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DETERMINACION DE LA ACCIÓN SÍSMICA EN UN MÁSTIL ARRIOSTRADO APLICANDO LA NORMA ANSI/TIA 222-G

1Guzmán, Marcelo; 2Calderón, Francisco; 2Roldan, Victor; 1Palazzo, Gustavo 1Dr. Ing. en Construcciones ; 2 Ing. Civil

CeReDeTeC, Dpto. Ing. Civil, Facultad Regional Mendoza, Universidad Tecnológica Nacional.

mguzman@frm.utn.edu.ar / mguzman@solidus-ing.com

RESUMEN

En la industria de las telecomunicaciones resulta habitual que las antenas sean sustentadas por mástiles arriostrados, razones económicas así lo indican. En nuestro territorio nacional muchas de esas estructuras son emplazadas en zonas de elevada peligrosidad sísmica, y a pesar de ello, los diseñadores no suelen considerar a las cargas sísmicas como acciones dominantes del análisis. Quizás esto se deba a la poca claridad que aportan al tratamiento de la acción sísmica sobre estos sistemas estructurales, tanto la reglamentación vigente en nuestro territorio (CIRSOC 306 - 1995), así como también, el proyecto de reglamento actualmente en discusión pública (CIRSOC 306 - 2014). Ante ello y con el objeto de aportar claridad, en el presente trabajo se aborda la determinación de la acción sísmica en un mástil arriostrado aplicando una normativa internacional reconocida mundialmente (ANSI/TIA 222-G - 2006). Para dicha determinación se contemplaron dos métodos, el método estático y el método dinámico temporal, ambos propuestos en dicha norma. Los resultados obtenidos permiten establecer la metodología necesaria para la aplicación de la norma ANSI/TIA 222-G ante acciones sísmicas.

ABSTRACT

In the telecommunications industry it is usual that the antennas are supported by guyed masts, economic reasons so indicate. In our country many of these structures are located in areas of high seismic hazard, and despite of this, designers often do not consider the seismic loads as key actions in the analysis. Perhaps this is due to the lack of clarity that the existing Argentinean codes, (CIRSOC 306 - 1995) as well as the draft regulations currently under public discussion (CIRSOC 306 - 2014), bring to the treatment of the seismic action on these structural systems. In view of this, and in order to provide clarity, in this paper the determination of the seismic action on a guyed mast by applying an international standard recognized worldwide (ANSI/TIA 222-G - 2006) is carried out. Two methods for such determination, the static method and dynamic temporary method were contemplated, both proposed in this standard. The results allow to establish the necessary methodology for the implementation of the ANSI/TIA 222-G standard under seismic actions.

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INTRODUCCIÓN

En Argentina, la extensión territorial obliga a la instalación de una gran cantidad de antenas a fin de mantener conectadas a través de las comunicaciones a las distintas localidades que forman parte del territorio nacional. Por otra parte, debido a que existe una creciente oposición pública por cuestiones ambientales (eventual perjuicio a la salud a causa de las señales emitidas por las antenas) y también, dificultades de disponibilidad de espacio en los centros urbanos, el uso de mástiles arriostrados se ha popularizado en las zonas suburbanas o rurales dado que para su emplazamiento se requiere de mayor espacio de terreno que para el caso de los mástiles auto-soportados. Al mismo tiempo, los mástiles arriostrados resultan ser más livianos y económicos que los auto-soportados, permitiendo también alcanzar mayores alturas y con ello una mejor calidad en las comunicaciones1. Por ello, los mástiles reticulados y arriostrados (Figura 1) resultan ser uno de los sistemas estructurales más usados en la industria de la comunicación inalámbrica.

Figura 1. Mástil arriostrado típico

Estos sistemas estructurales son conocidos en inglés como guyed towers, y constan de la contribución de dos elementos estructurales, un mástil usualmente reticulado y los cables o riostras vinculados al mismo a distintas alturas. Los mástiles arriostrados se caracterizan por ser estructuras muy altas y esbeltas, resultando ser sensibles frente a excitaciones dinámicas, presentando un comportamiento mecánico geométricamente no-lineal lo cual hace complejo su análisis2, 3, 4, 5. En cuanto a los dispositivos de comunicaciones sustentados por los mástiles arriostrados, estos resultan sensibles frente a desplazamientos y giros que los mismos puedan experimentar como consecuencia de una acción externa. Esto último, hace necesario conocer y comprender adecuadamente la respuesta mecánica de estos sistemas estructurales a fin de determinar si la serviciabilidad de las comunicaciones puede verse afectada como consecuencia de estas acciones externas, y con ello, dar lugar a una posible interrupción de las mismas.

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Ante situaciones de catástrofes, como lo es un terremoto, las comunicaciones resultan esenciales para la coordinación de las tareas que deben llevar a cabo los organismos encargados de asistir y socorrer a las poblaciones afectadas, resultando por ello, indispensable garantizar la continuidad operativa de las comunicaciones frente a la ocurrencia de un terremoto. Tal como lo afirmara Yoshio Utsumi, quien fuera ex-Secretario General de la Unión Internacional de Telecomunicaciones: “en situaciones de emergencia, las telecomunicaciones salvan vidas”6. Por ello, la creación de redes de telecomunicaciones resistentes a las catástrofes ha sido desde hace tiempo objetivo de la Unión Internacional de Telecomunicaciones (UIT). Entre las prioridades definidas en la Conferencia Mundial sobre Reducción de Desastres7 (Japón, 2005), se estableció la necesidad de proteger y fortalecer las instalaciones consideradas como críticas, entre las que se encuentran las infraestructuras de comunicaciones, de tal modo que sean resistentes a daños. Al respecto, en la región del centro-oeste del territorio nacional caracterizada como la de mayor peligrosidad sísmica8, es habitual en la práctica profesional que los diseñadores de mástiles arriostrados no consideren a las cargas sísmicas como acciones que dominen el diseño estructural. Esto último puede estar fundamentado, entre otras cosas, por la poca claridad que aporta el actual Reglamento Estructuras de Acero para Antenas CIRSOC 306 (1995)9 a la consideración de la acción sísmica. Por otra parte, la necesaria actualización de los reglamentos vigentes ha hecho que a la fecha se encuentra en discusión pública el Proyecto de Reglamento CIRSOC 306 (2014)10, pero nuevamente se observa que no hay un aporte claro al tratamiento de la acción sísmica, sólo indicándose en su art. 2.7 que “…se deberá cumplimentar lo requerido en el Reglamento Argentino para Construcciones Sismorresistentes, INPRES-CIRSOC 103 parte IV Construcciones de Acero (2005)11”. Al respecto, cabe aclarar que el campo de validez del Reglamento INPRES-CIRSOC 103 parte IV, art. 1.1, indica que “…se establecen los requerimientos mínimos para el diseño y construcción de estructuras de acero para edificios…”, y por otra parte, en su art. 3.4 “Tipologías Estructurales” en donde se indican las distintas tipologías de estructuras sismorresistentes de acero contempladas, ninguna de estas se corresponde con la de una estructura de acero para antenas. Ante ello cabe preguntarse: ¿los mástiles arriostrados pueden ser considerados como edificios? ¿puedo utilizar un reglamento que no considere la tipología estructural a ser analizada?, la respuesta parecería indicar que dicho reglamento no resultaría pertinente para ser utilizado en el diseño sísmico de un mástil arriostrado. Por otro lado, en el art. 1.9 del Proyecto de Reglamento CIRSOC 306 (2014), se referencia la aplicación del Reglamento INPRES-CIRSOC 103 parte I Construcciones en General (2013)12, al igual que en el art. 9.6 y en el Anexo B, ante lo cual es de suponer que las acciones sísmicas deben ser evaluadas a partir de lo establecido en dicho reglamento. Cabe aclarar que los mástiles arriostrados presentan un comportamiento estructural complejo que los hace diferentes de aquellas construcciones consideradas en el citado reglamento, y tal como lo indica Amiri1, “…el diseño sísmico de estas estructuras (mástiles arriostrados) no puede ser extrapolado de simples reglas disponibles (reglamentos) para edificios…”.

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Al respecto, las estructuras de acero para antenas de acuerdo a su destino y función quedarían clasificadas como construcciones del Grupo A o bien Ao según el Reglamento INPRES-CIRSOC 103 parte I, y en un sentido estricto de uso del mismo, la máxima altura permitida de la estructura para llevar adelante un análisis sísmico estático (art. 2.7) sería tal que la mayoría de los mástiles arriostrados requerirían un análisis dinámico, aún cuando los mismo vayan a ser emplazados en zonas con muy baja peligrosidad sísmica y aún cuando estos presenten alturas bajas, lo cual seguramente, desalentaría la evaluación sísmica. Por lo tanto y frente a la necesidad de abordar el diseño sismorresistente de un mástil arriostrado, se requiere casi necesariamente, adoptar alguna normativa internacional como referencia. Por ello, en el presente trabajo de investigación y con el objeto de desarrollar una metodología que contemple la determinación del efecto sísmico, se ha propuesto utilizar como norma de referencia para la determinación de dicha acción a la Norma internacional ANSI/TIA-222-G13. Si bien la base del presente proyecto de Reglamento CIRSOC 306 (2014) resulta ser la indicada Norma internacional, cabe destacar que en lo que respecta al análisis sísmico, no fueron adoptados los procedimientos establecidos en dicha norma.

Mástil arriostrado a evaluar

El mástil arriostrado considerado para la evaluación de la acción sísmica es similar al analizado por Desai y Punde14 y por Hensley y Plaut15, y también tomado por Guzmán et al.16, 17 y Guzmán18 en trabajos anteriormente desarrollados. En la Figura 2 se muestra la geometría del mástil arriostrado, el cual posee una altura de 120 m y se encuentra estabilizado por cuatro niveles de riostras separadas 30 m entre sí, con tres de ellas por nivel. El mástil presenta una masa por unidad de longitud de 61.0 kg/m, en tanto que las riostras presentan una masa de 2.55 kg/m.

1

2

3

4

30 m

30 m

30 m

30 m

30 m30 m

PERFIL

A

B

C

30°

30°

PLANTA

Input

Figura 2. Mástil arriostrado considerado

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Aplicación de la Norma ANSI/TIA 222-G

Antecedentes La Norma ANSI/TIA-222-G, Structural Standards for Steel Antenna Towers and Antenna Supporting Structures (Normas Estructurales para Torres y Estructuras de acero para Antenas), de origen EEUU, fija los requisitos mínimos a considerar para el diseño, fabricación y construcción de las estructuras que soportan antenas. En Figura 3 se muestra la portada de dicha Norma.

Figura 3. Norma ANSI/TIA 222-G

Los antecedentes19 de esta Norma se remontan al año 1959 en EEUU, en donde la EIA, Electronic Industries Association (Asociación de Industrias Electrónicas), publica la EIA RS-222 siendo ésta la primera Norma para el diseño de Estructuras que soportan antenas. Esta Norma se fue actualizando con el paso del tiempo, hasta que en el año 1991 y en conjunto con la TIA, Telecommunications Industry Association (Asociación de Industrias de Telecomunicaciones), publicaron la Norma TIA/EIA 222-E, concluyendo a partir de las actualizaciones llevadas a cabo en el año 2006 en donde se publica la versión más actualizada de esta normativa, es decir, la ANSI/TIA-222-G la cual ostenta un amplio reconocimiento a nivel mundial. Metodología para la evaluación de la acción sísmica En el capítulo 2.7 de esta Norma se aborda el diseño sismorresistente de mástiles arriostrados, proporcionando los criterios de diseño para asegurar resistencia y estabilidad suficiente para resistir los efectos del movimiento sísmico. Los efectos sísmicos se pueden ignorar en el caso de las estructuras asignadas a la Clase I de acuerdo con la Tabla 2-1 (Figura 4), en tanto que deben ser considerados

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para las clases restantes, en donde el colapso de la estructura significa un riesgo elevado para las personas, o bien porque las operatividad de las comunicaciones cumplen un rol esencial. Una vez definido el tipo de clase al cual pertenece el sistema estructural y el tipo de acción externa a considerar, mediante el uso de la Tabla 2-3 (Figura 5) se establece el factor de importancia (I) a asignarle a la estructura.

Figura 4. Traducción de Tabla 2-1 extraída de la Norma ANSI/TIA 222-G

Figura 5. Traducción de Tabla 2-3 extraída de la Norma ANSI/TIA 222-G

Seguidamente se deben establecer las posibles irregularidades de masa y rigidez que presente la estructura en altura, Tabla 2-9 (Figura 6) y luego con ayuda de la Tabla 2-10 (Figura 7) establecer cuál es el método más apropiado de análisis, lo cual depende de la altura del sistema estructural, de si se trata de un sistema arriostrado, y de si presenta o no irregularidades de masa y/o rigidez. En el análisis se deberá considerar los efectos de los desplazamientos de los puntos de arriostramiento, así como los efectos de los desplazamientos entre los diferentes puntos de arriostramiento (efecto P-). Para los modelos de representación del mástil como viga-columna equivalente en un análisis por elementos finitos, a menos que el modelo de análisis considere los efectos de segundo orden dentro de cada elemento, el número mínimo de elementos tipo viga entre niveles de riostras deberá ser igual a cinco. Las solicitaciones de obtendrán de un análisis geométrico no-lineal. Seguidamente se deben adoptar las máximas aceleraciones correspondientes a la respuesta sísmica espectral de diseño en roca (sitio B), tanto para períodos cortos 0.2 segundos (SS), como para el período de 1 segundo (S1). Estas aceleraciones se indican en el Anexo B de la Norma para ciertas regiones de los EEUU en función de

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su peligrosidad sísmica. En el caso que la región considerada no se encuentre incorporada en el Anexo B, las máximas aceleraciones SS y S1 se deberán basar en datos de sismicidad y geología regionales, y se deberán expresar como una fracción de la aceleración de la gravedad, para lo cual, el máximo terremoto esperado para el sitio en cuestión deberá ser obtenido a partir de considerar un terremoto asumiendo un 5% de amortiguación con una probabilidad de excedencia del 2 % en un período de 50 años de vida útil de la estructura, y con un período de retorno de 2500 años.

Figura 6. Traducción de Tabla 2-9 extraída de la Norma ANSI/TIA 222-G

Figura 7. Traducción de Tabla 2-10 extraída de la Norma ANSI/TIA 222-G

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Los valores de la aceleración en roca, SS y S1, se ven modificados cuando el movimiento atraviesa el suelo que se ubica por encima de la roca, y dicha modificación depende de las características geológicas y topográficas del suelo (condiciones del sitio). Estas nuevas ordenadas espectrales en la superficie del terreno, definidas como SDS y SD1, son expresadas en función de los factores de sitio Fa y Fv, de acuerdo con las siguientes ecuaciones:

SaDS SF32S (1)

1v1D SF32S (2)

donde la constante 2/3 que multiplica a las ordenadas espectrales del máximo terremoto esperado, se debe a que se considera que las estructuras diseñadas de acuerdo con la Recomendación NEHRP Provisions20 presentan una sobrerresistencia de 1.5 veces la impuesta por el terremoto. Por ello, se define a las ordenadas espectrales de diseño (o terremoto de diseño) como 1/1.5 (2/3) veces las ordenadas espectrales máximas esperadas (o terremoto máximo esperado)21. Por otra parte, Fa es un factor dependiente de la aceleración del movimiento del suelo en la zona del espectro de periodos cortos, y Fv es un factor dependiente de la velocidad del suelo en la zona del espectro de periodos intermedios. Estos factores consideran la modificación que experimenta la aceleración del movimiento en la roca al atravesar el suelo que se encuentra por encima de ésta, y dependen, de las condiciones particulares del sitio de emplazamiento. Al respecto, el tipo de sitio considerado se determina según Tabla 2-11 (Figura 8).

Figura 8. Traducción de Tabla 2-11 extraída de la Norma ANSI/TIA 222-G

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En cuanto a los factores de modificación, estos se obtienen de Tabla 2-12 (Figura 9) y de Tabla 2-13 (Figura 10).

Figura 9. Traducción de Tabla 2-12 extraída de la Norma ANSI/TIA 222-G

Figura 10. Traducción de Tabla 2-13 extraída de la Norma ANSI/TIA 222-G

De acuerdo a lo establecido en Tabla 2-10 (Figura 7), los métodos de análisis sísmicos aplicables a mástiles arriostrados resultan ser el método 1 (fuerza lateral equivalente) y el método 4 (análisis dinámico temporal). Método 1 Conocido también como método de la fuerza lateral equivalente. Primeramente se determina el peso total de la estructura (W) en kN incluyendo los accesorios que sustenta y el peso correspondiente a la mitad superior de las riostras tomadas al mástil, obteniendo luego el corte sísmico total o corte basal (Vs) en kN:

IR

WSV DSS (3)

R es un factor de reducción de la respuesta, que para el caso de mástiles reticulados y arriostrados vale 2.5, e I el factor de importancia anteriormente definido. Cuando el sistema estructural está apoyado directamente sobre el terreno, el corte sísmico total (Vs) en la dirección de análisis no es necesario que sea mayor que:

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IR

WSfV 1D1S (4)

pero tampoco menor que:

WIS044.0V DSS (5)

y en sitios donde la aceleración espectral para período 1 seg. (S1) es mayor o igual que 0.75, VS determinado con la ecuación alternativa (4) deberá ser:

IR

WS5.0V 1S (6)

En la ecuación (4) f1 resulta ser la frecuencia fundamental del sistema en Hz y en la dirección considerada, la cual en ausencia de un análisis formal, puede ser determinada de acuerdo a la siguiente expresión simplificada:

5.1m1 h1Kf

(7)

siendo Km un factor de conversión igual a 50, y h la altura del mástil en metros. El corte sísmico total VS en una dirección determinada deberá distribuirse en altura, dando lugar a la fuerza sísmica lateral FSZ la cual se obtiene a partir de:

Sn

1i

keii

kezz

SZ Vhw

hwF

(8)

donde n designa el número de niveles de riostras; i número del nivel de la estructura comenzando desde la base hasta el nivel superior (n); z número del nivel considerado; wZ fracción de la carga gravitatoria total (W) asignada al nivel considerado; hZ altura desde la base de la estructura hasta el nivel z; wi fracción de la carga gravitatoria total (W) asignada al nivel i; hi altura desde la base de la estructura hasta el nivel i; ke exponente de distribución de fuerzas sísmicas igual a 1.0 para estructuras con f1 mayor o igual que 2.0 Hz, igual a 2.0 cuando f1 es menor o igual que 0.4 Hz, debiendo interpolar para frecuencias intermedias entre 2.0 y 0.4. Alternativamente ke puede tomarse igual a 2.0 para cualquier frecuencia. Por último, habiendo distribuido en altura el VS, se procede a analizar estáticamente el mástil arriostrado usando las fuerzas sísmicas FSZ como acciones externas.

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Método 4 Conocido también como análisis dinámico temporal. En este caso, primeramente se debe construir un modelo numérico que sea capaz de representar adecuadamente la distribución de masas y rigidez de toda la estructura, considerando para la misma un amortiguamiento estructural equivalente del 5 % del crítico. Este amortiguamiento equivalente (Rayleigh) resulta ser matemáticamente proporcional a la matriz de masa y de rigidez, y su consideración, permite el desacoplamiento de la matriz de amortiguamiento22. Para el cálculo del mismo, se deben determinar los coeficientes de proporcionalidad a la matriz de masa y a la matriz de rigidez, los cuales se obtienen a partir de la consideración de las primeras frecuencias flexionales del mástil, por considerar como criterio, que este es el elemento estructural que mayor amortiguamiento aporta al sistema. Luego se deben seleccionar los registros sísmicos con los que se excitará al sistema estructural. En este caso, la Norma indica que se deben adoptar como mínimo tres registros sísmicos con sus respectivas componentes horizontales en cada una de las direcciones ortogonales, registros que deberán ser representativos de la actividad sísmica del sitio considerado. Una alternativa, es generar registros artificiales. De cada registro, se obtiene un espectro de respuesta para cada una de sus componentes horizontales, con un amortiguamiento del 5 %. Luego los espectros obtenidos de cada componente se combinan usando el método de la raíz cuadrada de la suma de los cuadrados (SRSS), obteniendo un único espectro por registro. Posteriormente, los espectros combinados obtenidos de cada registro se promedian, obteniendo así un único espectro de respuesta que representa a los tres registros considerados como mínimo. Este espectro combinado promedio se compara con un espectro de respuesta de diseño (Figura 11) obtenido del siguiente modo:

Figura 11: Traducción de Figura 2-14 extraída de Norma ANSI/TIA-222-G

o

mSa

o

mDSam T

T6.04.0SF32

TT6.04.0SS para Tm < To

(9)

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SaDSam SF32SS para To Ts

(11)

Donde Sam es la aceleración u ordenada espectral del espectro de respuesta de diseño, correspondiente al período Tm del modo investigado (periodo fundamental de la estructura), en tanto que el período de inicio del plafón del espectro esta dado por To = 0.2SD1/SDS, y el período al final del plafón del espectro por TS = SD1/SDS. El espectro combinado promedio no debe ser menor que 1.3 veces el espectro de respuesta de diseño obtenido, y multiplicado por el factor de importancia (I) de la estructura. Si lo anterior no se cumple, entonces se deberán mayorar las componentes horizontales de cada registro hasta que el espectro combinado promedio cumpla la condición establecida. Una vez obtenido el adecuado espectro combinado promedio, se procede a realizar un análisis dinámico no-lineal temporal, utilizando como input las componentes horizontales mayoradas de cada registro y de forma simultánea, obteniendo así las solicitaciones máximas, y procediendo a diseñar al mástil arriostrado.

Aceleraciones espectrales para la zona de emplazamiento

Dado que se considera que el mástil arriostrado será emplazado en una zona en la cual las aceleraciones espectrales no forman parte del Anexo B de la Norma ANSI/TIA 222-G, dichas aceleraciones deberán ser determinadas de acuerdo a las características sismológicas de la zona de emplazamiento. Por ello en nuestro caso, estas aceleraciones son determinadas en función de lo establecido en el Reglamento INPRES-CIRSOC 103 I (2013), y a partir de lo cual, poder aplicar la metodología establecida en la citada norma internacional. En Tabla 3.1 del reglamento12, se establecen para las distintas zonas sísmicas y para los distintos sitios, los valores de Ca y Cv. Dichos valores resultan ser las aceleraciones espectrales en roca (as) para periodos cortos (Ca) y para periodos intermedios (Cv) pero modificadas por las condiciones del suelo que se ubica por encima de la roca (condiciones de sitio), así como también, por los efectos de proximidad a la falla (Na y Nv). Por lo tanto, se puede establecer que:

aSaa NaFC (12)

vSvv NaFC (1

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3)

Figura 12. Valores de Ca y Cv para distintas zonas sísmicas y condiciones de sitio

Prescindiendo de lo efectos de proximidad a la falla, resulta:

Sa*a aFC (1

4)

Sv

*v aFC (1

5)

En tanto que la ordenada espectral en la zona de periodos cortos y sin los efectos de proximidad a la falla, resulta:

1Sa

1

*a

*a T

T6.04.0aF5.2TT5.11CS

(16)

mientras que para la zona de periodos intermedios, se tiene:

T1aF

T1CS Sv

*v

*a

(17)

donde los periodos T y To son, respectivamente, equivalentes a los periodos Tm y T1 indicados anteriormente. Por otra parte, prescindiendo en las ecuaciones (9) y (11) del factor 2/3 establecido por la NEHRP Provisions y comparando con las ecuaciones (16) y (17), resulta:

SS a5.2S (18)

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S1 aS (19)

determinándose así la relación entre la aceleración espectral as (INPRES-CIRSOC 103 I, 2013), y las aceleraciones espectrales Ss y S1 (ANSI/TIA 222-G, 2006).

Acción sísmica para el mástil arriostrado considerado

En nuestro caso de análisis, dadas las características del mástil arriostrado y considerando que los dispositivos de comunicaciones que sustentan deben permanecer en servicio frente a la ocurrencia de un terremoto, se lo clasifica al mismo como estructura Clase III. De este modo, a partir de la Tabla 2-3 (Figura 5) le corresponde un factor de importancia I de 1.5. De acuerdo a lo establecido en la Norma de referencia13, la longitud de una sección no debe superar los 15 m, adoptando tal longitud para definir el tramo de una sección. Dado que la distribución de masa y rigidez es uniforme en altura, y sin variaciones en los cambios de sección, con lo cual la estructura no presenta irregularidad, pudiendo así ser adoptado para el análisis el método 1 o el método 4. En cuanto a la zona de emplazamiento del sistema estructural, se considera que este se encuentra ubicado en una zona sísmica 4 (centro-oeste del territorio nacional de peligrosidad sísmica muy elevada), con condiciones de sitio tipo SD (Figura 13) (Reglamento INPRES-CIRSOC 103 - parte I), lo cual da lugar a que la aceleración espectral en roca a considerar resulte as = 0.35 g, y que por las correspondencias antes indicadas, resulten las aceleraciones Ss = 0.875 g y S1 = 0.35 g.

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Figura 13. Tabla 2-2 extraída del Reglamento INPRES-CIRSOC 103 Parte I

La condición de sitio para la zona de emplazamiento y de acuerdo a sus características, es obtenida de Tabla 2-2 (Figura 13), y la misma resulta ser la definida como D, la cual se corresponde con la establecida en Tabla 2-11 de la Norma ANSI/TIA 222-G (Figura 8). Conocidas las aceleraciones espectrales en roca (Ss, S1) y la condición de sitio del lugar (D), interpolando se obtienen los factores de modificación los cuales resultan Fa = 1.15 y Fv = 1.70, y con ello, las aceleraciones espectrales modificadas por las condiciones de sitio, las cuales resultan SDS = 0.67 g y SD1 = 0.40 g. Aplicación del Método 1 Siendo el peso del sistema estructural W = 85 kN, el factor de reducción de la respuesta R = 2.5, y el factor de importancia del sistema estructural I = 1.5, resulta entonces que de acuerdo a ecuación (3) el corte basal vale Vs = 34.2 kN. La frecuencia fundamental del sistema evaluada con ecuación (7) es f1 = 1.38 Hz, y dado que este se encuentra apoyado en el terreno, el corte basal Vs podrá no ser mayor que 28.2 kN (ecuación 4), pero tampoco menor que 3.8 kN (ecuación 5). Por lo tanto el corte basal a distribuir en la altura del mástil resulta ser Vs = 28.2 kN. El sistema estructural está constituido por cuatro niveles de riostras, n = 4, presenta una distribución uniforme de peso en cada uno de los niveles, wi = 21.2 kN, y se adopta un coeficiente ke = 2.0, a partir de lo cual, se procede a la distribución de Vs. En Tabla 1 se presenta la distribución del corte basal Vs en la altura del mástil, fuerza estática equivalente Fsz, en cada uno de los niveles z del mismo.

z wz [kN] hz [m] wz*hzke wi*hike Vs [kN] Fsz [kN] 4 21.2 120 14400

572400 28.2

15.0 3 21.2 90 8100 8.5 2 21.2 60 3600 3.8 1 21.2 30 900 0.9

Tabla 1 – Fuerza estática equivalente en cada uno de los niveles del mástil

En Figura 14 se muestra la distribución en la altura del mástil de la fuerza Fsz.

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0.9 kN

8.5 kN

8.5 kN

15.0 kN 4

3

2

1

Figura 14. Distribución de la fuerza estática equivalente

Aplicación del Método 4 Para el análisis dinámico temporal, se utilizaron tres registros de tres terremotos ocurridos en zonas de fallamientos de similares características a los de la zona de emplazamiento del mástil arriostrado (Gran Mendoza). El criterio seguido para la elección de los registros se basó en: i) fallas de similares características a las del Gran Mendoza (fallas inversas); ii) magnitudes similares a las esperadas en las fallas presentes en el Gran Mendoza (6.7 < M < 7.6). El primer registro seleccionado correspondió a los disponibles del terremoto de Mendoza del año 1985. Se eligió el registro obtenido del acelerómetro del INPRES emplazado en la escuela Edmundo D’Amicis. El segundo registro seleccionado se tomó de la base de datos que sugiere el FEMA P695 (2009)23, de aquí se utilizó el registro de Northridge – Sylmar Olive View. El tercer registro utilizado fue el del terremoto de Nueva Zelanda Heathcote Valley Primary School. En Tabla 2 se presentan las principales características de los registros seleccionados.

Nombre Estación Componente Fecha M PGA [g]

Mendoza D’Amicis EO (T) 26/01/1985 5.9 0.34 NS (L) 0.27

Northridge Sylmar Olive View 90º

17/01/1994 6.7 0.60

360º 0.84 Nueva

Zelanda Valley Primary

School EW 21/02/2011 6.3 1.45 NS 1.19

Tabla 2 – Parámetros de los registros seleccionados

En Figuras 15 a 17 se muestra para cada una de las componentes de cada registro, sus espectros de respuestas y el espectro combinado resultante utilizando el método de combinación SRSS, para un 5 % del amortiguamiento crítico.

Página 17 de 21

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Mza-D'Amicis T

Mza-D'Amicis L

Espectro Combinado (SRSS)

Figura 15. Espectros de respuestas. Registro D’Amicis

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Nor-Sylmar 90

Nor-Sylmar 90

Espectro Combinado (SRSS)

Figura 16. Espectros de respuestas. Registro Northridge

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

NZ-HVSC EW

NZ-HVSC NS

Espectro Combinado (SRSS)

Figura 17. Espectros de respuestas. Registro Nueva Zelanda

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De cada registro considerado se obtuvo un espectro de respuesta combinado (Figuras 15 a 17), y promediando los mismos, se obtiene un único espectro llamado espectro combinado promedio el cual representa las respuestas espectrales de los registros adoptados para el análisis. El espectro de diseño se obtiene a partir de las ecuaciones (9) a (11), con las aceleraciones espectrales anteriormente determinadas. En tanto que el espectro de diseño mayorado, resulta ser 1.3 veces el espectro de diseño y multiplicado a su vez por el factor de importancia I del sistema estructural, que para el caso analizado resulta ser de 1.5. En Figura 18 se compara el espectro de respuesta de diseño mayorado con el espectro de respuesta combinado promedio, observándose que este último resulta ser menor al espectro de diseño mayorado en la zona de periodos cortos e intermedios, en tanto que en la zona de periodos largos ambos espectros resultan ser aproximadamente iguales. Por lo tanto, las componentes horizontales de los registros considerados no necesitan ser mayoradas, procediendo directamente con ellas y de forma simultánea a realizar el análisis dinámico no-lineal temporal (time history), obteniendo así las solicitaciones máximas necesarias para el diseño del mástil arriostrado.

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Espectro Combinado Promedio

Espectro de Diseño Mayorado

Figura 18. Espectro de respuesta combinado y espectro de diseño mayorado.

Conclusiones

El presente trabajo ha tenido como objetivo llevar adelante la determinación de la acción sísmica necesaria para el diseño sismorresistente de un mástil arriostrado, el cual se consideró emplazado en una zona de elevada peligrosidad sísmica de nuestro territorio nacional. Para esta evaluación se desarrollaron los dos métodos establecidos en la Norma ANSI/TIA 222-G, pero habiendo obtenido las aceleraciones espectrales correspondientes a la zona de emplazamiento, a partir de lo establecido en el Reglamento INPRES-CIRSOC 103 parte I.

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Ante situaciones de catástrofes, como lo es un terremoto, las comunicaciones resultan esenciales para la coordinación de las tareas de asistencia y socorro de las personas afectadas. Por ello, no debe soslayarse la evaluación sísmica de los sistemas estructurales que sustentan dispositivos de comunicaciones, lo cual implica que el diseñador deba disponer de reglamentaciones adecuadas a tal fin. A partir del análisis de las consideraciones previstas en el Proyecto de Reglamento CIRSOC 306 (2014) para la evaluación de la acción sísmica, se puede establecer que el mismo no aborda convenientemente tal determinación. Esto se fundamenta en virtud de que dicho proyecto de reglamento sugiere para evaluar dicha demanda, adoptar reglamentos de diseño cuyo campo de validez está limitado a construcciones que no se corresponden con la tipología estructural mástil arriostrado. En consecuencia su aplicación podría dar lugar a la confusión del diseñador en la evaluación correspondiente al no poder determinar convenientemente algunos parámetros necesarios para el análisis. Al respecto, los mástiles arriostrados presentan un comportamiento estructural significativamente distinto al de edificios, y tal como lo sugiere Amiri1 en su trabajo de investigación, el diseño sísmico de estas estructuras no debería ser simplemente extrapolado de simples reglas disponibles para edificios. Por ello y hasta tanto nuestra reglamentación nacional no establezca consideraciones claramente fundamentadas para la evaluación sísmica de mástiles arriostrados, se sugiere adoptar normas internacionales reconocidas mundialmente, como por ejemplo la Norma ANSI/TIA 222-G, pero adoptando aceleraciones espectrales correspondientes a la zona de emplazamiento, haciendo uso para ello del Reglamento INPRES-CIRSOC 103 parte I. Dicho análisis, justificación y procedimiento, ha sido llevado a cabo en el presente trabajo de investigación.

Agradecimientos

Se agradece el apoyo recibido por el Centro de Investigaciones CeReDeTeC, UTN-FRM y a SOLIDUS Ingenieros Consultores.

Referencias

[1] Amiri, G., 2002. “Seismic sensitivity indicators for tall guyed telecommunication towers”, Computers and Structures, 80, 349-364. [2] Wahba, Y., Madugula M. and Monforton G., 1998. “Effect of icing on the free vibration of guyed antenna towers”, Atmospheric Research, 46, 27-35. [3] Madugula M., Wahba, Y. and Monforton G., 1998. “Dynamic response of guyed masts”, Engineering Structures, 20, 12, 1097-1101. [4] Wahba, Y., Madugula M. and Monforton G., 1998 b. “Evaluation of non-linear analysis of guyed antenna towers”, Computers and Structures, 68, 207-212. [5] Rosales, M., Bellés, P. and Sampaio, R., 2008. “Guyed towers dynamics using Karhunen-Loève expansions”, Asociación Argentina de Mecánica Computacional,

Página 20 de 21

27, 833-844. [6] ONU, 2004. Organización de las Naciones Unidas. Centro de Información para México, Cuba y República Dominicana. México, D.F. http://www.cinu.org.mx/prensa/comunicados/2004/PR040416.htm [7] WCDR, 2005. World Conference on Disaster Reduction. Kobe, Hyogo, Japan. http://www.unisdr.org/2005/wcdr/wcdr-index.htm [8] INPRES, 1977. Zonificación sísmica de la República Argentina. Instituto Nacional de Prevención Sísmica. Publicación Técnica N 5. San Juan, Argentina. [9] CIRSOC 306, 1995. Reglamento Estructuras de acero para antenas. Centro de Investigación de los Reglamentos Nacionales de Seguridad para las Obras Civiles. INTI, Buenos Aires, Argentina. [10] CIRSOC 306, 2014. Proyecto de Reglamento Estructuras de acero para antenas. Centro de Investigación de los Reglamentos Nacionales de Seguridad para las Obras Civiles. INTI, Buenos Aires, Argentina. [11] INPRES-CIRSOC 103, 2005. Reglamento Argentino para Construcciones Sismorresistentes Parte IV, Construcciones de Acero, INTI, Buenos Aires, Argentina. [12] INPRES-CIRSOC 103, 2013. Reglamento Argentino para Construcciones Sismorresistentes Parte I, Construcciones en General, INTI, Buenos Aires, Argentina. [13] ANSI/TIA-222-G, 2006. Structural Standard for Antenna Supporting Structures and Antennas, Telecommunications Industry Association. [14] Desai, Y. and Punde, S., 2001. “Simple model for dynamic analysis of cable supported structures”, Engineering Structures, 23, 271-279. [15] Hensley, G. and Plaut, R., 2007. “Three-dimensional analysis of the seismic response of guyed masts”, Engineering Structures, 29, 2254-2261. [16] Guzmán, M., Rosales, M. y Filipich, C., 2010. “Respuesta sísmica de un mástil arriostrado”, Memorias XXXIV Jornadas Sudamericanas de Ingeniería Estructural, San Juan, Argentina. [17] Guzmán, M., 2014. “Estática, estabilidad y dinámica de mástiles reticulados con aplicación a estructuras arriostradas”. Tesis Doctoral. Universidad Nacional del Sur, Buenos Aires, Argentina. [18] Guzmán, M., Roldán, V., Calderón, F., 2015. “Sensibilidad sísmica de un mástil arriostrado a partir de un estudio paramétrico”. XI Congreso Chileno de Sismología e Ingeniería Sísmica ACHISINA 2015, Santiago, Chile. [19] http://www.tiaonline.org/all-standards/committees/tr-14 [20] NEHRP, 1997. Recommended Provisions for Seismic Regulations for New Buildings and Other Structures, FEMA 302, Washington, D.C., EEUU. [21] Leyendecker E., Hunt J., Frankel A. and Rukstales K., 2000. “Development of Maximum Considered Earthquake Ground Motion Maps“. Earthquake Spectra, 16(1),

Página 21 de 21

21-40. [22] Thomson, W., 1982. Teoría de Vibraciones: Aplicaciones. Prentice-Hall Hispanoamericana, Naulcalpan de Juárez, México. [23] FEMA P695, 2009. Quantification of Building Seismic Perfomance Factors Federal Emergency Management Agency.