de análisis considerada, en un nivel genérico del edificio, se supone aplicado en el entrepiso correspondiente asumido como un diafragma rígido en su plano. Como consecuencia, el diafragma sufre movimientos de traslación y rotación, los cuales provocan deformaciones y consecuentemente esfuerzos en los elementos verticales sismorresistentes a el vinculados. Estos esfuerzos son proporcionales a las rigideces relativas de dichos elementos verticales.
Para evaluar los efectos rotacionales o torsionales, el Reglamento establece en el artículo 14.1.1.7.2. (R.I.) tres casos en función del grado de asimetría en planta y de la combinación de tipologías estructurales del ed ificio. Para dichos casos es aplicable el análisis sísmico estático.
Debe tenerse presente que el Reglamento, en su artículo 11.2. (R.I.) establece que las estructuras se analizarán considerando las acciones sísmicas horizontales actuando en forma independiente según dos direcciones ortogonales. Además, en el artículo 11.4. (R.I.), establece en función de la regularidad estructural en planta y elevación del edificio, con relación a la simultaneidad de efectos de las acciones sísmicas horizontales, que deberán considerarse para el diseño los valores más desfavorables que resulten de combinar los efectos de las cargas gravitatorias, la totalidad de la acción sísmica según una dirección de análisis y, cuando corresponda, un porcentaje de la misma según la dirección ortogonal. Es decir, en general:
Gravitatoria  Sismo Dirección 1   %Sismo Dirección 2
Gravitatoria  Sismo Dirección 2   %Sismo Dirección 1
(Cap. 13., R.I.)
(13.1., R.I.)
Considerando las características del edificio del ejemplo en cuanto a su regularidad en planta y elevación, y teniendo en cuenta que la tipología estructural en ambas direcciones principales del edificio es aporticada (pórticos sismorresistentes de hormigón armado), la simultaneidad de los efectos de las acciones sísmicas horizontales que se han considerando son:
Gravitatoria  Sismo Dirección 1
Gravitatoria  Sismo Dirección 2
1.1.1.d. Control de deformaciones
Con el propósito de evitar daños a los denominados elementos no estructurales, asegurar las condiciones de estabilidad y resistencia de las estructuras sometidas a la acción sísmica y además, tener en cuenta el efecto de martilleo entre construcciones adyacentes, resulta necesario controlar las deformaciones laterales de las estructuras. A tal fin, el Reglamento prescribe en el Capítulo 13 (R.I.) valores límites de las distorsiones horizontales de piso, proporciona una forma aproximada de tener en cuenta los efectos P-Delta y establece como dimensionar las separaciones y juntas sísmicas.
1.1.1.d.1. Control de la distorsión horizontal de piso
La distorsión horizontal de piso  originada por la excitación sísmica se define como
el cociente entre la deformación horizontal relativa  entre dos niveles consecutivos y
la distancia h que los separa, es decir:
δ  δ
son los desplazamientos horizontales totales correspondientes a los
, niveles superior a inferior del piso considerado, respectivamente.
Los desplazamientos se obtienen multiplicando por la ductilidad global  , los valores de los desplazamientos obtenidos considerando la acción de las fuerzas sísmicas reducidas por la capacidad de disipación de energía de la estructura.
El Reglamento establece los valores límites máximos de la distorsión horizontal de piso en función del Grupo (5.1.,R.I.) en que se encuadre la construcción y de las condiciones de dañabilidad (D) o no dañabilidad (ND) de los elementos denominados no estructurales, según estos se encuentren vinculados directamente a la estructura
(13.1.1., R.I.)
resistente, o bien vinculados en forma indirecta, de manera que no resulten dañados por las deformaciones impuestas por aquella. Los valores límites se han adoptado teniendo en cuenta los niveles de las acciones sísmicas correspondientes al terremoto destructivo de diseño. Este control cubre, en forma implícita, las condiciones de servicio de la construcción, evitando tener que recurrir a verificaciones adicionales para sismos de menor periodo de ocurrencia.
Los valores límites máximos de la distorsión horizontal de piso Reglamento en su artículo 13.1.1. (R.I.) son:
, fijados
Grupo de la construcción
Dañabilidad (D)
No Dañabilidad (ND)
Los valores de las distorsiones de piso para cada nivel del edificio del ejemplo, en cada una de las direcciones principales de análisis resultaron:
(1.5., R.II.)
Mediante el uso del programa STAAD III, se obtuvieron los desplazamientos  en cada nivel del edificio, resultantes de la aplicación del estado de cargas laterales F en cada
una de las direcciones principales de análisis. Se observa en las planillas correspondientes a cada dirección que los va lores de las distorsiones de piso en cada nivel del edificio resultaron menores o iguales que los valores límites que establece el Reglamento.
1.2. MÉTODO DE DISEÑO
Las predicciones actuales de las características probables de los terremotos destructivos, no son sino estimaciones burdas. Así, por ejemplo, los terremotos recientes muestran demandas de resistencia mucho mayores – 3 a 4 veces – que las resistencias mínimas que especifican los reglamentos actuales. Esta crudeza en la estimación de la demanda, obliga a pensar en una estrategia de diseño que, dentro de ciertos límites, se independice de la demanda, y centre la atención en la capacidad que tienen las estructuras de disipar la energía sísmica mediante fuertes incursiones en el campo inelástico o deformaciones plásticas. Centrarse fundamentalmente en la capacidad, en el caso sísmico, significa crear estructuras que sean ampliamente tolerantes a las deformaciones impuestas, esto es, que tengan una capacidad de deformación inelástica muy superior a la máxima demanda esperada, la cual, como se expresó, es altamente incierta. En este marco, la resistencia mínima especificada por los reglamentos actuales (demanda), es sólo un valor razonable de referencia, que más tiene que ver con el comportamiento observado de estructuras ante terremotos destructivos, y con “herencias históricas”, que con las demandas reales.
Si bien, desde el punto de vista de la práctica profesional aceptada, se pretende estimar el comportamiento de una estructura que va a incursionar en el campo inelástico, mediante métodos de análisis elásticos, debe tenerse presente que esto es, en general, imposible. Esto no significa que no puedan diseñarse estructuras que se comporten satisfactoriamente ante un terremoto destructivo, sino que el análisis estructural elástico, aunque necesario, tiene una relativa importancia,
debiéndose poner énfasis en los procedimientos de diseño y detallado de las estructuras de hormigón armado.
Precisamente el denominado diseño por capacidad, es un procedimiento de diseño –no de análisis– determinístico, racional y relativamente simple, desarrollado en Nueva Zelanda durante los últimos veinte años que, ha sido adoptado, también por otros países. El procedimiento se caracteriza por lo siguiente:
Se definen claramente las zonas de formación potencial de rótulas plásticas (mecanismo de colapso), las que se diseñan para que tengan una resistencia nominal tan cercana como sea posible a la resistencia requerida que proviene de las combinaciones de estados de carga especificadas en 1.3 (Cap.1,R.II.). A continuación estas zonas se detallan cuidadosamente para asegurar que las demandas estimadas de ductilidad puedan acomodarse confiablemente. Esto se logra, principalmente, con armadura transversal con pequeña separación y bien anclada.
Se inhiben, en los elementos que tienen rótulas plásticas, los modos indeseables de deformación inelástica, tales como los que podrían originarse por fallas de corte o anclaje e inestabilidad, asegurando que la resistencia de estos modos sea mayor que la de las rótulas plásticas cuando éstas desarrollan su sobrerresistencia flexional (capacidad).
Las zonas potencialmente frágiles, o aquellas componentes que no puedan tener una disipación estable de energía, se protegen asegurando que su resistencia sea mayor que las demandas que se originan por la sobrerresistencia flexional de las rótulas plásticas. Por lo tanto, estas zonas se diseñan para que permanezcan elásticas independientemente de la intensidad del terremoto y de las magnitudes de las deformaciones inelásticas que pudieran ocurrir. Este enfoque posibilita que el detallado de estos elementos sea el convencional especificado en el Reglamento CIRSOC 201 -
(2.2.2.,R.II.)
(2.2.2.1.,R.II.)
(2.2.2.2.,R.II.)
1.2.1. Rigidez
Para obtener predicciones reales de las deformaciones y de las solicitaciones internas en estructuras estáticamente indeterminadas, y para estimar el periodo de vibración, deben tenerse en cuenta los efectos del agrietamiento en la determinación de la rigidez de los elementos. Aunque los efectos de agrietamiento en la rigidez flexional, varían a lo largo del elemento de acuerdo con las características del diagrama de momentos, pueden adoptarse valores promedio de las propiedades efectivas de las secciones. Estos valores promedios deberán aplicarse a todas las secciones de los elementos prismáticos.
Los valores recomendados para vigas y columnas se muestran en las Tablas 2-1;2-2 (R.II.), respectivamente.
En este ejemplo, los valores adoptados de los momentos de inercia
efectivos de la sección
, para los elementos estructurales son los que
a continuación se detallan, en función de los momentos de inercia de la
0 ,40 I
e ( ext )
0 ,60 I
( exteriores
0 ,80 I
(int eriores )
ciones T o L )
La determinación de los momentos de inercia efectivos
columnas se muestran en las Figs . 5 y 6 , respectivamente. Por otro lado, de la Fig . 4 se obtienen los anchos efectivos de las vigas con alas.
Para la determinación de los momentos de inercia de las secciones T de las vigas se ha empleado el factor " f " que se obtiene de las curvas de la
Fig . 7 , en función de la relación "
entre el ancho de colaboración de
la losa " b"
y el ancho del alma " b
(2.2.4.,R.II.)
Fig. 4: ANCHOS EFECTIVOS DE VIGAS CON ALAS
Fig. 5: DETERMINACIÓN DE MOMENTOS DE INERCIA
EFECTIVOS (Ie) DE VIGAS
La numeración de columnas se incrementa en 100 unidades por nivel a partir del 1º
Fig. 6: DETERMINACIÓN DE MOMENTOS DE INERCIA
EFECTIVOS (I e ) DE COLUMNAS
Fig. 7: MOMENTOS DE INERCIA I g DE SECCIONES “T”
(1.3.,R.II.)
(1.3.1.,R.II.)
(1.3.2.,R.II.)
(1.3.3.,R.II.)
1.2.2. Análisis estructural
Además de lo establecido en los artículos 11.2 (R.I.) y 11.4. (R.I.), el Reglamento (1.3.1. R.II.), establece que deberá adoptarse la combinación más desfavorable de efectos correspondientes a las siguientes alternativas:
0 ,90 D  1,00 E
donde D representa las cargas permanentes debidas al peso de los elementos estructurales y de los elementos que actúan en forma permanente sobre la estructura; E el efecto provocado por las componentes horizontal y vertical de la acción sísmica; L la sobrecarga debida a la ocupación y a los equipos móviles y S la carga de nieve.
Además, establece, que los efectos provocados por la acción sísmica (1.3.2. R.II.), se determinarán de la siguiente forma:
 E
E la componente horizontal del efecto sísmico de acuerdo con
lo especificado en el Capítulo 14 de la Parte I “CONSTRUCCIONES EN GENERAL”, tomando los valores de ductilidad global especificados en el
Reglamento INPRES-CIRSOC 103 - 2005, Parte II y E
V la componente
 0 ,20 b D 
La estructura debe, además, verificarse con las combinaciones de estados de cargas pertinentes que no incluyan la acción sísmica de acuerdo con lo establecido en el artículo 9.2 del Reglamento CIRSOC 201 - 2005. Las combinaciones de estados de cargas que no incluyen la acción sísmica consideradas en este ejemplo son:
1,20 D  1,60 L
Para el análisis estructural tridimensional del edificio del ejemplo, se modeló la estructura (ver Fig .1 ) empleando el programa STAAD III .
Se definieron 5 estados de cargas puros, es decir:
ESTADO I :
Cargas Permanentes " D"
ESTADO II : Sobrecargas " L"
III : Sismo Horizontal " E
: s / X
IV : Sismo Horizontal " E
: s / Y
ESTADO V : Sismo Vertical " E
V 
Se realizaron las siguientes hipótesis de combinaciones de estados de cargas:
 1,60 L
0 ,50 L  E
0 ,90 D  E
0 ,50 L
 0 ,50 L  E
,90 D  E
,90 D 
1,20 D  0
1,20 D  0 ,50 L  E
Estos estados combinados se realizaron para cada una de las dos direcciones principales del edificio, es decir: dir. X-X y dir. Y-Y.
En ambas direcciones principales los estados combinados que resultaron más desfavorables se indican a continuación:
Direcciones X-X e Y-Y (sismo izquierda)
1,20 D  0 ,50 L  E
V  E
Direcciones X-X e Y-Y (sismo derecha)
V  E
1.2.2.a. Sección de diseño
metodología utilizada para el
procedimiento de análisis y diseño de los diferentes elementos estructurales del edificio empleando el “Diseño por Capacidad”, la sección sombreada indicada en la Fig .8 es la que se diseñará. Como puede observarse en la perspec tiva, las vigas de los niveles 1º ; 5 º y 10 º de los porti cos Y 4 y X 1 , y la línea de columna 3 , común a ambos pórticos, en los niveles correspondientes, serán los elementos estructurales a diseñar. En la Fig .9 se indica la denominación de vigas y columnas de los pórticos Y4 y X1.
En las Figs .10 , 11 y 12 se muestran para los pórticos Y4 y X1, los diagramas de los momentos de flexión y esfuerzos de corte en vigas y columnas obtenidos con el programa STAAD III, para el estado de cargas sísmicas (sismo izquierda) solamente. Se ilustran sólo los correspondientes a sismo izquierda, debido a la simetría de la estructura.
Por otro lado, se muestran además, para los diferentes estados de cargas puros y combinaciones de ellos, los diagramas de momentos de flexión para las vigas de los niveles 1º; 5º y 10º, correspondientes a los pórticos Y4 y X1. Debido a la simetría de la estructura, se ilustran sólo las combinaciones considerando sismo izquierda.
Fig. 8 : ELEMENTOS ESTRUCTURALES A DISEÑAR
Fig. 9 : DENOMINACIÓN DE VIGAS Y COLUMNAS
Fig. 10 : MOMENTOS Y CORTES SÍSMICOS
DE VIGAS A EJES DE COLUMNAS
(Sismo izquierda:
Fig. 11: MOMENTOS Y CORTES SÍSMICOS
DE COLUMNAS A EJES DE VIGAS
Fig. 12: MOMENTOS Y CORTES SÍSMICOS
A EJES DE COLUMNAS Y VIGAS
(2.1.1.,R.II.)
1.2.2.b. Mecanismo de colapso
De acuerdo con principios ampliamente aceptados, con sólo muy pocas excepciones, el mecanismo de colapso en estructuras de hormigón armado debe basarse en la flexión como fuente de disipación de energía. Por lo tanto, definitivamente deben suprimirse los mecanismos asociados con deformaciones inelásticas por corte, transferencia de esfuerzos por adherencia entre la armadura y el hormigón, e inestabilidad de los elementos. El diseñador, por lo tanto, deberá elegir la ubicación de las rótulas plásticas potenciales en vigas y columnas que posibiliten la formación de un mecanismo de colapso cinemáticamente admisible en el sistema estructural dado. El principio más importante en esta selección es que, para una ductilidad global dada, las ductilidades de curvatura asociadas en las rótulas plásticas permanezcan dentro de límites admisibles. Estas consideraciones se muestran en la Fig . A ,
donde se exhiben mecanismos de colapso deseables o aceptables, y aquellos que deben evitarse. Se ha supuesto el mismo desplazamiento
 , para todos los sistemas. Se conocen y se han aceptado las
innumerables ventajas de un mecanismo tipo “columna fuerteviga débil” en pórticos de varios pisos. Cuando se provee a las columnas con suficiente resistencia, se puede evitar la formación de rótulas plásticas en todos los niveles ubicados por encima del 2°, como se muestra en la Fig . A. ( a ) . Cuando las columnas se detallan adecuadamente para que
en sus extremos se formen rótulas plásticas, puede también aceptarse el mecanismo de la Fig . A. ( b ) . Debe sin embargo recalcarse, que no debe
permitirse la posibilidad de formación simultánea de rótulas plásticas en capitel y base de todas las columnas de un mismo piso, mecanismo de colapso local conocido con el nombre de “piso blando”, tal como se muestra en la Fig . A. ( c ) . Es evidente que, en este caso, las demandas
de ductilidad de curvatura pueden llegar a ser excesivas.
El mecanismo de colapso mostrado en la Fig . A. ( b ) , aunque puede aceptarse, requiere que los extremos de las columnas se confinen adecuadamente, de manera de conferirle a las secciones una capacidad de rotación plástica importante. Más aún, los empalmes por
yuxtaposición de la armadura longitudinal, deben ubicarse en el centro medio. Se sabe que la capacidad de los empalmes por yuxtaposición se deteriora rápidamente bajo deformaciones cíclicas inelásticas, a menos que se provea una armadura transversal importante que provea la fuerza de cierre necesaria. Otra razón para evitar ubicar empalmes por yuxtaposición en zonas de formación potencial de rótulas plásticas, aunque estén adecuadamente detallados, es la drástica reducción de la longitud sobre la cual las barras pueden fluir.
Por lo tanto, para una rotación plástica dada, se desarrollarán en la armadura longitudinal deformaciones de tracción mayores. El fenómeno puede conducir a una concentración del daño en una longitud corta de la columna y quizás aún a una fractura prematura de las barras.
El sistema ilustrado en la Fig . A. ( a ) permite una reducción de la armadura transversal en los extremos de las columnas por encima del nivel 2 y la ubicación de los empalmes inmediatamente por encima de la cara superior de la losa. Esta concesión se justifica porque no se espera la formación de rótulas plásticas con demandas de ductilidad importantes en dichas columnas.
Cuando las columnas exteriores de un pórtico, que absorben las solicitaciones transmitidas por sólo una viga, se diseñan lo suficientemente resistentes como para asegurar que no se formará un mecanismo tipo “piso blando”, se acepta la formación simultánea de capitel y base de todas las columnas interiores si todas las zonas de formación potencial de las rótulas plásticas en estas columnas se detallan adecuadamente.
Se aceptarán pórticos con mecanismos tipo “piso blando” solamente cuando la ductilidad global asignada sea limitada. Más aún, para una ductilidad global supuesta, será necesario evaluar las demandas de ductilidad locales en los extremos de las columnas del “ piso blando”, siendo posible que las mismas tengan que detallarse con los requerimientos exigidos para elementos con ductilidad completa, aunque la estructura en su conjunto responda y haya sido diseñada con ductilidad limitada. La estructura mostrada en la Fig . A. ( e ) es un ejemplo
que ilustra la necesidad de evaluar las demandas de ductilidad locales en función de la ductilidad global asociada con el desplazamiento  .
Cuando se utilicen vigas de grandes luces, los requerimientos derivados de las cargas gravitatorias pueden ser más severos que los asociados con las demandas sísmicas. En estos casos, puede ser difícil o aun irracional diseñar las columnas interiores con resistencias mayores que las vigas. Como se muestra en la Fig . A. ( f ) , la prevención de la formación de un
“piso blando” se asigna a las columnas exteriores. Usualmente la ductilidad global de este tipo de estructuras debe ser limitada.
Cuando se eligen algunos de los mecanismos de colapso admisibles mostrados en la Fig . A. , resulta evidente cuales son los elementos que
deben permanecer elásticos de acuerdo con el diseño por capacidad. Todo lo que se necesita es evaluar la sobrerresistencia flexional de las rótulas plásticas seleccionadas, de acuerdo a cómo se las detalle y se construya. Las solicitaciones resultantes debidas al desarrollo de la ductilidad, conducen a las solicitaciones a utilizar para el diseño de los elementos o zonas que deben permanecer elásticas.
(a) Deseable
(b) Aceptable
(c) Debe evitarse
(d) Aceptable
(e) Aceptable
(f) Aceptable con limitaciones
Fig. A: Mecanismo de colapso en edificios aporticados de varios pisos
El mecanismo de colapso adoptado para el ejemplo es el ilustrado en la Fig . B , es decir, un mecanismo deseable basado en la flexión como
fuente de disipación de energía. En la medida que sea posible es conveniente adoptar este mecanismo ya que como se mencionó anteriormente la disipación de energía se concentra en los extremos de las vigas, disminuyendo la probabilidad de rótulas plásticas en columnas por encima del segundo nivel. Este mecanismo permite que todos los elementos estructurales (vigas), contribuyan a disipar la energía introducida por el terremoto, sin concentraciones puntuales en algunas partes de la construcción.
Fig. B: Mecanismo de colapso adoptado
(2.2.,R.II.)
(2.3.,R.II.)
(2.2.1.1.,R.II.)
1.2.2.c. Verificación de las dimensiones de vigas y columnas
Es importante que se establezca alguna relación entre la altura, ancho y luz libre de los elementos, particularmente si se espera que el elemento exhiba una respuesta dúctil ante el terremoto de diseño. Si el elemento es demasiado esbelto, puede ocurrir el pandeo lateral del borde comprimido. Si el elemento es demasiado robusto (poco esbelto), puede ser difícil controlar la degradación de rigidez y resistencia que resulta de los efectos del corte.
1.2.2.c.1. Vigas
Las dimensiones de las vigas de los diferentes niveles se indican en la Fig . 3 , y las longitudes de las mismas se obtienen de la Fig . 2 , es decir:
Niveles 1º a 4º
b w 
(6500 - 850)mm
5650mm (long. más desfavorab le)
(5650 x 800)mm
verifica
Niveles 5º a 7º
(6500 - 800)mm
5700mm (long. más desfavorab le)
(5700 x 700)mm
(2.2.1.3.,R.II.)
(2.3.1.1.,R.II.)
Niveles 8º a 10º
- 650)mm
(5850 x 600)mm
w 
(4500 - 800)mm
(3700 x 750)mm
5850mm (long. más desfavorab le)
Por otro lado, para las vigas de los diferentes niveles se verifica que:
1.2.2.c.2. Columnas
Las dimensiones de las columnas de los diferentes niveles se indican en la Fig . 3 , y las alturas de las mismas se obtienen de la Fig . 2 , es decir:
a) Columnas perimetrales
b) Columnas interiores
Ejemplo de Diseño Sísmico de un Edificio

References: artículo 7
 artículo 14
 artículo 8
 artículo 8
 artículo 7
 artículo 5
 artículo 8
 artículo 11
 artículo
11
 artículo 14
 artículo 11
 artículo 11
 artículo 13
 artículo 9