2 Profesor, I.M.M.E., Facultad de Ingeniería, Universidad Central de Venezuela.

Este trabajo versa sobre el Método de la Torsión Estática Equivalente, prescrito en la emisión de 2001 de la Norma Venezolana COVENIN 1756 "Edificaciones Sismorresistentes", el cual contiene diversas actualizaciones respecto a la emisión precedente y que se aplica a edificaciones regulares. Se presentan los fundamentos conceptuales del problema de la torsión sísmica y se exponen los objetivos del Método y los criterios sobre la base de los cuales se establecieron sus parámetros. A fin de valorar la confiabilidad del Método se efectúan evaluaciones de las respuestas a que conduce, para los casos de respuesta elástica a sismos moderados y de respuesta inelástica a sismos severos. Para la evaluación a sismos moderados, los resultados normativos se comparan con las envolventes de las respuestas críticas ante la acción de dos componentes sísmicas de traslación, considerando su ángulo de incidencia más desfavorable, y la componente sísmica rotacional. Las envolventes incorporan las variaciones medias probables de las excentricidades de la planta, derivadas de resultados estadísticos. Se efectúan también evaluaciones de las Normas de México-DF y el UBC/IBC de los Estados Unidos, y se comparan con la norma venezolana. Para la evaluación a sismos severos, calculamos la fuerza cortante resistente de los entrepisos y su posición en las plantas, derivadas de la aplicación del Método, comparándolas con lo estipulado en recomendaciones internacionales destinadas a conseguir un buen desempeño en el rango inelástico.

Palabras Clave: Torsión estática, excentricidad accidental, norma sísmica, respuesta torsional, respuesta accidental, componenete rotacional.

This work concerns with the Method of the Equivalent Static Torsion, prescribed in the 2001 emission of the Venezuelan Code COVENIN 1756 "Earthquake Resistant Constructions", which contain several updates with respect to the preceding emission and that is applied to regular buildings. The conceptual basis of the seismic torsional problem are presented, and the objectives of the Method and the criteria that led to its parameters are discussed. In order to assess the reliability of the Method the responses determined using it are evaluated, for the cases of elastic responses to moderate earthquakes and inelastic responses to severe earthquakes. For the evaluation to moderate earthquakes, the code results are compared with the envelopes of the critical responses to two horizontal seismic components, considering their most unfavorable angle of incidence, and to the rotational seismic component. The envelopes incorporate the probable mean variations of the plan eccentricities, derived from statistical results. Evaluations of the Mexico-DF and the UBC/IBC USA codes are also presented and compared with the Venezuelan code. For the evaluation to severe earthquakes, we calculated the resistant shear-storey forces and their position in the deck, derived from the application of the Method, comparing them with the values established in international recommendations aimed to obtain a good performance in the inelastic range.

Key words: static torsion, accidental eccentricity, seismic code, accidental response, rotational component.

Recibido: 11/08/03  Revisado: 16/09/03  Aceptado: 16/10/03

Las normas sismorresistentes nacionales e internacionales prescriben la incorporación de los efectos de la torsión de las plantas en el diseño de las edificaciones, adicionalmente a los efectos traslacionales. En sintonía con la práctica internacional, la Norma Venezolana COVENIN 1756-1:2001 [1] modificó los parámetros del Método de la Torsión Estática Equivalente, a fin de cubrir más precisamente el fenómeno de la respuesta sísmica torsional.

En el ámbito internacional inicialmente se estudió fundamentalmente la respuesta elástica para estructuras de un piso con excentricidad en una sola dirección [2], sometidas a acción sísmica ortogonal a la misma. En su adecuada estimación juega un papel muy importante la incorporación de la correlación entre las respuestas de los modos de vibración con periodos cercanos, la cual se lleva a cabo con el llamado criterio de la Combinación Cuadrática Completa [2, 3], conocido como CQC por sus siglas en inglés. Dicho criterio es una extensión del más sencillo de la "raíz cuadrada de la suma de cuadrados", cuya aplicación puede conducir a errores notables en el problema de respuesta torsional que nos ocupa. En esa etapa inicial se hizo énfasis en el cálculo de las solicitaciones globales del sistema, a saber la fuerza cortante y el momento torsor. Por otro lado, se efectuaron estimaciones de la respuesta de los sistemas a la componente rotacional del sismo tratada separadamente [4], que condujeron a recomendaciones de excentricidades accidentales de diseño.

Para los edificios de varios pisos ha podido establecerse [5] que si disponen de suficiente regularidad, incluyendo la alineación vertical de los centros de masa y de rigidez de las distintas plantas, son válidas las mismas conclusiones obtenidas para sistemas de un piso con propiedades dinámicas semejantes. Ésto permite la extrapolación de resultados y la simplificación de los métodos de análisis en las normas sismorresistentes. La respuesta inelástica torsional, la cual corresponde a los sismos más severos, se ha estudiado intensamente en las últimas décadas [6-11]. Como es obvio, en el rango inelástico las respuestas de interés han sido las de los planos resistentes en vez de las globales. Una conclusión importante ha sido que debe cuidarse especialmente el diseño de los elementos extremos del lado del centro de rigidez.

Recientemente viene haciendo énfasis en la necesidad de diseñar las edificaciones tanto para los sismos severos como para los sismos moderados. Por tanto, adquiere importancia la adecuada estimación de la respuesta elástica, junto a la inelástica [12]. Ha podido establecerse que las respuestas elásticas de los planos resistentes deben estudiarse separadamente de las respuestas globales, ya que no sufren las mismas amplificaciones [13]. En trabajos previos, los autores han investigado la respuesta torsional ante la acción conjunta de una componente sísmica traslacional y la componente rotacional [14, 15]. Igualmente se ha considerado el efecto de una variación de la excentricidad nominal en la respuesta [15]. Posteriormente se ha estudiado el efecto de la acción simultánea de dos componentes sísmicas traslacionales ortogonales, tanto en plantas con excentricidad en una sola dirección [16], como en plantas con excentricidades en dos direcciones [17].

La respuesta torsional es afectada en todas las situaciones por las excentricidades entre el centro de masa y el centro de rigidez de las plantas y por las propiedades dinámicas del sistema estructural, principalmente las relaciones entre los distintos periodos de vibración, en los cuales se acoplan las componentes traslacionales y rotacional del desplazamiento de la masa; estas relaciones dependen en gran medida de los respectivos grados de rigidez traslacional y rotacional (torsional) del sistema. Estos parámetros deben tomarse en cuenta en una normativa que trate de ser suficientemente precisa; adicionalmente deben tomarse en cuenta las variaciones aleatorias de las excentricidades y la influencia de la componente rotacional del sismo, para establecer las llamadas excentricidades accidentales de diseño.

Este trabajo tiene como objetivo la presentación de los fundamentos conceptuales del Método de la Torsión Estática y la evaluación de la confiabilidad obtenida con su aplicación, en forma relativamente completa en el rango elástico y en forma aproximada en el rango inelástico. A fin de situar la Norma en un contexto más amplio y valorar los resultados encontrados, se evalúan conjuntamente las Normas de México [18] y del UBC e IBC [19, 20]. Para la evaluación en el rango elástico se considera la acción conjunta de dos componentes sísmicas de traslación más la componente rotacional, incorporando variaciones aleatorias razonables de las excentricidades nominales. Para las componentes traslacionales se evalúa la situación crítica de incidencia [21], para relaciones realistas entre el par de espectros de respuesta asociados [22]. El espectro rotacional y la estimación de la variación de la posición del centro de rigidez se toman de recientes investigaciones [14]; la estimación de la variación de la posición del centro de masa se deriva de análisis propios. Es de destacar que se consideran todos los parámetros importantes en interacción. La evaluación en el rango inelástico se efectúa en forma aproximada utilizando resultados establecidos en la literatura técnica [11-13].

Los efectos torsionales sobre las edificaciones dependen fundamentalmente de las distribuciones de masa y de rigidez en sus plantas o entrepisos. Las estructuras pueden clasificarse en simétricas, cuando coinciden las posiciones de los centros de masa (C.M.) y de rigidez (C.R.) de las plantas, y asimétricas cuando no coinciden; en este último caso existen excentricidades nominales (e_x, e_y) entre dichos centros (Figura 1). Llamaremos uni-asimétricas a las plantas que tienen una sola excentricidad en una dirección principal (p.ej.: e_x ¹ 0 , e_y = 0) y bi-asimétricas a las que presentan ambas excentricidades (e_x ¹ 0 , e_y ¹ 0). Las plantas (en forma precisa para edificaciones de un nivel y en forma aproximada para edificaciones de varios niveles) pueden dividirse en dos zonas para cada dirección del análisis: zona flexible y zona rígida. Para una determinada dirección de los planos resistentes, llamamos zona flexible a la que va desde el C.R. hasta el extremo que está más cercano al C.M. que al C.R., y zona rígida al resto de la planta que va desde el C.R. hasta el extremo opuesto (Figura 1(a)). Bajo la acción de una fuerza cortante estática, cuando ésta se aplica en el C.R. la planta se desplaza en traslación, mientras que cuando se aplica en el C.M. sobrelleva traslación más torsión con incrementos de los desplazamientos en la zona flexible y decrementos en la zona rígida, respecto al desplazamiento del C.R. Este fenómeno es el origen del nombre que reciben ambas zonas.

Ahora bien, cuando la estructura es excitada por un movimiento sísmico, los desplazamientos máximos probables en los distintos puntos de la planta son diferentes a los correspondientes a la acción de la fuerza cortante de piso actuando estáticamente en el C.M. En relación con éstos, los desplazamientos se reducen o aumentan dependiendo de la zona de la planta y de ciertas condiciones que se comentan más adelante. Este fenómeno suele denominarse amplificación dinámica (torsional). Se producen así variaciones en las demandas, bien sea demandas de resistencia en el rango de respuesta elástica o demandas de ductilidad para el rango de respuesta inelástica.

Desde la perspectiva de sus causas los efectos sísmicos torsionales suelen clasificarse en: a) efectos intrínsecos, correspondientes a la influencia de las propiedades nominales (inercias, rigideces, excentricidades) en la respuesta dinámica ante las componentes traslacionales del sismo, y b) efectos accidentales que engloban la influencia de las variaciones aleatorias de las distribuciones de masa, rigidez y resistencia, y la influencia de la componente rotacional del sismo.

Desde la perspectiva de sus consecuencias, los efectos torsionales pueden dividirse en: a) efectos elásticos, que se desarrollan mientras todos los elementos resistentes de la estructura permanecen en el rango de conducta lineal, usualmente ante la acción de sismos moderados y b) efectos inelásticos, que corresponden a la situación en que algunos elementos resistentes de la estructura entran en el rango de conducta no-lineal y ocurren ante la acción de los sismos más severos.

La torsión intrínseca elástica, está caracterizada por la respuesta dinámica nominal en rango lineal, ante componentes sísmicas traslacionales. Como modelo de referencia consideramos un sistema estructural de un nivel constituido por un diafragma horizontal con masa y absolutamente rígido en su plano, y una estructura sin masa vinculada al diafragma y con conducta elástica lineal (Figura 1). Los resultados que se obtienen con este modelo son representativos de la respuesta de los edificios regulares, que tengan distribuciones semejantes de masa y de rigidez en el conjunto de plantas y por tanto sus centros de masa y de rigidez estén aproximadamente alineados verticalmente [5].

Llamemos m la masa total distribuida en la planta, C.M. el centro de masa y j = mr² la inercia rotacional, donde r es el radio de giro inercial. La distribución de los elementos de la estructura establece dos ejes principales (X, Y) y la posición del centro de rigidez (C.R.). Admitimos movimiento de la masa solo en el plano horizontal, descrito por 2 traslaciones (u_x , u_y) y una rotación de eje vertical (u_q). Quedan definidas dos excentricidades nominales (e_x , e_y) entre el C.R. y el C.M. (Figura 1).

El problema que nos ocupa, cual es el de la amplificación dinámica que ocurre en los desplazamientos de los planos resistentes, puede expresarse en función de pocos parámetros adimensionales: (a) los índices de excentricidad  ε_x  = e _x  / r ; ε_y  = e _y  / r ; y (b) los cocientes de frecuencias W_x = ω_θ / ω_x  = r_tx / r _y Wy = ω_y  = r_ty / r. Donde: w_q , w_x y w_y son las frecuencias desacopladas torsional, traslacional-X y traslacional-Y respectivamente; y son los radios de giro torsional en direcciones X y Y; K_q es la rigidez torsional respecto al C.M.; K_x y K_y son las rigideces traslacionales del sistema en direcciones X y Y; r es el radio de giro inercial arriba definido. Llamamos plantas torsionalmente rígidas a las de valores grandes de W, debidos a elevadas rigideces cercanas al perímetro de la planta, y plantas torsionalmente flexibles a las de valores pequeños de W, debidos a concentraciones de rigidez hacia el centro de las plantas.

En el caso de plantas uni-asimétricas simplificamos la nomenclatura; por ejemplo, si: e_y = 0 designamos e = e_x ¹ 0 (Figura 1(a)) y denominamos ε = e/r  y  W = ω_θ / ω_y ya que no ocurre amplificación en dirección X y los otros parámetros no influyen en la amplificación dinámica en dirección Y.

Es importante que el cálculo de los desplazamientos máximos probables se efectúe siguiendo un criterio de combinación que tome en cuenta la correlación entre las respuestas modales de periodos cercanos, como es el Criterio de la Combinación Cuadrática Completa, (en inglés: "Complete Quadratic Combination", CQC) [2, 3]. En él las respuestas modales R_i y R_j en los modos i y j se combinan mediante la expresión:

           (1)

donde C_ij es un coeficiente de correlación modal que se estima de acuerdo a varias hipótesis estadísticas. Por ejemplo, Rosenblueth y Elorduy [2] lo estimaron como:

                                      (2)

mientras que más recientemente Der Kiureghian [3] ha propuesto el valor:

                                (3)

donde ξ es la fracción de amortiguamiento crítico y a_ij es el cociente de frecuencias ω_i / ω_j  

Ambas formulaciones conducen a prácticamente los mismos resultados, ya que sus valores son muy cercanos entre sí cuando las frecuencias modales son cercanas y solo difieren apreciablemente para frecuencias distantes [15]. Viendo la expresión (1) puede decirse que el criterio CQC es una extensión del criterio de la "raíz cuadrada de la suma de cuadrados" (RCSC), pero debe destacarse que la simplificación de usar este último, es decir tomar , puede llevar a importantes errores en la estimación de las respuestas torsionales acopladas, ya que el caso de modos con frecuencias cercanas es muy común, y entonces el segundo término del segundo miembro de la expresión (1) modifica significativamente el valor de R. Por ejemplo, en una planta uni-asimétrica con ε =0.05 y W =1±0.1, la diferencia en los desplazamientos debido al no recomendable uso del criterio RCSC puede ser de hasta un 20 % por defecto o 35% por exceso, respecto a la mejor estimación del criterio CQC.

En la figura 2 mostramos las modificaciones (m) de los desplazamientos de los extremos rígido y flexible en dirección Y, respecto al caso de respuesta del sistema simétrico (e = 0) en traslación pura, de una planta uni-asimétrica con relación de aspecto B_x/B_y = 2, para una componente sísmica de dirección Y con espectro plano. Véase que en el extremo flexible ocurren magnificaciones en casi todos los casos, mientras que en el extremo rígido ocurren reducciones para plantas torsionalmente rígidas, pero en cambio ocurren magnificaciones para plantas torsionalmente flexibles. En este caso resulta además que el desplazamiento del extremo rígido puede ser superior al del extremo flexible (para excentricidades pequeñas), contrariamente a lo que ocurre para plantas torsionalmente rígidas.

En gran parte de los casos los efectos torsionales intrínsecos inelásticos resultan ser algo menores a los que se dan bajo el rango lineal, en relación con los respectivos efectos traslacionales. El fenómeno es más complejo pues depende también de las distribuciones de resistencia de los pórticos o muros (aunque puede tratarse de simplificar mediante la posición del centro de resistencias). Además, aún en el caso de plantas uni-asimétricas, las rigideces y resistencias de la dirección transversal simétrica, y la excitación traslacional que reciban, influyen en la respuesta de la dirección asimétrica, principalmente por la variación con el tiempo de su contribución a la rigidez torsional. Sin embargo, podemos inferir algunas correspondencias generales entre las respuestas elástica e inelástica. Particularmente: a) en las plantas torsionalmente rígidas aumentan poco las respuestas en la zona flexible y disminuyen en la zona rígida; b) en las plantas torsionalmente flexibles aumentan considerablemente las respuestas en ambas zonas de la planta.

La variación de las propiedades nominales de las plantas puede conducir a importantes modificaciones de la respuesta torsional. Variaciones aleatorias de las rigideces de los elementos resistentes conducen a traslados de la posición del centro de rigidez. Igualmente, la masa de la planta no siempre se distribuye como se previó en el diseño y origina traslados de la posición del centro de masa. Ambas mudanzas de las posiciones nominales de dichos centros conducen a variaciones de las excentricidades nominales, las cuales son una variable fundamental en la respuesta torsional, tal como se ilustra en la Figura 2. Menos importantes son las variaciones de masa y rigidez totales o de los radios de giro inercial y torsional. En la torsión accidental se suelen incorporar también los efectos de la excitación rotacional del sismo, pero últimamente se ha encontrado que su influencia es menor de la que se había supuesto anteriormente. En el caso de respuesta inelástica debe considerarse también la variación aleatoria de resistencias como fuente de variación de las excentricidades y de la rigidez torsional.

En la Ref. [11] se investigó detenidamente la variación de la posición del centro de rigidez. Los valores característicos de tal variación dependen del material estructural y de la distribución de planos resistentes en la planta. La Figura 3(a) muestra algunos resultados tomados de ese trabajo. Se encuentra que para edificaciones típicas de concreto armado el centro de rigidez puede trasladarse hasta un 6% del ancho de la planta respecto a su posición nominal, con una media de alrededor del 1.4%. Para edificaciones típicas de acero la variación máxima es de un 4% del ancho de la planta con una media de 0.7% aproximadamente.

La variación del centro de masa ha recibido menos atención recientemente, aunque existen algunas referencias antiguas que soportaron las recomendaciones tradicionales. Para el desarrollo de la nueva Norma Venezolana se estudió la variación del centro de masa de un par de edificaciones típicas de nuestro medio, que representan prácticamente los casos extremos de variación. Por un lado, una edificación de concreto armado para uso de vivienda con losas nervadas y paredes de arcilla. Por otro, una edificación de acero para uso de oficinas con losas livianas y tabiques livianos. El primer caso representa una estructura relativamente pesada con cargas variables pequeñas y el segundo una estructura relativamente liviana con cargas variables grandes. Por tanto, en el segundo caso se obtendrán mayores variaciones de la posición del centro de masa que en el primero. Se consideró una probable variación de la distribución de paredes o tabiques, una pequeña variación de las cargas permanentes y todas las distribuciones posibles de la carga variable que conducen a una carga variable total igual al 25% de la carga variable nominal, que estipula nuestra Norma que se tome como carga variable conjunta con la permanente, a efecto de calcular las acciones sísmicas. Los resultados obtenidos se muestran en la Figura 3(b). Se encuentra que para la estructura de concreto armado la posición del centro de masa puede variar hasta un 7% del ancho de la planta con una media de un 2%, mientras que para la edificación de acero la posición del centro de masa puede variar hasta un 12% del ancho de la planta con una media de un 3.3%.

Una consecuencia interesante, que permite simplificar las recomendaciones normativas, es que las magnitudes relativas de las variaciones de las posiciones de los centros de rigidez y de masa de los dos tipos de edificaciones tienden a dar valores semejantes de la variación total de excentricidades. Como la correlación estadística entre aquellas variaciones es despreciable, podemos sumarlas, encontrando que la variación total de excentricidad para edificaciones de concreto armado puede ser hasta de un 13% del ancho de la planta con una media de un 3.4%, y para edificaciones de acero puede ser hasta de un 16% del ancho de la planta con una media de un 4%. A efectos de la fundamentación y evaluación del método propuesto tomamos una media de variación de un 3.7%.

En la misma Referencia antedicha [11] se estudió la excitación rotacional a partir de registros sincronizados en la base de edificios de California sometidos a sismos recientes. Se obtuvieron espectros rotacionales menores a otros supuestos anteriormente, pero con la misma característica básica, a saber: que la zona de máxima respuesta queda limitada a periodos más cortos (entre 0.1 y 0.3 seg) que en los espectros traslacionales. Los efectos de la excitación rotacional dependen de las dimensiones de la base de la edificación, siendo directamente proporcionales a las mismas. Esta dependencia conduce a la dificultad de establecer una prescripción precisa de validez uniforme para todas las edificaciones, pero que pasa a ser menos importante debido a la comentada rebaja del espectro encontrado. Para las evaluaciones de este estudio, a partir de la revisión de una muestra de edificaciones del país hemos tomado como ancho mayor de la edificación el valor promedio de 35 m, y como relación promedio de anchos B_x / B_y  = 2. En la Figura 4 puede observarse el espectro rotacional construido según los resultados de [11] en una zona con aceleración en traslación A(T = 0)/g=0.4 normalizado a unidades de traslación para una planta de radio de giro igual a 11.3 m, correspondiente a B_x / B_y  = 2  y B_x = 35 m, Puede observarse que las máximas aceleraciones equivalentes son del orden del 14% de las traslacionales, y que ocurren en la zona de periodos entre 0.1 y 0.3 seg.

Calculamos la modificación de los desplazamientos que ocurren bajo la acción conjunta de las componentes traslacionales y rotacional del sismo, considerando modificaciones probables de las excentricidades en ambas direcciones ortogonales. A tal fin efectuamos variaciones de la posición del C.M. dejando fijo el C.R., simulando así el efecto conjunto de las variaciones de ambos centros. Suponemos que es poco probable que las variaciones máximas de las dos direcciones ortogonales ocurran simultáneamente; en consecuencia, cuando ocurre la variación máxima en una dirección imponemos que en la ortogonal sea nula. Los casos de variaciones simultáneas en ambas direcciones los tomamos a lo largo de una elipse que pasa por los puntos de variación máxima. Hemos tomado nueve (9) posiciones del C.M en los análisis efectuados, las cuales se observan en la Figura 5: la posición nominal (punto 0); las posiciones de máxima variación en cada dirección, siendo nula la variación en la dirección ortogonal (puntos 1, 3, 5 y 7); y 4 posiciones de variación simultánea en ambas direcciones, en los puntos de la elipse que interceptan a las diagonales del rectángulo circunscrito (puntos 2, 4, 6 y 8). Nótese que en el caso de plantas cuadradas las variaciones son iguales en cada dirección del plano, a lo largo de una circunferencia de centro en la posición nominal del C.M.

Para cada uno de los nueve puntos calculamos los desplazamientos máximos de los extremos de la planta bajo la acción de una componente sísmica rotacional y dos componentes traslacionales simultáneas, tomadas según todas las direcciones posibles. Nótese que aunque tengamos una planta nominalmente uni-asimétrica, para la cual podamos obtener los desplazamientos nominales con la acción de una sola componente sísmica, cuando consideramos los efectos accidentales la planta se convierte en bi-asimétrica en varios casos, motivo por el cual es necesario considerar la acción de dos componentes sísmicas. Las incorporamos empleando la metodología que se presenta en la Referencia [21], la cual permite obtener el caso más desfavorable, utilizando para la menor componente principal un espectro igual al 70% del espectro de la mayor, valor promedio que se infiere de algunas estadísticas [22]. Luego como desplazamiento crítico, ante las "accidentalidades" establecidas, tomamos la envolvente de los desplazamientos máximos obtenidos en los nueve análisis.

En la Figura 6 pueden observarse las modificaciones (m) entre los desplazamientos críticos de los extremos rígido y flexible de una planta uni-asimétrica, respecto al caso de respuesta del sistema simétrico (e = 0) en traslación pura, considerando una variación máxima de excentricidades del 3.7% del ancho de la planta en cada dirección ortogonal. Fijamos la relación de aspecto B_x/B_y = 2 con B_x = 35 m (a efectos de la influencia de la excitación rotacional), y periodos de vibración desacoplados de 0.5 seg. en cada dirección. Podemos valorar los efectos de la accidentalidad por comparación con los resultados de la Figura 2: nótese que los incrementos de desplazamientos son notorios para plantas torsionalmente flexibles, mientras que son de menor importancia para plantas torsionalmente rígidas.

En la Figura 7 tenemos las modificaciones (m) entre la envolvente de desplazamientos de los extremos rígido y flexible de una planta bi-asimétrica, respecto al sistema simétrico en traslación pura, considerando la misma variación máxima de excentricidades del 3.7% del ancho de la planta en cada dirección ortogonal. Fijamos ε_y  =  0.2, manteniendo los otros parámetros: relación de aspecto B_x / B_y = 2, B_x = 35 m, y periodos de vibración desacoplados de 0.5 seg. en cada dirección. Por comparación con la Figura 6 podemos valorar los efectos de una excentricidad ortogonal a la dirección analizada. Vemos que los desplazamientos se incrementan respecto al caso de planta uni-asimétrica, en cierta medida para plantas torsionalmente flexibles, pero escasamente para plantas torsionalmente rígidas.

Es de interés anotar que de las Figuras 2, 6 y 7 se infiere que es importante efectuar limitaciones de la relación entre las excentricidades y los índices de rigidez torsional W. Para una excentricidad dada existe un valor mínimo posible de W, al cual no conviene acercarse porque los desplazamientos crecen excesivamente. También se desprende que las plantas torsionales muy flexibles (W < 0.5) son riesgosas, aún si se tienen excentricidades nominales muy bajas, pues debido a los efectos accidentales los desplazamientos son grandes pero además poco controlables, ya que una pequeña variación de los parámetros puede modificar aquellos en gran medida. Esta problemática se ha recogido en la Norma [1] para caracterizar irregularidades en planta, con sus correspondientes penalizaciones, como se indica más adelante.

El problema de la torsión accidental inelástica no está prácticamente estudiado, tendiendo a considerarse que en el diseño los incrementos por causa de "accidentalidad" pueden derivarse mediante los mismos algoritmos que en el caso elástico. Por otro lado, suele considerarse que las variaciones de masa y rigidez son de menor importancia frente a las derivadas de las variaciones de resistencia aleatorias y sus consecuencias no-lineales. Con cierta frecuencia en la literatura técnica aparece parcialmente justificada la excentricidad accidental normativa (estática) como compensación de este fenómeno. En todo caso, esto es un criterio que refuerza la inclusión de la "accidentalidad" en las normas.

Dentro del conjunto de métodos de análisis sísmico llamaremos métodos globales a los que manejan el conjunto de todos los efectos previstos y métodos torsionales a los que atienden particularmente los efectos torsionales. La Norma Venezolana [1] prevé la aplicación de métodos globales elásticos e inelásticos. Estos últimos se reservan para casos especiales mientras que los primeros son de aplicación común, y utilizan espectros de respuesta elástica para calcular las fuerzas de diseño; los efectos inelásticos se toman en cuenta indirectamente a través de factores de reducción de respuesta dúctil. En este trabajo esbozaremos solamente los métodos globales elásticos y sus correspondientes métodos torsionales adjuntos.

En la Norma Venezolana [1] se clasifican los métodos de análisis globales elásticos en Estático, Dinámico Plano, Dinámico Espacial y Dinámico Espacial con Diafragma Flexible. En los dos primeros se modela la estructura con 1 grado de libertad por nivel (GDL/nivel) para cada dirección principal de la estructura, en el tercero se modela con 3 GDL/nivel suponiendo que los diafragmas son rígidos en su plano y en el cuarto se modela con múltiples GDL/nivel incorporando la flexibilidad de los diafragmas.

En los métodos Estático y Dinámico Plano se calculan los efectos traslacionales y luego se incorporan los efectos torsionales intrínsecos y accidentales. En el método Dinámico Espacial se obtienen conjuntamente los efectos traslacionales y torsionales intrínsecos; posteriormente se añaden los efectos accidentales. En el método Dinámico Espacial con Diafragma Flexible se obtienen todos los efectos conjuntamente. Este trabajo trata de la fundamentación y evaluación del Método de la Torsión Estática aplicable a los métodos globales Estático y Dinámico Plano. Sin embargo, es importante establecer la conexión con los otros métodos, ya que en la Norma Venezolana se ha tratado de mantener una especial coherencia entre todos.

La antedicha clasificación de los métodos globales atiende al objetivo de la determinación de las cargas sísmicas de diseño. Una vez determinadas puede utilizarse otro modelo estructural para el análisis detallado de las solicitaciones en los elementos resistentes (vigas, columnas, muros, etc.). Por ejemplo, podemos usar un modelo con 3 GDL/nivel para calcular estáticamente las solicitaciones derivadas de la aplicación de las cargas sísmicas determinadas con el método estático o el dinámico plano.

Bajo la aplicación de cualquiera de los métodos globales debe garantizarse la incorporación de los efectos torsionales intrínsecos y accidentales. En el caso de los análisis estático y dinámico plano luego de obtener los cortantes de entrepiso debemos modificar los efectos de la torsión derivada de las excentricidades nominales. Los efectos torsionales intrínsecos llevan al incremento de las demandas en la zona flexible de las plantas y al incremento o decremento en la zona rígida. Los efectos torsionales accidentales conducen al incremento de las demandas en ambas zonas. En la sección siguiente revisamos con cierto detalle algunas variantes metodológicas para estimar estas variaciones; en general se pueden condensar en dos alternativas: a) modificar las excentricidades de diseño, o lo que es lo mismo: modificar los momentos torsores nominales, y luego derivar las modificaciones de desplazamientos en los planos resistentes; b) introducir directamente factores de modificación de estos desplazamientos. Ambas opciones incorporan los efectos intrínsecos y los accidentales.

La diversidad de propuestas para incorporar los fenómenos torsionales encontradas en la extensa bibliografía y en las distintas normas, incluyendo la discutida en este artículo, obedece en parte a que el problema es sumamente complejo en cuanto a la interacción de la gama de parámetros que influyen en la respuesta. No resulta factible la obtención de una formulación exacta que los incorpore todos. Muchos esfuerzos, incluido el evaluado en este trabajo, han tenido por objeto la consecución de unas pocas expresiones sencillas o una metodología simplificada que se aproxime razonablemente a los resultados más exactos.

La metodología más usual para incorporar los fenómenos torsionales consiste en la modificación de las excentricidades nominales, para obtener dos momentos torsores de diseño, uno aplicable a la zona flexible de las plantas y otro a la zona rígida. Para edificios de varios pisos en lugar del C.M. de la planta se utiliza el llamado centro de cortante (C.C.), centro de aplicación de la fuerza cortante global que pondera las posiciones de los centros de masa de los pisos superiores. Para cada dirección del análisis se establece un factor de amplificación (t) de la excentricidad estática (e) entre los centro de cortante (C.C.) y de rigidez (C.R.), la cual controla el diseño de los planos resistentes de la zona flexible de la planta. Para el diseño de la zona rígida de la planta se incorpora un factor de control (t') para modificar la excentricidad, que si se omite equivale a t' = 1. Además, se añade una excentricidad accidental, con inversión de signo a fin de incrementar alternativamente las solicitaciones en cada una de las zonas de la planta. La excentricidad accidental se establece como un porcentaje (b) del ancho de la planta, B (= B_x ó B_y), perpendicular a la dirección del análisis. Así se generan dos momentos torsores de diseño (M_T,i ; i = 1, 2):

M_T,1 = V (te + bB)                       (4)

M_T,2 = V (t'e - bB)                        (5)

donde e y V se toman con signo positivo. Para cualquier plano resistente, la respuesta debida al sismo en la dirección del análisis (R_dir) pueden escribirse en forma general como la mayor entre las derivadas de aplicar la fuerza cortante de la planta trasladada al centro de rigidez (V_(CR) )  y ambos momentos torsores de diseño:

                 (6)

Las zonas de la planta, flexible o rígida, estarán gobernadas por i =1 o 2, respectivamente.

Una alternativa a esta metodología consiste en la aplicación de un factor de amplificación (A) a las solicitaciones S obtenidas en algún caso de carga establecido, para obtener las solicitaciones de diseño S_D: S_D  =  AS  En algunos casos este concepto de amplificación también se aplica a las cargas globales en lugar de a las solicitaciones resultantes.

En la norma venezolana "Norma Provisional para Construcciones Antisísmicas" de 1967, se utilizaban las expresiones (4) y (5) con τ = τ´ = 1.5 y  b = 0.05. Sin embargo, en la práctica profesional vino usándose τ´ = 1 , por considerar que el valor 1.5 no era coherente con -b, ya que cuando se resta la excentricidad accidental es más desfavorable no amplificar la excentricidad estática.

Las Normas norteamericanas del UBC (Uniform Building Code) y del SEAOC (Structural Engineers Asociation of California) vinieron usando hasta entrada la década de los 80 una prescripción que equivale a poner τ = 1, τ´ = 0 y  b = 0.05.No amplificaban la excentricidad estática para la zona flexible de la planta, pero a cambio no efectuaban ninguna reducción en la zona rígida en relación con la distribución de cargas correspondiente a la traslación uniforme de la planta ( τ´ = 0). Se ha comprobado que ésto último ayudaba a un buen comportamiento inelástico de la zona rígida, cuando la planta es torsionalmente flexible.

La Norma Mexicana "Reglamento de Construcciones para el Distrito Federal" en su anexo "Normas Técnicas Complementarias para Diseño por Sismo" [18] estableció hace tiempo las formulaciones antedichas con τ  = 1.5 , τ´ = 1 y b = 0.10. Luego se combinan las respuestas para las dos componentes ortogonales del sismo añadiendo, a cada respuesta ante una componente, el 30% de la respuesta ante la componente ortogonal.

La norma de Nueva Zelanda [23] dispone unas prescripciones que equivalen a usar τ =  τ´ = 1  y b = 0.10. para edificaciones regulares con poca excentricidad, pero impone un análisis dinámico espacial para otras edificaciones.

La norma de Canadá [24] estableció el uso de τ = 1.5, τ´ = 0.5 y  b = 0.10. Esta norma hace cierto énfasis, mayor al de otras normas, en el control de la zona rígida de la planta, pero sin llegar al extremo de las antiguas Normas del UBC y SEAOC.

Los códigos europeos han establecido [25] una formulación especial, ya recogida en la norma DIN [26] que equivale a utilizar τ´ = 1 y b = 0.05  añadiendo que el término (τe) sea tomado como el menor de los siguientes:

                               (7)

          (8)

donde r = radio de giro inercial de la planta, r_t =  radio de giro torsional de la planta en la dirección de análisis, L la longitud de la planta en dirección del sismo y B la correspondiente en dirección ortogonal al mismo. La expresión (8) estima la amplificación dinámica sin tomar en cuenta el acoplamiento de los modos de periodos cercanos, por lo que resulta algo inexacta. Recientemente han añadido una simplificación para estructuras simétricas consistente en una amplificación de las solicitaciones obtenidas a partir de la distribución del cortante de piso por traslación de la planta:

                                (9)

donde x es la distancia del elemento que se considera al centro de la estructura. Obviamente esto es una manera simplificada de incorporar la torsión accidental, bajo el supuesto de que la torsión intrínseca es nula, al ser simétrica la planta.

Las normas japonesas [27] establecen una amplificación (A) del cortante de piso en función de la relación entre la excentricidad y la rigidez torsional: e/r_t (este cociente es igual al producto eW, utilizando la simbología antes indicada). Para valores de este cociente menores a 0.15 no se exige amplificación (A = 1), pero para valores mayores o iguales a 0.3 debe usarse A = 1.5 , interpolando en los casos intermedios. Como se ve, adoptan un enfoque diferente al de otros países.

Las recientes Normas Norteamericanas del UBC-1997 [19], y el "International Building Code" 2000 [20] han venido a utilizar una formulación diferente a la que usaron anteriormente. En primer lugar calculan los desplazamientos máximo (d_máx) y promedio (d_prom) de los planos resistentes en cada nivel de la edificación y en cada dirección, bajo la aplicación de las fuerzas cortantes de piso más el momento torsor de la expresión (4) con  τ = 1  y b = 0.05. A partir de ellos infieren el factor de amplificación A de los momentos torsores básicos, en cada nivel estructural:

                  (10)

La estructura se diseña mediante la aplicación de las expresiones (4) y (5) estipulando τ =A,  τ´ = 1  y b = 0.05A. Véase la Figura 8. Como se observa, se utiliza un método indirecto para estimar la amplificación dinámica, consistente en evaluar la influencia de ciertos momentos torsores en la respuesta rotacional de la planta. Vemos que en plantas torsionalmente muy flexibles la excentricidad accidental puede llegar a valer 15% del ancho de la planta, en lugar del valor fijo anterior de 5%. En los casos de plantas típicas A vale alrededor de 1.2; entonces la excentricidad accidental típica está en un 6%, pero debe tomarse en cuenta que es obligatoria la combinación de componentes sísmicas ortogonales, lo cual equivale aproximadamente a la aplicación del orden de 8% de excentricidad accidental sin combinación de componentes sísmicas. Es de notar que la metodología expuesta también debe aplicarse a la torsión accidental cuando la torsión intrínseca se calcula con un análisis dinámico espacial.

Figura 8. Factor de amplificación torsional (A_x) de Normas UBC-1997 e IBC-2000

La Norma Venezolana COVENIN 1756 "Edificaciones Antisísmicas" de 1982 estipuló un valor variable de τ = 1.5, 3 ó 5 (salvo estimación más exacta), dependiente de la distribución de rigideces en planta, junto con τ´ = 1  y b = 0.10. El valor variable de t intentaba estimar la diferente amplificación dinámica que se produce según las plantas tengan rigidez torsional grande, moderada o pequeña, con la finalidad de obtener una confiabilidad semejante en el diseño de los distintos tipos de plantas. La carencia de estudios más amplios, incluyendo la no consideración de las componentes sísmicas ortogonales en plantas asimétricas, soportó el criterio de utilizar como estimado de amplificación dinámica valores derivados de los momentos torsores de planta. Pero quedó poco conservador el diseño de la zona rígida de la planta. El grado de excentricidad accidental escogido fue el más predominante internacionalmente,  b = 0.10., compartido con las normas Mexicanas, Canadienses y Neocelandesas.

En caso que las solicitaciones intrínsecas se obtengan mediante análisis dinámico (R_dinám), lo usualmente establecido en las diferentes normas (Venezolana, Mexicana, Norteamericana, etc.) es que las solicitaciones totales (R_dir) se obtengan añadiendo estáticamente otras accidentales, que se calculan como la respuesta a momentos torsores accidentales de signos contrarios, para cada dirección del análisis:

M_T,acc,1 = bB;     M_T,acc,2 = -bB;   (B = B_x ó B_y)                           (11a,b)

                               (12)

En la versión 2001 de la Norma Venezolana [1] se modificaron los parámetros torsionales descritos anteriormente, aplicables al Método de la Torsión Estática y al complemento de torsión accidental del análisis Dinámico con 3 GDL/nivel, y se definieron los correspondientes al nuevo Método de Análisis Dinámico con Diafragma Flexible. Además se establecieron irregularidades de las edificaciones por causas torsionales. Entre ambas versiones existen diferencias en los valores de t y b, originados en un ajuste llevado a cabo respecto a la aplicación global de la Norma.

El objetivo de las modificaciones fue el de disponer, dentro del marco de unas expresiones relativamente sencillas, unas expresiones que se acercaran a los resultados que se derivarían de la aplicación de métodos más precisos en el rango elástico, a sabiendas que no es factible la obtención de expresiones sencillas exactas, por lo que siempre quedarán inexactitudes. Los principales criterios adoptados como guía de los cambios efectuados en las prescripciones torsionales fueron:

a) Mantener el criterio previo de cubrir el caso de conducta elástica esperada bajo sismos moderados, junto con la cobertura de una demanda inelástica adecuada bajo sismos severos.

b) Mantener el criterio previo de aproximarnos a una confiabilidad uniforme para las distintas configuraciones en planta.

c) Mantener la coherencia entre los distintos métodos de análisis opcionales.

d) Adaptar el ajuste de parámetros torsionales a los desplazamientos de los planos resistentes, en lugar de a los momentos torsores de planta, ya que esos son los fundamentales para el diseño.

e) Tomar en cuenta los potenciales incrementos de la zona rígida de la planta, para el caso de gran flexibilidad torsional.

f) Presentar fórmulas explícitas para calcular el factor de amplificación torsional t, en lugar de la selección cualitativa anterior, a fin de evitar problemas de interpretación.

g) Tomar en cuenta la influencia de la excentricidad ortogonal, compensando su omisión al efectuar un análisis estático en una dirección.

h) Ajustar el valor de excentricidad accidental a la combinación de efectos ortogonales prescrita en la nueva versión de la Norma.

i) Penalizar las plantas muy riesgosas por efectos torsionales.

En el ámbito internacional es relativamente reciente la mayor atención concedida a la posibilidad de incrementos de las demandas en la zona más rígida de la planta. También ha venido variando la actitud ante la diferencia entre las respuestas elástica e inelástica. Antiguamente se justificaron factores de amplificación relativamente bajos (p.ej.: con valor 1.5) bajo el criterio de que el objeto del diseño era conseguir una estructura resistente a los sismos severos probables, bajo los cuales se admite respuesta inelástica dúctil. Últimamente los criterios internacionales de diseño hacen énfasis en los diversos desempeños de la estructura, deseados para los distintos grados de acción sísmica. Así pues, se establece que para sismos relativamente moderados la estructura debe permanecer sin daños estructurales, o sea en estado elástico. Para lograrlo hay que estimar la respuesta elástica en función de los parámetros de los que depende. Mientras que el uso de una menor amplificación torsional inelástica, basada en los sismos severos, conduciría a que bajo los sismos moderados los planos resistentes perimetrales de algunas estructuras pudieran sobrepasar el punto elástico y sufrir daños, incumpliendo un objetivo de desempeño y produciendo además una pérdida de uniformidad entre las diversas edificaciones, pues aquellas con grandes factores de amplificación torsional elástica quedarían sometidas a riesgos mayores ante los sismos moderados a lo largo de su vida útil. La mejor metodología sería la de diseñar para ambas condiciones, elástica e inelástica, por separado. Sin embargo, por motivos de sencillez de la práctica profesional, en normas como la venezolana y otras se prefiere adoptar prescripciones de diseño que satisfagan aproximadamente los requisitos de desempeño ante sismos moderados y severos, en forma simultánea.

La incoherencia de mantener los factores tradicionales (p. ej.: t = 1.5, constante) puede inferirse del hecho de que actualmente se recomienda como preferible la utilización de los análisis dinámicos espaciales (con 3 grados de libertad por planta). Los mismos suponen comportamiento elástico de la estructura y por tanto incorporan la amplificación torsional intrínseca elástica. Lo consistente, entonces, es utilizar factores de amplificación elástica variables en los métodos que modelan la estructura con 1 grado de libertad por planta, y forma parte del espíritu del método actualmente prescrito.

Igualmente se ha hecho hincapié en mantener la coherencia en la incorporación de la excentricidad accidental, tanto con respecto a otras prescripciones de las normas, en particular la de la combinación de respuestas a componentes sísmicas ortogonales, como para los métodos globales entre sí. Al aplicar el método Dinámico Espacial se especifica la misma adición estática de excentricidades accidentales que para los métodos Estático y Dinámico Plano. Y al aplicar el método Dinámico Espacial con Diafragma Flexible, como una adición estática sería complicada, se especifican varios análisis con diferentes posiciones de los centros de masa, coherentes con las premisas con las que se establecen las excentricidades accidentales estáticas. Así, se prescriben cinco (5) análisis dinámicos con variación de las posiciones del C.M. en 3% de los anchos de la planta, simultáneamente en cada dirección principal, además del caso nominal; esto equivale a tomar los puntos 0, 2, 4, 6 y 8 de la Figura 5. Pero como variaciones de excentricidad para dichos puntos, en lugar del 2.6% de los anchos de la planta que corresponden al 3.7% de variación máxima, se toman como 3% para compensar la omitida influencia de la componente rotacional, que no se utiliza en los análisis dinámicos del método. Se consideró excesivo exigir la realización de 9 o más análisis, pues los desplazamientos críticos suelen ocurrir para alguna de las cinco posiciones del C.M. estipuladas.

En el Método de la Torsión Estática Equivalente de la versión 2001 de la Norma Venezolana [1] se estipulan los parámetros torsionales listados a continuación y gráficamente presentados en la Figura 9. Los mismos se emplean de acuerdo a la metodología provista por las expresiones (4), (5) y (6), con la limitación de ε £  0.2 en ambas direcciones:

τ = 1 + [4-16 ε] W    para 0.5 £ W £ 1                       (13)

τ = 1 + [4-16ε(2 - W) ( 2 - W )⁴   para 1 £ W £ 2       (14)

  τ = 1          para 2 £ W                                                 (15)

    τ´ = 6(W – 1) – 0.6     acotando    1 £ t ´ £ 1              (16)

   b = 0.06                                                                    (17)

Las expresiones (13) a (16) se relacionan con la torsión intrínseca y la expresión (17) con la torsión accidental, aunque en realidad la confiabilidad del Método debe estudiarse a partir de la aplicación conjunta de todas las expresiones. En la Sección 5.3 analizamos las primeras cuatro expresiones ((13)-(16)) en el supuesto de que no existieran efectos accidentales y en la Sección 5.4 revisamos el efecto conjunto de las cinco expresiones ((13)-(17)).

Para edificaciones de varias plantas los parámetros W y e deben tomarse con valores representativos de las distintas plantas. La consideración de valores representativos supone la existencia de un edificio regular, tal que las diversas plantas sean semejantes. Si no fuera el caso, se recomienda la realización de un Análisis Dinámico Espacial; el Método de la Torsión Estática es tanto más exacto cuanto más uniforme sea la estructura en alzado, en lo que respecta a excentricidades y distribución de rigideces y masas.

Se disponen varias limitaciones de aplicación del Método: a) se evitan excentricidades grandes restringiéndolo a e / r = ε £  0.2 ; b) se impiden rigideces torsionales muy pequeñas exigiendo que  r_t / r = W ³ 0.5 ; y c) se previenen indeseables relaciones entre la rigidez torsional y la excentricidad estipulando que e / r_t  £  0.3. Si se excede cualquiera de los tres límites indicados, no se admite la aplicación del Método de la Torsión Estática y debe efectuarse un Análisis Dinámico Espacial. Además, si se incumple alguna de las dos últimas condiciones la edificación se clasifica como de riesgo torsional elevado y se penaliza el Factor de Reducción R. La primera limitación atiende tanto a la validez de las expresiones (13) y (14) como al hecho de que en su ajuste se consideró una excentricidad ortogonal dada por ε _otorgonal £  0.2.. La segunda limitación responde a evitar los excesivos desplazamientos que se producen en caso contrario, tal como se observa en las Figuras 2, 6 y 7. La tercera limitación equivale a exigir que ε £  0.3 W, es decir que cuanto menor es la rigidez torsional tanto menor es la excentricidad aceptable para no incurrir en riesgo torsional elevado. Por ejemplo, si   W = 1.33 debe ser ε  £  0.4; si  W = 1 entonces ε  £  0.3  y si W = 0.67 se exige ε  £ 0.2. En la Figura 7(b) podemos comprobar que esta limitación atiende a la intención de evitar que los desplazamientos en el extremo flexible puedan superar al doble de los traslacionales, aproximadamente.

Las expresiones (13) a (16) se obtuvieron mediante ajustes de los desplazamientos de los extremos rígido y flexible de las plantas. El ajuste atiende a la influencia de la excentricidad y la rigidez torsional en los incrementos de los desplazamientos dinámicos respecto a los correspondientes estáticos de una planta simétrica, es decir respecto a los desplazamientos derivados de aplicar estáticamente la fuerza cortante en el C.R. (primer término del tercer miembro de la expresión (6)). Con expresiones relativamente sencillas resulta casi imposible ajustar simultáneamente todos los parámetros involucrados, como son las combinaciones de excentricidades ortogonales posibles, o las particulares variaciones derivadas de los periodos fundamentales del edificio que condicionan la zona influyente del espectro (plana, hiperbólica o mixta), o las derivadas de las relaciones de aspecto de las plantas. Si se quisiera obtener mayor exactitud, sin duda necesitaríamos expresiones más complejas que las incorporadas en la Norma, en las que los parámetros del Método fueran función del conjunto de variables involucradas. Para los ajustes se escogieron plantas con B_x / B_y = 2, T_y  = 0.2 seg y  T_x / T_y = 1.5, que quedan en la zona plana del espectro y conducen a los resultados más desfavorables. Se escogieron parámetros que condujeran a resultados conservadores para las diferentes combinaciones de excentricidades en la zona 0.9 £  W  £ 1.3, correspondiente a las edificaciones más comunes, mientras que en la zona de mayor flexibilidad torsional ajustamos respecto a los promedios, tomando en cuenta que en esta zona la excentricidad accidental añadida compensará en mayor medida las subestimaciones. En la Fig. 10 se comparan las respuestas intrínsecas con las derivados de la aplicación de las expresiones (13) a (16); nótese la variabilidad de resultados, de acuerdo con el comentario anterior. En todo caso, debe resaltarse que estos resultados, producto de aplicar las expresiones (13) a (16), no representan una evaluación del Método, pues éste debe verse como el conjunto que incluye la expresión (17). Esta evaluación se presenta en la Sección 6.

Para estimar un valor razonable del coeficiente b se planteó la inferencia de su valor en el supuesto de que conozcamos la respuesta intrínseca exactamente, independientemente de la aproximación anterior. Es decir, buscamos el coeficiente de excentricidad accidental necesario, b_nec , para que los desplazamientos de diseño (R_dis) se ajusten a los críticos (R_cr) aplicando las expresiones (11) y (12), a partir de los desplazamientos intrínsecos derivados del análisis dinámico (R_dinám) para cada dirección del sismo. Llamamos críticos, (R_cr), a las envolventes debidas a las consideraciones de variación de las posiciones del C.M. y acción de sismo rotacional indicadas en la Sec. 2.4. Suponemos que el desplazamiento de diseño, (R_dis), se obtiene combinando los desplazamientos "totales" de ambas direcciones (R_x , R_y) mediante alguna regla establecida. Por ejemplo, si los combinamos con la RCSC (raíz cuadrada de la suma de cuadrados) tenemos que se debe cumplir que:

                   (18)

donde:

R_x = R_dinám,x + máx{ R ( M_T,acc = ±b_necB_y )}; R_y = R_dinám,y + máx{ R ( M_T,acc = ±b_necB_x)}     (19a,b)

 En la Figura 11 tenemos los b_nec necesarios para diversas situaciones de plantas de B_x/B_y = 2 y B_x = 35 m, ante sismos de Suelo Intermedio (espectros de Tipo de Suelo S2 en la Norma Venezolana). Las Figuras 11(a) y 11(b) corresponden a plantas uni-asimétricas (e_x = 0) con {T_y = 0.2 seg ; T_x = 0.3 seg} la primera y {T_y = T_x = 0.5 seg } la segunda. Las Figuras 11(c) y 11(d) corresponden a plantas bi-asimétricas (e_x = 0.2) con las mismas variantes de periodos principales. Podemos notar que el valor necesario b_nec depende de la excentricidad e_y , del índice de rigidez torsional W y de los periodos y que es diferente a objeto de ajustar los dos extremos de las plantas. Se observa un patrón similar en función de e_y y W entre las plantas uni-asimétricas de periodos cortos o moderados y las bi-asimétricas de periodos cortos. El patrón difiere para las bi-asimétricas de periodos moderados. Resultados no incluidos aquí muestran un patrón constante entre periodos moderados (@ 0.5 seg) y largos (³ 1 seg) para todo tipo de plantas. En términos generales, el primer patrón de variaciones muestra los mayores valores necesarios b_nec para 1 £ W £ 1.25 con tendencia a reducirse para W mayores y menores (con mayor grado de reducción para los menores). El segundo patrón de variaciones tiene los mayores valores necesarios b_nec para 1.25 £ W £ 1.5 con las mismas tendencias de reducción.

Una conclusión que se puede establecer es que un valor constante de b_nec no ajustará uniformemente todas las situaciones. Menos aún cuando no se emplee un valor exacto de la respuesta intrínseca. Pero ante la complicación que representaba especificar un valor variable de b, la opción estipulada por las normas ha sido la de escoger un valor constante que aproximadamente cubra la mayor parte de los casos. Al escoger b = 0.06, en la Norma Venezolana tenemos que se están cubriendo todos los casos de las plantas bi-asimétricas con periodos moderados a largos, y que para el resto de las plantas se cubren casi todos los casos con la excepción de algunos correspondientes a excentricidades moderadas, 0£ e_y£ 0.1, que son los menos riesgosos. Esta ligera falta de cobertura es estricta cuando se aplica el Método Dinámico Espacial, pero con los Métodos Estático y Dinámico Plano existen compensaciones debidas a los factores t y t’. Por otro lado, el factor escogido resulta conservador para todas las plantas torsionalmente flexibles, lo cual se juzga aceptable en principio dado que las mismas son las de comportamiento más riesgoso, pero además compensa la liberalidad que encontramos en algunos casos de estimación de la torsión intrínseca. Es precisamente el asunto de la sección siguiente la evaluación del grado de error de la aplicación completa del Método de la Torsión Estática Equivalente para diversas situaciones.

Presentamos una evaluación de los resultados de aplicar tres variantes de métodos de torsión estática equivalente, correspondientes a la Norma Venezolana [1], la Norma Mexicana del D.F.-1995 [18] y las Norteamericanas del UBC-1997 [19] o el IBC-2000 [20]. La comparación se efectúa entre los resultados de aplicar las formulaciones previstas en dichas normas para cada dirección sísmica principal y combinar luego ambas entre sí, con las respuestas críticas calculadas como las envolventes elásticas de suponer las situaciones de "accidentalidad" (sismo rotacional y variaciones de las posiciones de los C.M. indicadas en la Sec. 2.4). De antemano debe decirse que otras suposiciones de "accidentalidad" conducirán a otros valores numéricos para cada norma. Sin embargo, los resultados que se presentan permiten comparar las normas entre sí, de modo que pueden establecerse las diversas situaciones en que una norma es más o menos conservadora que otra, pues las diferencias de las respuestas normativas entre sí son independientes de los valores críticos.

En primer lugar observemos en la Figura 12 la relación entre los valores de la Norma Venezolana y los valores críticos elásticos para una estructura de periodos ortogonales iguales a 0.5 seg, y relación de aspecto B_x / B_y  = 2, en función del índice de rigidez torsional W, para las cuatro combinaciones extremas de excentricidades entre 0 £ e_x £ 0.2 y 0 £ e_y £ 0.2 y la combinación intermedia. En forma general puede decirse que la Norma conduce a valores cercanos a los críticos para rigideces torsionales grandes y a valores más conservadores para las rigideces torsionales pequeñas. Nótese la dispersión entre los diversos casos de excentricidades; sin embargo, encontramos una tendencia general al aumento del conservadurismo con el incremento de la excentricidad (e_x) de las fuerzas en la dirección del desplazamiento calculado. Resultados no mostrados indican, para cualquier combinación de excentricidades, menor grado de conservadurismo para periodos pequeños y casi el mismo grado para periodos grandes. También se comprueba que los resultados son poco dependientes de la relación de aspecto (B_x / B_y) de las plantas. Igualmente se obtienen patrones de variación similares bajo la aplicación de los diferentes métodos normativos, por lo que la Figura 12 es indicativa de la generalidad de los casos.

Dada esta generalidad, para la comparación entre las normas es más práctico presentar los promedios de los cocientes entre las respuestas normativas y la respuesta crítica, para la gama de excentricidades en dos direcciones entre 0 £ e_x £ 0.2 y 0 £ e_y £ 0.2; se incluyen por tanto plantas uni-asimétricas y bi-asimétricas, dentro de los límites de regularidad estipulados. Así se presentan en la Figura 13, para ambos extremos de la planta, en función de los índices de rigidez torsional W de las plantas, y para distintos casos de periodos principales. Se escogieron plantas con B_x / B_y  = 2  y B_x = 35 m , ante sismos de Suelo Intermedio (Perfil S2 en la Norma Venezolana).

Los promedios se calcularon con la discretización De_x = De_y = 0.05. Encontramos que:

a) Para rigideces torsionales relativamente grandes (W  ³ 1.25), y para todos los casos de periodos, la Norma Venezolana se ajusta casi perfectamente a la respuesta crítica, tanto en la zona flexible como en la zona rígida de las plantas. Las Normas UBC/IBC se ajustan igualmente con valores ligeramente inferiores. La Norma Mexicana es algo más conservadora en esa zona con excesos de 10% a 25%.

b) Para rigideces torsionales moderadas (1 £  W £ 1.25), y para todos los casos de periodos, la Norma Venezolana es algo conservadora en ambos extremos de las plantas, las Normas UBC/IBC se ajustan bastante bien y la Norma Mexicana es algo conservadora

c) Para rigideces torsionales pequeñas (W £ 1) la Norma Venezolana es bastante conservadora en ambos extremos de las plantas, para todos los casos de periodos, a excepción del caso de extremo rígido y periodos cortos en que el exceso de la respuesta normativa es moderado. La misma condición se observa para la Norma Mexicana. Las Normas UBC/IBC resultan ser bastante conservadoras, en general más que las otras normas, para todas las situaciones.

Es bueno acotar que para los casos de rigideces pequeñas y moderadas el conservadurismo en los desplazamientos de los extremos no se mantiene para las líneas centrales, sino que la proporción de exceso vendría a ser aproximadamente proporcional a la distancia al C.M. Por tanto los excesos encontrados no indican un exceso similar en los costos de resistencia sísmica; en realidad, las plantas torsionalmente flexibles suelen tener mayores rigideces hacia el centro, de modo que los planos resistentes más costosos sufren excesos menores. Por el contrario, en los casos en que se evidencia un buen ajuste de los extremos, ese ajuste es obviamente válido para toda la planta.

En términos muy gruesos, todas las normas muestran mejor ajuste para las plantas torsionalmente más rígidas y peor ajuste para los extremos de las torsionalmente más flexibles. Comparando las normas entre sí, encontramos que en general la Norma Venezolana conduce a valores de diseño algo inferiores a la Mexicana; las excepciones son pocas y por diferencias pequeñas. Por otro lado la Norma Venezolana especifica valores de diseño ligeramente superiores a los de las Normas UBC/IBC para plantas torsionalmente rígidas a moderadas, mientras que para plantas torsionalmente flexible estas normas en general superan en valores de diseño a la Norma Venezolana.

Si los parámetros de "accidentalidad" presentados en la Sec. 2.4 se consideran válidos, la Norma Venezolana es preferible a la Mexicana en todas las situaciones, mientras que en relación con las Normas UBC/IBC, la Norma Venezolana sería prácticamente equivalente para las plantas torsionalmente más rígidas, ligeramente conservadora para plantas torsionalmente moderadas pero preferible para plantas torsionalmente flexibles.

Sin embargo, tenemos que recordar que el diseño estructural debe cubrir también los requerimientos de limitación de las demandas de ductilidad en cada elemento resistente cuando se produce respuesta inelástica ante sismos severos. Por tanto la evaluación del grado de conservadurismo del Método Estático debe tomar este caso en cuenta.

Una evaluación precisa del comportamiento inelástico de las estructuras diseñadas con el Método de la Torsión Estática Equivalente requiere la realización de análisis temporales bajo la acción de una colección adecuada de acelerogramas y el examen de las demandas de ductilidad que se producen en los extremos de las plantas. Entendemos por un buen comportamiento inelástico aquel en que las demandas de ductilidad máximas para el caso de respuesta torsional inelástica son semejantes a las demandas de ductilidad establecidas en las normas para el tipo estructural y grado de detallado (Nivel de Diseño en la Norma Venezolana), las cuales esperamos de la respuesta en traslación utilizando el Factor de Reducción (R) estipulado. Necesitamos cierta sobrerresistencia para suplir las acciones torsionales, y también una adecuada posición de la resultante de las fuerzas resistentes para que las demandas de ductilidad se balanceen entre las zonas rígida y flexible de las plantas, sin que se sobredemande alguna. Presentamos aquí una evaluación aproximada del comportamiento inelástico esperado, basada en ese par de condiciones globales que se han correlacionado con el mismo [8-10].

Para cada dirección llamamos resistencia de la planta a la suma de las resistencias de diseño del conjunto de planos resistentes orientados en esa dirección. Diferenciamos entre el valor necesario F₀ en el supuesto de que la respuesta fuera en traslación, y el valor de diseño F_dis que debe soportar las consecuencias de la torsión. Llamamos sobrerresistencia torsional a la relación F_dis / F_0, Centro de Fuerzas (C.F.) a la posición de la resultante de las fuerzas de diseño F_dis y excentricidad de las fuerzas (e^F ) a la distancia entre el C.R. y el C.F (véase Figura 1).

En la Figura 14 hemos graficado los valores de sobrerresistencia torsional (F_Y ,_dis / F_Y ,₀) y de posición relativa del C.F. ( ), correspondientes a la dirección Y para un conjunto de plantas bi-asimétricas, a los que conduce la aplicación de la Norma Venezolana,. Se presentan para tres relaciones de aspecto (B_x / B_y) de las plantas, la cual se encuentra que tiene cierta influencia en los valores estudiados, mientras que los periodos propios de la estructura influyen escasamente. Se observa un patrón de sobrerresistencias torsionales crecientes con el aumento de la flexibilidad torsional (excepto para plantas simétricas) que es a su vez mayor para las mayores excentricidades, de las que influye más la ortogonal a la dirección del análisis. Las sobrerresistencias torsionales son mayores para las fuerzas perpendiculares a la mayor dimensión de las plantas. Como resultado interesante, podemos comprobar que, para cada W, los promedios de sobrerresistencias torsionales de plantas con B_x / B_y = 2 y (B_x / B_y = 0.5 que representan las dos direcciones de una planta), son casi iguales a las sobrerresistencias torsionales de una planta con B_x / B_y = 1; es decir que la suma de las resistencias globales de diseño en ambas direcciones (y en consecuencia aproximadamente el costo de incorporar la resistencia sísmica) es prácticamente constante respecto a variaciones de la relación de aspecto.

En las Referencias [8] y [9] se indican recomendaciones para la sobrerresistencia torsional de plantas uni-asimétricas que se presentan, previas interpolaciones para los e indicados, como líneas a trazos en las Figuras 14(a), 14(c) y 14(e). En la Referencia [10] se recomienda una posición del C.F. que balancea las demandas de ductilidad de los extremos rígido y flexible de las plantas, donde el co- ciente e^F /e es función de W y prácticamente independiente de e. Se han presentado otras recomendaciones para la posición del C.F., como la estipulada en el Reglamento de Diseño por Sismo del D.F., México de 1987 [28], que para ductilidades Q > 3 exige que e – 0.1 B £  e^F  £  e; posteriormente, en la versión 1995 de ese Reglamento [18] se eliminó esta exigencia. En las Figuras 14(b), 14(d) y 14(f) se muestra el rango de cocientes e^F / e sugeridos por las Referencias [10] y [28]. 

Observamos que las sobrerresistencias torsionales derivadas con la Norma Venezolana resultan algo inferiores a las recomendadas en la Ref. [10]. Por tanto, aunque para sismos de servicio la Norma resultaba conservadora en las zonas de flexibilidades torsionales pequeñas, no lo es tanto para sismos severos si esas referencias se consideran válidas. Sin embargo, a favor de la Norma tenemos que sigue el mismo patrón de crecimientos con las excentricidades y la flexibilidad torsional. Para una relación de aspecto dada, los centros de fuerzas resistentes derivados de la aplicación del Método de Torsión Estática muestran una posición poco dependiente de las excentricidades, variando principalmente con la flexibilidad torsional. Es casi constante para plantas torsionalmente rígidas a moderadas y se acerca al C.R. cuando disminuye la rigidez torsional. Salvo ligeras excepciones (para relaciones de aspecto grandes pero excentricidades pequeñas, y por poco valor) el C.F. queda siempre colocado desde el C.M. hacia la zona rígida de la planta, en coincidencia con las recomendaciones citadas; en general queda entre el C.M. y el C.R., salvo para flexibilidades torsional muy pequeñas, para las que queda entre el C.R. y el extremo rígido. Igualmente el acercamiento al C.R. para las mayores flexibilidades torsionales coincide con las recomendaciones. Para plantas cuadradas (B_x/B_y = 1) y rigideces torsionales grandes la posición de C.F. queda casi en el centro entre el C.M. y el C.R. (e^F / e ≈ 0.5), mientras que para relaciones de aspecto mayores se acerca al C.M. y para relaciones menores se acerca al C.R. En general, puede considerarse que las posiciones del C.F. derivadas de la aplicación de la Norma son satisfactorias en cuanto a su patrón general, quedando pendiente la evaluación más precisa de las diversas demandas de ductilidad a que conduce en los extremos de las plantas.

Se presentó la respuesta torsional elástica de las plantas en términos de los desplazamientos de sus extremos rígido y flexible, para plantas uni-asimétricas y bi-asimétricas, en condiciones nominales y con adición de efectos accidentales. Se expusieron los fundamentos de éstos, incluyendo resultados estadísticos de la variación de las excentricidades de las plantas.

Los métodos torsionales fueron ubicados en el contexto de los métodos de análisis generales y las diferentes variantes internacionales. Se presentó una justificación del coeficiente de excentricidad accidental de la Norma Venezolana.

Los valores de diseño de las Normas Venezolana, México-DF y UBC/IBC fueron evaluados, comparándolos con las envolventes críticas accidentales. Se encontraron semejanzas entre las diversas normas, con algunas diferencias menores de ajuste. La Norma Venezolana presenta un ajuste casi exacto para plantas torsionalmente rígidas pero conservador para las torsionalmente flexibles, aunque dependiente de los periodos principales de la estructura y de la rigidez torsional. Las tres normas mantienen tendencias similares.

Se efectuó una valoración aproximada de la respuesta inelástica esperada derivada de la aplicación de la Norma Venezolana, a través de la sobrerresistencia torsional y la posición de la resultante de las fuerzas resistentes. Esta posición resulta adecuada, mientras que la sobrerresistencia torsional deviene algo menor que la recomendada en algunas publicaciones, aunque sigue un patrón de variaciones semejante. La potencial respuesta inelástica puede considerarse razonablemente satisfactoria. Sin embargo, se recomienda la realización de estudios inelásticos más completos que evalúen concretamente las demandas de ductilidad en los extremos de las plantas, que se deriven de la aplicación de la Norma.

Adicionalmente, a expensas de una complicación de las fórmulas, puede plantearse la posibilidad de obtener un método estático más exacto si se establecen variaciones de los parámetros de la torsión intrínseca en función de los periodos principales de la edificación, y variaciones del coeficiente de excentricidad accidental en función de los mismos periodos y del grado de rigidez torsional.

Los autores agradecen el soporte dado por el Fondo Nacional de Investigaciones Científicas y Tecnológicas, FONACIT, bajo el Proyecto S1-2000000606.

1. COVENIN 1756-1:2001, "Edificaciones Sismorresistentes", Caracas, 2001.        [ Links ]

2. Rosenblueth E., Elorduy J., "Responses of linear systems to certain transient disturbances", 4^th World Conference on Earthquake Engineering, Chile, 1969.        [ Links ]

3. Der Kiureghian A., "A response spectrum method for random vibration analysis of MDF systems", Earthquake Engng. Struct. Dyn. Vol. 9, 419-435, 1981.        [ Links ]

4. Newmark N., "Torsion in symmetrical buildings", 4^th World Conference on Earthquake Engineering, Chile, 1969.        [ Links ]

5. Kan C.L., Chopra A.K., "Coupled lateral-torsional response of buildings to ground shaking", Report No. UCB/EERC-76/13, Earthquake Engineering Research Center, University of California at Berkeley, 1976.        [ Links ]

6. Chandler A.M., Duan X.N., "Evaluation of factors influencing the inelastic seismic performance of torsionally asymmetric buildings", Earthquake Engineering and Structural Dynamics, Vol. 20, 1991.        [ Links ]

7. Tso W.K., Zhu T.J., "Strength distribution for torsionally unbalanced structures", 10^th World Conference on Earthquake Engineering, Madrid, 1992.        [ Links ]

8. De Stefano M., Faella G., Ramasco R., "Inelastic spectra for eccentric systems", 10^th World Conference on Earthquake Engineering, Madrid, 1992.        [ Links ]

9. De Stefano M., Faella G., Ramasco R., "Inelastic seismic response of one-way plan-asymmetric systems under bi-directional ground motions", Earthq. Engrg. Struc. Dyn; Vol. 27, pp 363-376, 1998.        [ Links ]

10. Mittal A.K., Jain A.K.; "Effective strength eccentricity concept for inelastic analysis of asymmetric structures" Earthq. Engrg. Struc. Dyn; Vol. 24, 69-84, 1995.        [ Links ]

11. De La Llera, J.C., Chopra A.K., "Accidental and natural torsion in earthquake response and design of buildings", Report No. UCB/EERC-94/07, Earthquake Engineering Research Center, University of California at Berkeley, (1994).        [ Links ]

12. Goel R.K., Chopra A.K., "Dual-level earthquake resistant design approach for asymmetric-plan buildings", 5^th U. S. National Conference on Earthquake Engineering, Chicago, 1994.        [ Links ]

13. Dempsey K.M., Tso W.K., "An alternative path to seismic torsional provisions", International Journal of Soil Dynamics and Earthquake Engineering", Vol. 1, No. 1, pp. 3-10, 1982.        [ Links ]

14. Hernández J.J., López O.A., "Respuesta de las líneas resistentes de edificios asimétricos a excitaciones sísmicas traslacional y rotacional", 3^a Conferencia Latinoamericana de Ingeniería Sísmica, Guayaquil, Ecuador, 1984.        [ Links ]

15. Hernández J.J., "La torsión dinámica en planta bajo excitación sísmica", Trabajo de Grado para M. Sc. en Ingeniería Sismorresistente, Facultad de Ingeniería, Universidad Central de Venezuela, 1997.        [ Links ]

16. Hernández J.J., López O.A., "Respuesta de plantas uni-asimétricas a sismo bidireccional", Revista Técnica de la Facultad de Ingeniería, Universidad del Zulia, Maracaibo, Vol. 22, Nº 3. , 1999.        [ Links ]

17. Hernández J.J., López O.A., "Respuesta de edificios bi-asimétricos a sismos ortogonales simultáneos", Boletín Técnico, Vol. 37, IMME, Fac. de Ingeniería, U.C.V., 1999.        [ Links ]

18. Gaceta Oficial del Distrito Federal, "Normas Técnicas Complementarias para Diseño por Sismo", México, 1995.        [ Links ]

19. International Conference of Building Officials (ICBO), "1997 Uniform Building Code", Volume 2, Structural Engineering Design Provisions, Whittier, CA, 492 p., 1997.        [ Links ]

20. International Code Council Inc.(ICC), "International Building Code", Birmingham, AL., U.S.A, 2000.        [ Links ]

21. López O.A., Chopra A.K., Hernández J.J., "Critical response of structures to multicomponent earthquake excitation", Earthquake Engng. Struct. Dyn., Vol. 29, p. 1759-1778, 2000.        [ Links ]

22. López O.A., Hernández J.J., "Response spectra for two horizontal seismic components and evaluation of the CQC3-rule". Seventh U.S. National Conference on Earthquake Engineering, Boston, 2002.        [ Links ]

23. SANZ, "Code of practice for general structural design and design loadings for buildings. NZS 4203: 1992", Standards Association of New Zealand, Wellington, 1992.        [ Links ]

24. NRCC, "National Building Code of Canada", Associate Committee on the National Building Code", National Research Council of Canada, Ottawa, 1990.        [ Links ]

25. CEN, Comité Europeo de Normalización. Eurocódigo 8: Disposiciones para el proyecto de estructuras sismorresistentes. Bruselas, Bélgica, 1998.        [ Links ]

26. DIN, "Bauten in deutschen Erdbebengebieten. DIN 4149, Teil 1", Deutsches Institut für Normung, Berlin, 1981.        [ Links ]

27. JMC, "Earthquake Resistant Regulations for Building Structures in Japan", Japan Ministry of Construction, Tokio, 1980.        [ Links ]

28. Gaceta Oficial del Distrito Federal, "Normas Técnicas Complementarias para Diseño por Sismo", México, 1987.        [ Links ]