EDICIÓN DIGITAL

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Durante más de cincuenta años, esta revista ha sido testigo y protagonista de la evolución de la ingeniería estructural en Argentina. Edición tras edición, supo dar cuenta de las obras más relevantes realizadas en el país, reflejando no solo la dimensión técnica de los proyectos, sino también el compromiso, el ingenio y la vocación transformadora de los profesionales que los hicieron posibles. Fue —y seguirá siendo— un espacio privilegiado para el intercambio de ideas, el análisis crítico y la divulgación de valiosas experiencias para las nuevas generaciones de ingenieros estructurales.

Esta rica historia, construida con el esfuerzo sostenido de un grupo de colegas profundamente comprometidos con la disciplina, nos honra e impulsa a seguir adelante. En tiempos de cambios acelerados, la digitalización de la revista no implica abandonar nuestra tradición, sino proyectarla hacia el futuro.

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Queremos que esta revista digital siga siendo un faro para la profesión, un lugar donde convivan la excelencia técnica, el debate plural y la mirada estratégica sobre los desafíos estructurales de nuestro tiempo. Queremos que más voces se sumen: las de quienes construyen, investigan, enseñan y diseñan con pasión y responsabilidad en todo el territorio argentino y la región.

Los invitamos a recorrer esta edición con la misma curiosidad, admiración y sentido crítico que nos acompañó durante medio siglo. Hoy damos un paso adelante, pero seguimos transitando el mismo camino: el de una ingeniería estructural argentina sólida, comprometida y en diálogo constante con su sociedad.

Bienvenidos a esta nueva etapa.

Nuestra historia continúa…

Se estudió el comportamiento de barras de acero al carbono en mortero carbonatado mediante curvas de polarización, comparando con barras en estado pasivo. Además, se expusieron las probetas carbonatadas a diferentes ambientes y se midieron, de manera periódica, parámetros electroquímicos como potencial y velocidad de corrosión, resistividad de la matriz de mortero y disponibilidad de O₂. Los resultados muestran que las dos condiciones más agresivas, desde el punto de vista de la corrosión son: ciclos de inmersión-secado y exposición a un ambiente con humedad relativa del 98%.

Polarization behaviour of activated carbon steel rods in carbonated mortar specimens was investigated and compared with that obtained with passivated steel rods. Besides, the corrosion potential and the corrosion rate of carbon steel in carbonated mortar exposed to different environmental conditions, as well as the mortar resistivity were measured on a regular basis. The results showed that the most aggressive conditions, from the corrosion point of view, are: alternate wetting-drying cycles, and an environment with 98% relative humidity.

Introducción

El hormigón armado es un material compuesto de amplio uso ingenieril que resulta de la unión eficiente de dos materiales: el hormigón y el acero de refuerzo. Se trata del material estructural más utilizado en la construcción de obras como puentes, carreteras, muelles, etc. Si bien existen muchos ejemplos de comportamiento satisfactorio del hormigón armado por largos períodos, se encuentra que este material también se deteriora a través del tiempo, tanto debido a procesos de degradación del propio hormigón como a la corrosión de las barras de refuerzo¹.

La vida en servicio de estructuras de hormigón armado, que se degradan por corrosión, puede dividirse en dos fases: la iniciación y la propagación de la corrosión. En la fase de iniciación, el acero de refuerzo no se degrada debido a la presencia de una capa pasiva superficial que se forma debido al pH del hormigón (≈13). La etapa de iniciación es el periodo de tiempo en el cual los agentes agresivos alcanzan las armaduras y destruyen esta capa pasiva (local o generalmente). Una vez destruida la capa pasiva, la degradación del acero por corrosión comienza. La etapa de propagación es el periodo de tiempo en el cual el acero se degrada. Esta etapa de propagación termina cuando el nivel de deterioro es tal que la estructura queda fuera de servicio².

Durante la fase de iniciación, el ingreso de agentes agresivos como CO₂ y cloruros pueden depasivar la barra de refuerzo. En el caso de la carbonatación, la alcalinidad del hormigón puede ser neutralizada por el CO₂ que ingresa desde la atmósfera, reacciona con el hidróxido de calcio y disminuye el pH de la solución de poros a un valor cercano a 9, donde la capa pasiva del refuerzo ya no es estable. En el caso de los iones cloruros, ingresan al hormigón desde el ambiente y al alcanzar un nivel crítico de concentración sobre la barra de refuerzo pueden eliminar la capa pasiva de manera localizada. La duración de la fase de iniciación depende del espesor y la calidad del recubrimiento de hormigón, la concentración de agentes agresivos en el ambiente, las condiciones atmosféricas (humedad y temperatura) y la concentración de iones cloruros (umbral) o valor de pH necesario para que la capa pasiva se destruya.

En la literatura se encuentran trabajos que estudian el comportamiento a la corrosión de las barras de refuerzo mediante estructuras reales³, probetas de laboratorio⁴ y soluciones de poros simuladas (SPS)⁵.

En particular, el proceso de corrosión de barras de acero inducida por la carbonatación de estructuras de hormigón ha sido estudiado hace por lo menos 40 años. Diversos enfoques sobre los mecanismos involucrados buscaron explicar la cinética del proceso6. A partir de la medición de parámetros electroquímicos se abordó la influencia de la resistividad de la matriz de poros (electrolito) y la disponibilidad de O₂ en el proceso de corrosión. En particular, se ha considerado que el mecanismo que controla el proceso podría ser la resistividad, conocido como control óhmico. De esta manera se enfocaron en las variaciones de la resistividad de la matriz de poros como factor controlante de la conducción iónica necesaria para el proceso de corrosión, mecanismo que se probó incorrecto⁷. Luego, Glass et. al propusieron el mecanismo de control anódico-resistivo, donde la reacción anódica (disolución del Fe) estaría controlada por la resistividad mientras que el proceso de corrosión estaría bajo control anódico; de esta forma la resistividad del mortero afectaría más a la reacción anódica que a la reacción catódica (reducción del O₂ disponible)⁸.

Luego, se propuso la disponibilidad de electrolito en la superficie de la barra como un factor controlante del proceso de corrosión, siendo determinante en este sentido el grado de porosidad del mortero y de saturación de dichos poros, involucrando la humedad relativa (HR) del ambiente⁹.

En el presente trabajo se pretende contribuir a la discusión sobre el mecanismo de corrosión inducida por carbonatación estudiando el proceso a partir de barras en estado activo. De esta manera se parte de barras que están sufriendo corrosión generalizada, para luego ingresar las probetas a los diferentes ambientes de exposición.

Materiales y metódos

Se realizó una serie de experimentos para estudiar el proceso de corrosión inducida por carbonatación en mortero carbonatado. Para ello se realizaron probetas prismáticas de mortero de relación a/c/a=1/1/5, obteniéndose una pasta porosa que facilitó la carbonatación. Las probetas de mortero se fabricaron empleando moldes metálicos de 7x7x6 cm utilizando cemento portland normal (CPN 40 ARS, Loma NegraTM), cuya composición química se detalla en la Tabla 1.

Tabla 1: Composición química del cemento portland normal utilizado.

Compuesto	%p/p	Compuesto	%p/p
SiO₂	19,86	MgO	1,60
CaO	63,82	Na₂O	0,01
Al₂O₃	4,11	K₂O	0,93
Fe₂O₃	4,19	Cl–	0,03
SO₃	1,73
Residuos insolubles	2,65	Pérdida por calcinación	0,87

En total se fabricaron 14 probetas prismáticas con 4 barras de refuerzo cada una (C1 a C14) con un espesor de recubrimiento de 10 mm, algunas de las cuales poseían un electrodo de óxido mixto (MOM por sus siglas en inglés) en el centro para realizar mediciones electroquímicas. Como barra de refuerzo se utilizó un acero al carbono (AC) SAE 1040 de 6mm de diámetro, cuya composición química se presenta en la tabla 2.

Tabla 2: Composición química del acero SAE 1040 utilizado

Aleante	%p/p	Aleante	%p/p
C	0,39	S	0,005
Si	0,30	Cr	0,04
Mn	0,66	Ni	0,02
P	0,007	Mo <	0.003
Fe	Balance

En todos los casos, antes de ser colada la pasta de mortero se delimitó el área de las barras con cinta aisladora para tener una superficie expuesta de 6,6 cm², y evitar la corrosión por rendija en la interfaz mortero-aire. Además, se fabricaron 10 probetas cilíndricas sin barra de refuerzo (T1 a T10) para medir el avance del frente de carbonatación (algunas de las cuales se muestran en la Fig. 1). Todas las probetas se dejaron carbonatar naturalmente en el ambiente de laboratorio presentado en la Fig. 1.

Una vez confirmado que las barras de AC de las probetas prismáticas se encontraban en estado activo producto de la carbonatación natural del mortero que las rodeaba, se ingresaron las probetas a los diferentes ambientes (Fig. 4).

Se midieron cada 15 días diversos parámetros electroquímicos: potencial decorrosión (Ecorr), densidad de corriente de corrosión (icorr), velocidad de corrosión
(Velcorr), resistividad de la matriz de mortero (ρ) y disponibilidad de oxígeno (iO₂).Para el procesamiento de los datos se desarrolló un programa mediante el software Matlab. A continuación se presentan los resultados luego de 255 días de medición.

En la Fig. 6 se presenta la evolución de la densidad de corriente de corrosión (icorr) y de la velocidad de corrosión (Velcorr) a lo largo del tiempo, distinguiendo diferentes niveles de corrosión en base a lo sugerido por McCarter et. al¹². Se observa que para el ambiente H98 las barras de refuerzo presentan un nivel de corrosión alto, alcanzando una pérdida de material estimada de 40 μm/año. Para los ambientes SH₂O y LAB se observa un comportamiento similar, alcanzando un nivel moderado de corrosión entorno a los 10 μm/año. Finalmente, en el ambiente AH₂O nuevamente se observa un comportamiento alternado pero con un nivel de corrosión promedio en aumento, ubicándose en los 4 μm/año en los ciclos de secado y superando los 40 μm/año en los ciclos de inmersión.

A partir de los gráficos presentados, se observa que los valores de velocidad de corrosión se mantienen elevados para los ambientes SH₂O, AH₂O y H98, más allá de una reducción en la disponibilidad de O₂ a lo largo del tiempo. De esta manera se observa que la disponibilidad de O₂ no es un factor limitante para el proceso de corrosión en mortero carbonatado, coincidiendo con lo propuesto por González et. al¹³. La búsqueda de relaciones entre parámetros electroquímicos como Ecorr y ρ con icorr resulta de interés al momento de realizar mediciones en estructuras reales. La posibilidad de realizar mediciones de Ecorr y ρ sin requerir acceso a la barra de refuerzo simplifica las inspecciones. Sin embargo, a partir de las mediciones realizadas no se comprueba la relación lineal entre icorr y ρ propuesta por Feliu et. al⁷. Tampoco se observa una relación entre icorr y el Ecorr, como la propuesta por Glass et. al para probetas de mortero similares a las de este trabajo pero con 0,4% de Cl⁸. En la Fig. 9a se presenta un gráfico de icorr vs Ecorr, utilizando los valores de icorr correspondientes sólo al estado activo¹²; no se observa la relación lineal propuesta por Glass et. al para ninguno de los ambientes. En la Fig. 9b se presenta un gráfico icorr vs ρ y tampoco se puede establecer una relación entre ambos parámetros.

Los resultados muestran que las dos condiciones más agresivas desde el punto de vista de la corrosión son: ciclos de inmersión-secado y exposición a un ambiente con humedad relativa del 98%. A su vez, los valores de resistividad de la matriz de mortero carbonatado son mayores a los de un mortero sin carbonatar. Por otro lado, la disponibilidad de oxígeno, medida a partir de iO₂, no pareciera ser un factor limitante para el proceso de corrosión. No se encontraron relaciones entre Ecorr y ρ con icorr, por lo que la medición directa de la densidad de corriente de corrosión sigue siendo el parámetro que mejor representa el estado de la barra de refuerzo desde el punto de vista de la corrosión.

Se agradece el apoyo de la Agencia Nacional de Promoción Científica y Tecnológica a través del proyecto PICT 2016-0082.

El mapa de Zonificación Sísmica de Argentina tuvo su primera versión publicada en 1964 con el Proyecto de Reglamento Argentino para Estructuras de Hormigón (PRAEH). Sus actualizaciones en 1977 y en 1983, sectorizan el territorio argentino en 5 Zonas Sísmicas (0, 1, 2, 3 y 4) establecidas actualmente en Reglamento INPRES-CIRSOC 103 Parte-I.
El Nuevo Mapa de Amenaza Sísmica desarrollado por el INPRES, resulta de un estudio probabilístico con 5 etapas fuertemente analizadas: 1) Integración y unificación de bases de datos (INPRES, USGS, CSN, ISC, SISRA y CMT) para constituir un catálogo completo con más de 200.000 datos de eventos sísmicos independientes, 2) Regionalización del territorio argentino y de países vecinos en 311 fuentes sísmicas con características distintas, 3) Análisis de la sismicidad y de la Ley Gutenberg-Richter para cada fuente sísmica, 4) Selección de modelos de atenuación, y 5) la Aplicación de un Árbol Lógico teniendo en cuenta la incertidumbre epistémica de todas las variables involucradas. Los resultados del nuevo mapa muestran similitudes respecto de su predecesor en ciudades como San Juan, Mendoza, Salta, Jujuy, Catamarca, Ushuaia y La Rioja. Sin embargo, evidencia significativas diferencias en las localidades de Santiago del Estero, San Luis y la Ciudad Autónoma de Buenos Aires.

The Seismic Zonation map of Argentina had its first version published in 1964 with the Argentine Regulation Project for Concrete Structures (PRAEH). Its upgrades in 1977 and 1983, separated the argentine territory into 5 Seismic Zones (0, 1, 2, 3 and 4), currently established in INPRES-CIRSOC Regulation 103 Part-I.
The New Seismic Hazard Map developed by INPRES, resulted from a probabilistic study with 5 strongly analyzed stages: 1) Integration and unification of databases (INPRES, USGS, CSN, ISC, SISRA and CMT) to constitute a complete catalog with more than 200,000 data from independent seismic events, 2) Regionalization of the Argentine territory and neighboring countries into 311 seismic sources with different characteristics, 3) Analysis of seismicity and the Gutenberg-Richter Law for each seismic source, 4) Selection of Ground motion Prediction Models (GMPM), and 5) the Application of a Logic Tree taking into account the epistemic uncertainty of all the involved variables. The results of the new map show similarities with respect to its predecessor in cities such as San Juan, Mendoza, Salta, Jujuy, Catamarca, Ushuaia and La Rioja. However, there are significant differences in the localities of Santiago del Estero, San Luis and the Ciudad Autónoma de Buenos Aires.

ANTECEDENTES

Los primeros resultados en un mapa de Zonificación Sísmica de Argentina se publicaron en 1964 con el Proyecto de Reglamento Argentino para Estructuras de Hormigón (PRAEH), y si bien fue aplicado en las primeras normas de construcción de la República Argentina (INPRES, 1972), poca información se puede obtener hoy sobre su origen y metodología. Posteriormente, el Instituto Nacional de Prevención Sísmica (INPRES) en su Publicación Técnica N° 5 (INPRES, 1977) muestra la metodología y los resultados de la primera actualización del mapa de Peligrosidad Sísmica de Argentina. Este mapa analizó la actividad sísmica en la República Argentina desde dos puntos de vista: 1) el estudio detallado de los terremotos destructivos a partir de la información histórica recopilada, y 2) el análisis probabilístico de los datos instrumentales existentes para el periodo comprendido entre los años 1920 y 1976, teniendo como objetivo principal establecer por medio de una zonificación adecuada, los diferentes grados de Peligrosidad Sísmica del territorio nacional. Como parte de este trabajo, se realizaron mapas de isosistas a partir de los sismos cuyas intensidades máximas (en escala Mercalli Modificada) fueron iguales o superiores a VII, y luego superpusieron los resultados para obtener un mapa de máximas intensidades ocurridas en el país (Sánchez, G., 2022). Posteriormente, se analizó la distribución de aceleraciones máximas producidas punto a punto por cada uno de los sismos ocurridos en el período 1920-1976, para luego obtener las constantes que caracterizan la relación entre frecuencia media y aceleración máxima para cada punto. Finalmente, lograron obtener un mapa de intensidades máximas (aceleraciones) probables de producirse en el país en un intervalo de tiempo de 100 años y para aceleraciones máximas de 5%, 10% y 20% de la gravedad (INPRES, 1977). Dicho resultado fue menos conservador que el mapa anterior de 1964, ya que en 1977 se realizó el primer Estudio Probabilístico de Peligrosidad Sísmica, considerando entre sus datos la frecuencia de ocurrencia de los sismos destructivos (INPRES,1977 y Sánchez, G., 2022). En aquel entonces, los resultados mostraron que:

• Las ciudades de San Juan y Mendoza tienen un riesgo superior al 80% de que ocurra una aceleración máxima del 20% de la gravedad, equivalente a intensidad IX, en 100 años.
• Salta y Jujuy tendrían alrededor del 60% de probabilidad de ser expuestas a una intensidad de VIII en 100 años.
• Catamarca, La Rioja, Tucumán y Bariloche con probabilidad de más del 75% de sufrir consecuencias por una intensidad de VII en 100 años.
• Córdoba, San Luis, Santiago del Estero y Neuquén, con menor porcentaje de riesgo.

Luego en el reglamento INPRES-CIRSOC 103 del año 1983 (INPRES-CIRSOC, 1983), el mapa de peligrosidad sísmica fue actualizado nuevamente, contemplando cambios significativos en varias localidades de Argentina (Figura 1), incluyendo una disminución de la Peligrosidad Sísmica en Salta, Jujuy, Mendoza y San Juan, y un aumento en la zona cordillerana de la Patagonia Argentina.

Desde entonces el Mapa de Peligrosidad Sísmica de Argentina no ha sido actualizado y es el que se encuentra actualmente en vigencia.

Otros estudios de Peligrosidad Sísmica realizados para el territorio argentino se describen y analizan en la tesis doctoral de Sánchez, publicada en el año 2022.

Figura 1. Mapa de Zonificación Sísmica de Argentina actualmente en vigencia aplicado en las Normas INPRES-CIRSOC para construcciones Sismorresistentes (Tomado de INPRES, 2021). Las aceleraciones corresponden a un periodo de 50 años con una probabilidad de excedencia del 10%.

Los modelos empíricos simples de decaimiento exponencial utilizados están basados en los registros tomados de la base de datos del INPRES (INPRES, 2020a) para la ocurrencia de réplicas de los sismos superficiales de M_W 6.0 el 27/02/2010 en Salta, M_W 5.8 el 06/10/2011 en Jujuy, M_L 5.2 el 28/10/2019 en San Juan, M_L 5.3 el 02/02/2017 en Mendoza, M_L 4.2 el 19/11/2019 en Mendoza, M_L 4.3 el 28/08/2019, M_L 3.8 el 31/05/2019 en La Rioja, según las ecuaciones:

Distancia (km) = 2.31045 e^(0.53309Mw) Ec. 1

Tiempo (días) = 9.49554 e^(0.28795Mw) Ec. 2

La simplicidad de estas ecuaciones, se debe a que el modelo de datos de entrada para la remoción de réplicas en catálogos utilizado por las subrutinas ASSO y CLUSTER de SEISAN, trabajan a partir de tablas y de modelos exponenciales. La forma de aplicar estas ecuaciones se entiende a partir de la ocurrencia de un sismo de magnitud Mw, los programas eliminarán todos los sismos con magnitud menor o igual a Mw-1.2 en un radio de “Distancia”, que ocurran durante un “Tiempo” determinado por las ecuaciones respectivas. Esta manera óptima y rápida de eliminar réplicas de catálogos, tiene como defecto ser poco específica y demasiado general para aplicar a todos los casos de Argentina y alrededores, por lo que la elección de que estas ecuaciones eliminen por defecto la cantidad apropiada de eventos disparados, se compensa con revisión manual necesaria en cada zona de sismicidad homogénea.

Luego de haber removido las réplicas aplicando las ecuaciones 1 y 2, el Catálogo Completo queda constituido por un total de 204204 eventos sísmicos. De los cuales 92535 son superficiales, 110589 son de profundidad intermedia y 1080 son profundos. El catálogo tiene datos desde el año 1471 (sin fecha exacta del terremoto de ese año) al 31 de diciembre de 2019, incluyendo magnitudes Mw que varían de 0.5 a 9.5. Para más detalles ver el Resumen Ejecutivo: Nuevo Mapa de Peligrosidad Sísmica de Argentina (INPRES, 2022).

Regionalización

Una vez conformado el Catálogo Completo, el Estudio Probabilístico de Amenaza Sísmica (EPAS o EPPS) requiere que la distribución de sismos sea definida en el espacio, con una distancia medible a cada punto en el que se desea calcular la Peligrosidad Sísmica. Esto ha sido tradicionalmente logrado a través de la delineación geográfica de Zonas Simológicas; se evita el término Zona Sísmica para que no se confunda con el concepto utilizado en el reglamento INPRES-CIRSOC (2018) de construcciones sismorresistentes y en el Manual de Prevención Sísmica (INPRES, 2017). La delimitación de estas Zonas (como sinónimo de Zona Sismológica en este trabajo) está basada en la interpretación de información sismológica, geológica y geofísica disponible, teniendo en cuenta regiones con patrones regulares u homogéneos de distribución espacial de sismicidad, estructuras geológicas conocidas e información de características en común de mecanismos focales.

Los criterios fundamentales para definir una zona sismológica son que (1) la ocurrencia de sismos se encuentre uniformemente distribuida para aquellos con magnitud mayor o igual a un valor umbral dentro de la Zona delimitada, y (2) que la ocurrencia de sismos se considera entre una magnitud mínima (Mmin) obtenida a partir de la completitud del catálogo, y una magnitud máxima (Mmax) representativa del mayor terremoto probable de ocurrir, que puede ser obtenido a partir de la magnitud máxima del catálogo o de la tasa de ocurrencia de sismos de diferentes magnitudes en dicha base de datos (por ejemplo, el método de Gumbel tipo III. Gumbel, 1954) (Reiter, 1990).

En este trabajo se consideró en una primera instancia el comportamiento sismológico de las Zonas Sismológicas siguiendo los 2 criterios fundamentales publicados por Reiter (1990); a esta distribución geográfica de Zonas se le denominó Regionalización 1. Por otra parte, se realizó una Regionalización 2 en donde la geometría de las Zonas Sismológicas estará asociada principalmente a las provincias y estructuras geológicas, y en segundo plano a las distribuciones de sismicidad.

Regionalización Sismológica

La división geográfica de la sismicidad se analizó por separado 3 veces, teniendo en cuenta todos los sismos con magnitud mayor o igual a Mw 2.0, Mw 2.5 y Mw 3.0. A diferencia de otros trabajos de cálculo de Amenaza Sísmica que consideran únicamente magnitudes umbrales superiores a 4.0-5.0, este estudio se enfoca en utilizar la mayor cantidad de datos posibles; y sobre todo, los de sismos de magnitudes más bajas, ya que en muchas regiones del país, la cantidad de registros de sismos con magnitud mayor o igual a 4.0 no permite obtener un tamaño de catálogo suficiente para la determinación de resultados confiables para la Ley Gutenberg-Richter. Por otra parte, si se consideran extensiones de superficie suficientemente grandes para que los catálogos de cada Zona permitan resultados confiables para la Ley G-R, tiende a repetirse la circunstancia de ser extensiones areales demasiado grandes que implican drásticos aumentos (no justificables desde la experiencia) en la peligrosidad sísmica de varias localidades.

Aplicando todos los criterios descriptos, la Regionalización 1 consta de un total de 158 Zonas Sismológicas incluyendo la sismicidad en Chile, en el sur de Bolivia, en el Pasaje de Drake e Islas Malvinas.

Regionalización Geológica

El primer factor para considerar una regionalización basada en provincias geológicas, radica en que cada una se caracteriza por tener similar composición de la roca, estilo estructural propio, y haber sido sometida a una misma historia geológica. Esto sugiere que el comportamiento de la roca ante esfuerzos tectónicos sea similar en toda la provincia geológica, los módulos elásticos asociados a ésta serían semejantes y como consecuencia, también la máxima energía mecánica potencial de deformación (Stein, 2003). Toda esta serie de asociaciones concluye en que todas las fuentes sismogénicas que se encuentren en una misma provincia geológica tienen el mismo potencial de magnitud máxima de sismos.

Las provincias y fallas geológicas utilizadas en este trabajo y consideradas para la Regionalización 2, responden a las descripciones de Ramos (1999a, 1999b y 2017), PMA-GCA (2009), Costa (2016) y SEGEMAR (2020). Una vez realizada la nueva regionalización considerando las provincias y fallas geológicas, la región de estudio quedó dividida en 153 zonas.

Detalles, mapas y figuras correspondientes a las 2 regionalizaciones se encuentran en el Resumen Ejecutivo: Nuevo Mapa de Peligrosidad Sísmica de Argentina (INPRES, 2022).

Análisis por zona

Análisis de Catálogo

Los 92535 registros contenidos en el Catálogo Completo de sismos superficiales fueron agrupados de 2 maneras distintas, en 311 Zonas Sismológicas correspondientes a las Regionalizaciones 1 y 2. Para cada una de ellas el primer paso de procesamiento es un análisis de catálogo de la Zona, revisando manualmente los datos de fechas y conversiones de magnitudes, controlando y/o corrigiendo cualquier dato con magnitud 3.0 o superior que pueda haber sido convertido erróneamente. Se revisan nuevamente la posible existencia de duplicados y se realiza un análisis de completitud de catálogo, determinando a partir de qué año se considera completo el catálogo para sismos de diferentes magnitudes.

En este trabajo se utilizaron los algoritmos de Kijko y Smit (2012), Ordaz y Guiraldo (2018) y un método propio (INPRES, 2022; y Sánchez 2022) para calcular la ley Gutenberg-Richter para cada zona. Todos los métodos mencionados utilizan periodos de completitud parciales del catálogo para las diferentes magnitudes. La mejor forma que se encontró para determinar la completitud del catálogo según diferentes magnitudes, es a través de una gráfica de Cantidad acumulada de sismos Vs Tiempo (años) (Ottemöller y cía., 2017), tal y como se muestra en la Figura 2.

Figura 2. Ejemplo de determinación de la completitud del Catálogo según las diferentes magnitudes. Este caso corresponde a la Zona al noroeste de San Luis. Más detalles, ejemplos y otros análisis de completitud de catálogo para las diferentes zonas, se puede ver en el Resumen Ejecutivo: Nuevo Mapa de Peligrosidad Sísmica de Argentina.

Este ha sido uno de los factores más importantes a la hora de realizar el estudio de peligrosidad sísmica, ya que tiene fuertes efectos y produce grandes diferencias en los resultados finales cuando se trata de estructuras activas en los primeros 15 km de profundidad. Siendo la profundidad de cada Zona, la variable con menos información y mayor incerteza, es también en donde los resultados más dependen de criterios, que de cálculos. Con el objetivo de disminuir al máximo la subjetividad en la estimación de este parámetro, en este trabajo se consideró la aplicación de un algoritmo que obtuviera el promedio del 67% central de los datos, a partir de los cálculos de una media móvil Z y, un ancho de capa ΔZ variable para ajustar a la cantidad de datos necesaria.

Debido a la variabilidad de la profundidad de los focos sísmicos en las diferentes Zonas, fue necesario hacer una segunda estimación de la profundidad media con el 50% central de los datos; ya que en el modelo anterior algunas Zonas tenían un techo con profundidad menor a los 5km y esto generaba valores exagerados de aceleraciones de suelo para los sismos de magnitudes máximas.

Las profundidades de las Zonas Sismológicas serán incorporadas al Modelo Sismotectónico en forma de 3 capas con espesor igual a 2/3∆z. El techo de la primera capa se encuentra a una profundidad de z-∆z km, el techo de la capa intermedia a z-1/3∆z km, y la última capa comienza a una profundidad de z+1/3∆z km; de esta manera la media calculada se encuentra en el centro de la capa intermedia y el rango de profundidades posibles incluidos en el Modelo Sismotectónico va desde z-∆z a z+∆z, que es el mismo que el rango de profundidades incluyendo al menos el 67% y 50% de los datos del catálogo de la Zona (Figura 3).

La herramienta de utilizar 3 capas en vez de 1, surge de aplicar un criterio que defina mejor la distribución de focos sísmicos, que una simple distribución homogénea en una capa. Esto refiere a que, considerar una sola capa con los parámetros sismológicos λ (tasa anual de ocurrencia de sismos con magnitud igual o mayor a una magnitud de corte Mmin), b (pendiente en la Ley G-R) y U (Magnitud máxima estimada) en donde estos parámetros son constantes en todos los puntos de la capa, puede ser mejor representada como 3 capas, con λ’, λ’’ y λ’’’ igual al 25%, 50% y 25% del valor de λ, respectivamente en las capas 1, 2 y 3, según se muestra en la Figura 3.

Estimación de la magnitud máxima a ocurrir (U)

La incorporación del sismo de magnitud máxima para las fuentes sísmicas definidas es una tarea importante y fundamental en el Estudio de Peligrosidad Sísmica (EPPS o EPAS). Para los EPPS que abordan amenazas de baja probabilidad (es decir, amenazas con período de retorno largo), los terremotos de magnitud máxima pueden dominar las evaluaciones del movimiento del suelo. En los análisis probabilísticos, el terremoto máximo se define como el terremoto que se considera como físicamente capaz de ocurrir dentro o sobre una fuente sísmica definida en el régimen de esfuerzo tectónico contemporáneo. Otro término que define tal evento es terremoto máximo creíble (División de California de Minas y Geología, 1975) (normas ICOLD 2016). La estimación de la magnitud máxima del terremoto es posible principalmente porque los datos empíricos indican una correlación entre magnitud y parámetros de falla de longitud de ruptura, área de ruptura y desplazamiento (Wells and Coppersmith, 1994); o bien también se puede estimar la magnitud máxima a través de modelos estadísticos para encontrar valores extremos a partir de una secuencia de datos sismológicos, como por ejemplo la distribución de Gumbel III (Gumbel, 1958). Sin embargo, el uso de varias técnicas puede resultar en estimaciones más confiables que cualquier técnica por sí sola.

En este trabajo se optaron 2 criterios para la obtención de la magnitud máxima posible (U). El primero de ellos (Método 1) refiere a los datos empíricos en el Catálogo Completo para cada Zona Sismológica; a dicha magnitud máxima registrada (U) se le aplica un incremento ∆U, considerando que el catálogo puede no haber incluido el terremoto máximo posible en esa zona, y también se le asigna un valor ∆M que incorpora la incertidumbre en la magnitud máxima considerada. Ambos parámetros ∆U y ∆M varían independientemente en función de la U encontrada en el catálogo de cada Zona. Ejemplo de lo mencionado se muestra en la Figura 4.

Por otra parte, la estimación del sismo de máxima magnitud también se realizó utilizando la distribución de Gumbel tipo III (Método 2) (distribución de probabilidad aplicada para la obtención de valores extremos de una variable aleatoria), la cual ha mostrado que la distribución del valor máximo en una muestra de una variable que sigue la distribución exponencial se aproxima a la distribución de Gumbel con más precisión al incrementar el tamaño de la muestra (Gumbel, 1954). En todas las Zonas Sismológicas se utilizó el software SEISAN EXPLORER (Ottemöller y cía, 2017) para aplicar la distribución de Gumbel III y obtener el sismo de magnitud máxima, en paralelo con los criterios mencionados en el método anterior. Más información y análisis al respecto puede encontrarse en el Resumen Ejecutivo> Nuevo Mapa de Peligrosidad Sísmica de Argentina.

Determinación de los parámetros b y λ a partir de la Ley Gutenberg-Richter

La Ley Gutenberg-Richter (Gutenberg y Richter, 1941 y 1944) es el factor más complejo y más determinante en los cálculos probabilísticos de Amenaza Sísmica. Esta ley permite relacionar la tasa anual de ocurrencia de sismos (λM, obtenida a partir de la cantidad de sismos con magnitud igual o mayor a M dividida en el periodo de completitud del catálogo para esa magnitud) con magnitud mayor o igual a una magnitud M, y la pendiente b de la recta que relaciona la proporción de ocurrencia de sismos de mayor magnitud respecto de los de menor magnitud. Las 2 constantes estimadas en la Ley G-R (a y b) son los principales componentes que influyen en la Amenaza Sísmica de una Zona Sismológica (Ecuación 3).

Log λM = a – b.M      Ec. 3

Log λM = a – b.M      Ec. 3

El método más conocido para obtener los parámetros es a través de una regresión de mínimos cuadrados de la Ecuación 3. Sin embargo, la parametrización de M y la magnitud mínima elegida para realizar la regresión afectan significativamente los resultados, debido a los diferentes periodos de completitud del catálogo y a la incertidumbre en la determinación de magnitudes (INPRES, 2022; y Sánchez, G., 2022).

Por esta razón, en este trabajo se decidió aplicar el algoritmo de Máxima Verosimilitud (o en inglés, Máximum Likelihood) aplicado a catálogos con diferentes periodos de completitud para diferentes magnitudes (Wiechert, 1980). A su vez, para que los parámetros a y b resultantes de la Ley G-R sean independientes de la magnitud mínima considerada, de la completitud del catálogo y de la agrupación de datos por intervalo de magnitud (∆M); se escribió un algoritmo en el código de programación R (INPRES, 2022; y Sánchez, G., 2022), en el cuál se varió la Mw mínima tenida en cuenta para la Ley G-R, desde 2.0 a 5.0 en intervalos de 0.1, generando 31 posibilidades. Al mismo tiempo, dicho algoritmo varía el ancho del intervalo para la agrupación de datos (∆M) según 0.1, 0.4, 0.5, 0.6, 0.7, 0.8, 0.9 y 1.0, siendo 8 posibilidades más, que multiplicadas por las 26 anteriores, generan un total de 248 cálculos para la ley G-R. Al visualizar todos los datos de b obtenidos se encontró que dicho parámetro puede variar hasta un 40% dependiendo de cómo se agrupen los datos para realizar la regresión y de la magnitud mínima considerada (Figuras 5 y 6).

El algoritmo utilizado para obtener la ley G-R más representativa de los datos de la sismicidad de cada Zona, y que al mismo tiempo su valor sea independiente de la magnitud de corte (o magnitud mínima) y del ancho del intervalo (∆M) que se elijan, consistió en un código programado en el software “R” (R Core Team, 2013) con más de 500 líneas con uso de librerías y subrutinas específicas del cálculo estadístico. Los pasos del procesamiento se encuentran desarrollados a lo largo de más de 20 páginas en el Resumen Ejecutivo: Nuevo Mapa de Peligrosidad Sísmica de Argentina (INPRES, 2022), e incluye análisis de los diferentes valores del parámetro b obtenidos a través de gráficas de Cajas y Bigotes, diagramas de Cullen y Fey (1999), filtrado de datos a partir de una media móvil, correlación cruzada, conversión de la variable b a una b* con una distribución Lognormal, Gamma o Weibull según fuera el comportamiento de los datos filtrados, y medida del ajuste de la distribución según los coeficientes de Kolmogorov-Smirnov, Llliefors y Chi Cuadrado.

Paralelamente a la aplicación de la metodología desarrollada en este trabajo, también se calculó la Ley G-R para las 311 Zonas a partir de los algoritmos de Kijko y Smit (2012) y Ordaz y Guiraldo (2018), como alternativas para la utilización en un sistema de Árbol Lógico.

Todos los detalles del procedimiento aplicado y los resultados obtenidos para los parámetros de la ley G-R con sus respectivos errores para las 311 Zonas analizadas en este trabajo, pueden leerse en el Resumen Ejecutivo: Nuevo Mapa de Peligrosidad Sísmica de Argentina (INPRES, 2022).

Leyes de atenuación Modelos de Predicción del Movimiento del Suelo – GMPM)

Dada la diversidad de los patrones de actividad sísmica en Argentina, se decidió aplicar para la mayoría de zonas de este Estudio Probabilístico de Peligrosidad Sísmica, dos modelos híbridos que consideraran 8 de las leyes de atenuación publicadas como partes de proyectos del PEER (Pacific Earthquake Engenieering Research Center, Estados Unidos). Para las zonas sísmicas activas (entiéndase todas aquellas ubicadas en corteza continental que se encuentran sobre un segmento sísmico activo asociado a la subducción), se combinaron los modelos de predicción de Abrahamson y cía. (2014), Boore y cía. (2014), Campbell y Bozorgnia (2014), Chiou y Youngs (2014) e Idriss (2014) (Figura 4.3.5a). Mientras que para las zonas sísmicas pasivas (entiéndase aquellas que no tienen por debajo sismicidad intermedia o profunda) se promediaron 3 leyes de atenuación publicadas por Bindi y cía. (2014), Atkinson y Boore (2006), y Campbell (2003).

Debido a la amplia base de datos que se utilizó para los modelos de predicción de aceleraciones del suelo publicados en el proyecto NGA-West2, y a que no existe una ley de atenuación para Argentina, inicialmente se optó que el modelo híbrido para zonas activas, consistiera simplemente en el promedio de las 5 ecuaciones publicadas por los autores mencionados. No obstante, en ejercicios de simulación se encontró que el modelo de Boore y cía. tiene comportamientos muy alejados de los espectros de diseño que se establecen en los reglamentos internacionales y en el nacional (INPRES-CIRSOC, 1983, 1991 y 2018), y no cumple con una de las 2 condiciones importantes referidas a las relaciones entre aceleraciones espectrales para un suelo con Vs30=760m/s (Lubkowski y Aluisi, 2012), que son tenidas en cuenta en los reglamentos INPRES-CIRSOC 103 para Construcciones Sismorresistentes en Argentina:

Ss/PGA con promedio de 2.265 y rango de variabilidad 1.5 < Ss/PGA < 3.5

S₁/PGA con promedio de 0.753 y rango de variabilidad 0.2 < S₁/PGA < 1.5

En donde Ss y S₁ son los valores de la aceleración espectral para periodos de 0.2 y 1.0 segundo, respectivamente; mientras que PGA refiere a la máxima aceleración pico a pico registrada en un acelerograma, o bien a la aceleración espectral para un periodo de 0 a 0.02 segundos.

Debido al comportamiento fuera de lo esperado del modelo de Boore y cía, y sin tener fundamentos para descartar por completo la participación de esta ley de atenuación en el modelo híbrido, se le asignó un peso de 0.5 (50%) respecto de la ponderación aplicada a las otras leyes.

Por otra parte, se conoce poco sobre el comportamiento de los espectros de respuesta de sismos ocurridos en zonas sísmicas pasivas en Argentina, por lo que para estos casos se aplicó un modelo híbrido con el mismo peso para las 3 leyes de atenuación que lo integran.

Por último, para las Zonas con sismicidad interplaca e intraplaca asociada directamente con el proceso de subducción de la Placa de Nazca por debajo de la Sudamericana, se eligió la ley de atenuación publicada por Abrahamson y cía. (2016). La razón de esta elección surge a partir de que dentro del programa R-CRISIS, fue el único modelo de atenuación que incorporó datos del terremoto de Mw 8.8 ocurrido en Maule (Chile) el 27 de febrero de 2010.

Para todos los casos se utilizó se utilizó un tipo de suelo con velocidad de corte promedio a 30m de profundidad (Vs30) de 760 m/s, siendo un estándar para el cálculo de mapas de Amenaza Sísmica del mundo (ICOLD, 2016; NEHRP, 2020). Este valor de Vs30 se encuentra asociado a un tipo B de suelo caracterizado por rocas meteorizadas.

Las tablas con las ponderaciones de las leyes de atenuación utilizados y las gráficas analizadas en este estudio, pueden observarse en el Resumen Ejecutivo: Nuevo Mapa de Amenaza Sísmica de Argentina (INPRES, 2022).

Sistema de Árbol Lógico

En el Estudio Probabilístico de Peligrosidad Sísmica la mayor fuente de incertidumbre es del tipo epistémica, por lo que la propuesta que se practica para obtener mejores resultados es la aplicación de un análisis del tipo Árbol Lógico (Kulkani y cía., 1984), debido a que en él se pueden incluir todos los escenarios posibles, las diferentes componentes de los modelos sismotectónicos y los modelos de atenuación. La aplicación del sistema de Árbol Lógico en los cálculos de Amenaza Sísmica, consiste en generar ramas independientes de conjuntos de datos de entradas para cada variable que el especialista considere según su variabilidad, errores epistémicos o posibilidades analizadas en el estudio. Si bien, la primera parte de construir un árbol lógico para el cálculo de Peligrosidad Sísmica consiste en la división en ramas, la segunda parte consiste en la ponderación asignada a cada rama.

Este trabajo consideró 2 ramas según regionalizaciones distintas (Sismológica y Geológica), 2 ramas debido a las representaciones de la distribución de profundidad (67% y 50%), 3 ramas teniendo en cuenta el cálculo de la ley G-R para cada zona y 5 ramas por los modelos de atenuación utilizados del NGA-West-2 (Abrahamson y cía., 2014; Boore y cía., 2014; Campbell y Bozorgnia, 2014; Chiou y Youngs, 2014; Idriss, 2014).

Por otra parte, las ponderaciones se tuvieron en cuenta según un porcentaje relativo por etapa y, finalmente un porcentaje absoluto por rama en la integración completa de modelos sismotectónicos en los archivos de entrada. Los porcentajes y criterios de ponderación que se utilizaron, estuvieron relacionados con las deficiencias de los algoritmos para la completa representación de la variable, la falta de datos y, por sobre todo, la contención en un marco realista y comprobable históricamente a través de la práctica ingenieril y con datos sismológicos sostenibles. De esta forma, se le asignó un 66.67% al modelo Regionalización 1 y 33.33% al modelo Regionalización 2; 33.33% a cada una de las 3 variantes de la ley G-R para cada Zona; 50% a cada una de las 2 distribuciones de profundidad y; 22.22%, 11.11% 22.22%, 22.22% y 22.22% a los modelos de atenuación de Abrahamson y cía. (2014), Boore y cía. (2014), Campbell y Bozorgnia (2014), Chiou y Youngs (2014) y Idriss (2014), respectivamente.

El Árbol Lógico aplicado en este trabajo incluyó 60 (2 x 3 x 2 x 5) modelos sismotectónicos para toda la región de estudio, en los cuales fueron incluidas todas las variables y variantes tenidas en cuenta para las 311 Zonas Sismológicas contempladas en este trabajo (INPRES, 2022; y Sánchez, 2022).

Resultados

La determinación del Nuevo Mapa de Amenaza Sísmica requirió la obtención de varios parámetros de entrada que fueron ingresados al software R-CRISIS v20 para el procesamiento y la generación de los mapas de peligrosidad. Estos parámetros de entrada fueron:

• Vértices de los polígonos de las 311 Zonas o fuentes sísmicas. Especificando para cada Zona:
  • Mmin – Magnitud umbral mínima a partir de la cual el catálogo está completo para esa Zona.
  • λ_N – Tasa anual de ocurrencia de sismos a partir de la magnitud umbral Mmin.
  • b – Pendiente de la ley G-R.
  • Δb – Error en la estimación de b.
  • U – Magnitud Máxima posible de ocurrir.
  • ΔU – Error en la estimación de U.
  • Z₁, Z₂ y Z₃ – Techo de las diferentes capas de sismicidad.
  • ΔZ – Espesor de las capas Z₁, Z₂ y Z₃, que dan el volumen espacial para la ocurrencia de sismos.
  • Tipo de fallamiento predominante.
  • Coeficientes de ruptura según el tipo de fallamiento predominante.
  • Leyes de atenuación a ser aplicadas con sus respectivos datos de entrada (Tipo de falla, Vs30, etc.).

Se detallaron más de 25 páginas con las tablas que incluyen los datos de entrada para el procesamiento de Amenaza Sísmica del nuevo mapa para Argentina (INPRES, 2022; y Sánchez, G., 2022).

Estos datos se cargaron para cada una de las 60 ramas del sistema de Árbol Lógico mencionado, lo que tuvo como consecuencias una significativa demora en la carga de datos y aproximadamente 6 meses de procesamiento en obtener los resultados finales. En este estudio se pudieron obtener Espectros de Respuesta y Curvas de Peligrosidad Sísmica para periodos de retorno 144, 475, 975, 2475 y 9975 años. También se generaron mapas de aceleración máxima de suelo (PGA), y de aceleraciones de suelo para 0.2 y 1.0 segundos (Figura 10).

Por otra parte, los resultados de este trabajo se utilizaron en numerosos estudios de Amenaza Sísmica para sitios de emplazamiento de represas hidroeléctricas y para algunos sitios de emplazamiento de diques de colas de proyectos mineros; incorporando análisis de desagregación de fuentes sísmicas y cálculos determinísticos de Amenaza Sísmica.

Análisis de resultados

La actual forma de determinación de la peligrosidad sísmica, permite que se realicen cálculos geográficamente punto por punto, generando curvas de isoaceleraciones para cada periodo espectral. Esto tiene como consecuencia directa que en el Nuevo Mapa de Peligrosidad Sísmica de Argentina, no existen zonas sísmicas, sino datos de Amenaza Sísmica para cada par de coordenadas geográficas, con diferencias relativas inclusive a distancias de 10 o 5 km entre dos sitios.

Los resultados obtenidos muestran muchas coincidencias con los valores publicados de la Zonificación Sísmica de Argentina incluidos en el Reglamento de Construcciones Sismorresistentes INPRES-CIRSOC 103, para las Zonas Sísmicas 3 y 4 de Argentina. Si bien las ciudades capitales de San Juan, Mendoza, Salta, Jujuy, La Rioja y Catamarca muestran una gran similitud entre los resultados de este trabajo comparado con los reglamentarios para PGA y para Ss (0.2 segundos), existen varias localidades que muestran diferencias significativas, principalmente en las Zonas Sísmicas 1 y 2 (por ej. San Luis, Río Gallegos, Neuquén, etc.). La justificación a esta diferencia puede entenderse a partir de la falta de información sismológica y algoritmos modernos de cálculo que no estuvieron disponibles en el momento de la confección del Mapa de Zonificación Sísmica cuando fue actualizado en la década del ’80. El hecho de que en la mayoría de los casos, el espectro reglamentario es superior al de este estudio, muestra una evidencia clara del criterio conservador orientado a la Prevención Sísmica que tuvieron los autores al realizar el mapa de Zonificación Sísmica de Argentina.

El Mapa de Amenaza Sísmica de Argentina permite realizar todo tipo de comparaciones puntuales según coordenadas geográficas, entre éste y el mapa de Zonificación Sísmica de Argentina. Dadas las limitaciones de formato establecidas en estas jornadas, sólo se considerará destacar los casos especiales:

• Ushuaia: Los resultados actuales muestran una menor Amenaza Sísmica respecto a los predecesores. Esta diferencia se justifica en la baja tasa de sismicidad que existe en el límite sur de Argentina y Chile, a pesar del potencial sismológico máximo que incluye 4 sismos con magnitud mayor o igual a 7 en los últimos 150 años (ocurridos en 1879, 1949 y 1950).

• Calafate: Clasificada originalmente en Zona Sísmica 1. El historial sismológico y los resultados de este trabajo demuestran que la Amenaza Sísmica en esta localidad es mayor a la esperada. Una confirmación de esto fue el sismo ocurrido el 13/10/2021 con M_L de 5.5 a 10 km de profundidad, no incluido en esta investigación.

• Límite Argentina-Chile: El efecto principalmente notorio al oeste de las provincias Mendoza, Neuquén, Río Negro, Chubut y Santa Cruz, destaca la Amenaza Sísmica en territorio argentino debido a fuentes sísmicas de origen intracortical o de subducción con epicentro en la República de Chile. Las características de la Amenaza Sísmica en toda la región cordillerana de la Patagonia Argentina incluyen un aumento de la Peligrosidad Sísmica respecto de lo esperado, especialmente para periodos espectrales mayores o iguales a 0.4 segundos. Dicha influencia de grandes sismos como el de Valdivia en 1960 (Mw 9.5) y Maule (2010), generan un “desplazamiento” del pico máximo de seudoaceleraciones a los periodos espectrales mayores a 0.2 segundos, que se realza aún más para periodos de retorno de 9975 años.

• Buenos Aires: A diferencia del mapa de Zonificación Sísmica, la provincia de Buenos Aires ya no se encuentra en una Zona Sísmica 0, sino que existen al menos 3 comportamientos sísmicos distintos. En función de los registros y cálculos respectivos, la zona que incluye a la Ciudad Autónoma de Buenos Aires y a La Plata, tiene niveles de amenaza sísmicas distintos de la zona de la sierra de La Ventana y Bahía Blanca, y también diferente amenaza sísmica respecto del resto de la provincia.

• Abrahamson, N. A., Silva, W. J., Kamai, R. (2014) Summary of the ASK14 ground motion relation for active crustal regions. Earthquake Spectra 30(3), 1025–1055. DOI:10.1193/070913EQS198M.
• Atkinson, G. M., y Boore, D. M. (2006). Ground motion prediction equations for earthquakes in eastern North America, Bull. Seismol. Soc. Am. 96, 2181–2205
• Bindi, D., Massa, M., Luzi, L., Ameri, G., Pacor, F., Puglia, R., Augliera, P. (2014). Pan-European ground-motion prediction equations for the average horizontal component of PGA, PGV, and 5%-damped PSA at spectral periods up to 3.0s using the RESORCE dataset. Bull Earthquake Engineering 12, 391–430
• Boore, D. M., Stewart, J. P., Seyhan, E. y Atkinson, G. M. (2014). NGA-West 2 equations for predicting PGA, PGV, and 5%-damped PSA for shallow crustal earthquakes. Earthquake Spectra 30(3), 1057–1085. DOI:10.1193/ 070113EQS184M.
• Campbell, K. W. (2003). Prediction of strong ground motion using the hybrid empirical method and its use in the development of ground-motion (attenuation) relations in eastern North America, Bull. Seismol. Soc. Am. 93, 1012–1033.
• Campbell, K. W. y Bozorgnia, Y. (2014). NGA-West2 ground motion model for the average horizontal components of PGA, PGV, and 5%-damped linear acceleration response spectra. Earthquake Spectra 30(3), 1087–1115. DOI:10.1193/062913EQS175M
• CERESIS. (2020). Información Sismológica. www.ceresis.org/proyectos/ejecutados/proyecto-sisra.html#home
• Chiou, BS-J. y Youngs, R. R. (2014). Update of the Chiou and Youngs NGA model for the average horizontal component of peak ground motion and response spectra. Earthquake Spectra 30(3), 1117–1153. DOI:10. 1193/072813EQS219M
• Costa, C., Garcia J., Alvarado A., Audemard F., Audin L., Benavente C., Bezerra F. H., Cembrano J., González G., López M., Minaya E., Paolini M., Pérez I., Santibanez I., Arcila M., Delgado F. and Pagani M. (2016). From neotectonic data to seismogenic sources in South America: Results and lessons learned from the SARA project, Proceeding of 35th General Assembly of the European Seismological Commission, ESC2016-479, Trieste, Italy, 2016.
• GCMT. (2020). CMT Catalog Search. www.globalcmt.org/CMTsearch.html
• Gumbel, E. J. (1954). Statistical Theory of Extreme Values and Some Practical Applications: A Series of Lectures. Applied Mathematics Series, Vol. 33. United States Bureau of Standards. Abril de 1954.
• Gumbel, E. (1958). Statistics of Extremes. New York Chichester, West Sussex: Columbia University Press. https://doi.org/10.7312/gumb92958
• Gutenberg, B. y Richter, C. F. (1941). Seismicity of the Earth, Geological Society of America, Special Paper No 34.
• Gutenberg, B. y Richter, C. F. (1944). Frequency of earthquakes in California, Bulletin of the Seismological Society of America, 34, 185-188.
• Havskov, J., Voss, P.H. y Ottemöller, L. (2020). Seismological Observatory Software: 30 Yr of SEISAN. Seismological Research Letters, 91 (3), 1846-1852. https://doi.org/10.1785/0220190313
• ICOLD. (2016). SELECTING SEISMIC PARAMETERS FOR LARGE DAMS. Guidelines. INTERNATIONAL COMMISSION ON LARGE DAMS. Bulletin 148.
• Idriss, I. M. (2014). An NGA-West2 empirical model for estimating the horizontal spectral values generated by shallow crustal earthquakes. Earthquake Spectra, 30(3), pp. 1155–1177. DOI: 10.1193/070613EQS195M.
• INPRES. (1972). Normas Antisísmicas – CONCAR 70 – Instituto Nacional de Prevención Sísmica. 5 de junio de 1972.
• INPRES. (1977). Zonificación Sísmica de la República Argentina. Publicación Técnica N° 5 – Instituto Nacional de Prevención Sísmica. 2da. Edición. Noviembre de 1977.
• INPRES. (2017). Manual de Prevención Sísmica. 2° Edición – Año 2017. https://online.anyflip.com/phny/fvyr/mobile/index.html
• INPRES. (2020a). Catálogo Sismológico. www.inpres.gob.ar
• INPRES. (2020b). Terremotos Históricos ocurridos en la República Argentina. http://contenidos.inpres.gob.ar/sismologia/historicos
• INPRES. (2021). Zonificación Sísmica de Argentina. http://contenidos.inpres.gob.ar/acelerografos/Reglamentos#Zonificaci%C3%B3n%20S%C3%ADsmica
• INPRES-CIRSOC. (1983). Reglamentos INPRES-CIRSOC 103. Normas Argentinas para construcciones Sismorresistentes, Parte I: Construcciones en general – Instituto Nacional de Prevención Sísmica. 1983.
• INPRES-CIRSOC. (1991). Reglamentos INPRES-CIRSOC 103. Normas Argentinas para construcciones Sismorresistentes, Parte I: Construcciones en general – Instituto Nacional de Prevención Sísmica. Edición Agosto, 1991.
• INPRES-CIRSOC. (2018). REGLAMENTO ARGENTINO PARA CONSTRUCCIONES SISMORRESISTENTES. Parte 1: CONSTRUCCIONES EN GENERAL. Ministerio del Interior, Obras Públicas y vivienda. Secretaría de Planificación Territorial y Coordinación de Obra Pública. Julio de 2018.
• ISC. (2020). On-line Bulletin, https://doi.org/10.31905/D808B830
• Kijko, A., y Smit, A. (2012). Extension of the Aki-Utsu b-value estimator for incomplete catalogs, Bull. Seism. Soc. Am., vol. 102, pages 1283-1287, 2012.
• Lubkowski, Z. A. y Aluisi, B. (2012). Deriving Ss and S1 Parameters from PGA Maps. Project: Arup Seismic Hazard Studies. 15th Conference of Earthquake Engineering. Agosto de 2012, Lisboa, Portugal.
• NEHRP. (2020). FEMA. NEHRP Recommended Seismic Provisions for New Buildings and Other Structures. Volume 1: Part 1 Provisions, Part 2 Commentary. FEMA P-2082-1, Septiembre de 2020.
• Ordaz, M. y Guiraldo Torres, S. (2018). Joint Maximum Likelihood Estimators for Gutenberg-Richter Parameters λ 0 and β Using Subcatalogs. Earthquake Spectra, 34. 10.1193/092816EQS162M.
• Ottemöller, L., Voss, P. y Havskov, J. (2017). SEISAN EARTHQUAKE ANALYSIS SOFTWARE FOR WINDOWS, SOLARIS, LINUX and MACOSX. Universidad de Bergen, Noruega.
• PMA-GCA, Proyecto Multinacional Andino: Geociencia para las Comunidades Andinas. (2009). Atlas de deformaciones cuaternarias de los Andes. Servicio Nacional de Geología y Minería, Publicación Geológica Multinacional 7, 320 p., 1 CD-ROM.
• R Core Team. (2013). R: A language an environment for statistical computing. R Foundation for Statistical Computing, Vienna, Austria. URL http://www.R-project.org/.
• Ramos, V. A. (1999a). Las Provincias Geológicas del Territorio Argentino. En: Caminos, R. (Ed.). Geología Argentina. Subsecretaria de Minería de la Nación, Servicio Geológico Minero Argentino, Instituto de Geología y Recursos Minerales, Anales 29: 41-96.
• Ramos, V. A. (2017). Las provincias geológicas del noroeste argentino. In Ciencias de la Tierra y Recursos Naturales del NOA. Relatorio del XX Congreso Geológico Argentino (pp. 42-56). San Miguel de Tucumán: Consejo Profesional de Ingenieros y Geólogos de Mendoza.
• Reiter, L. (1990). Earthquake Hazard Analysis: Issues and Insights, Columbia University Press, New York.
• Sánchez, G. (2022). ESTUDIO DE PELIGROSIDAD SISMICA PARA LA REPÚBLICA ARGENTINA. Trabajo Final de Doctorado en Geofísica. Facultad de Ciencias Exactas, Físicas y Naturales, Universidad Nacional de San Juan, Argentina, 2022.
• SEGEMAR. (2020). Deformaciones Cuaternarias 250K. https://sigam.segemar.gov.ar/visor/
• Stein, S. y Wysession, M. (2003). AN INTRODUCTION TO SEISMOLOGY, EARTHQUAKES, AND EARTH STRUCTURE. Editorial Blackweel Publishing. Reino Unido, 2003.
• Weichert, D. H. (1980). Estimation of the earthquake recurrence parameters for unequal observation periods for different magnitudes. Bulletin of the Seismological Society of America, Vol. 70, No. 4, pp. 1337-1346. Agosto de 1980.
• Wells, D. y Coppersmith, K. (1994). New Empirical Relationships among Magnitude, Rupture Length, Rupture Width, Rupture Area, and Surface Displacement. Bulletin of the Seismological Society de America 84(4):974-1002. August 1994.
• Abrahamson, N., Gregor, N., Addo, K. (2016). BC hydro ground motion prediction equations for subduction. earthquakes. Earthquake Spectra 32(1), 23–44. doi:10.1193/051712EQS188MR.

El presente trabajo se enmarca en un proyecto de investigación llevado adelante en el CECOVI dentro de la Facultad Regional Santa Fe, de la Universidad Tecnológica Nacional.

La utilización de vigas reticuladas diseñadas con perfiles conformados en frío de sección C se ha popularizado en el país en construcciones de galpones de pequeña envergadura. El presente trabajo pretende analizar en detalle la conexión entre barras, en los casos en que las diagonales se sueldan al labio rigidizador del cordón conformando una solución compleja de evaluar por medios tradicionales de análisis. A su vez, la solución no utiliza medios auxiliares de conexión como chapas de nudo, generando excentricidades en el encuentro entre las barras.

1. 1. Breve descripción del sistema constructivo

Las ventajas que presenta el uso de perfiles conformados en frío como componentes de vigas reticuladas, vuelve su uso una alternativa atractiva para vigas de mediano porte. Algunas de las ventajas para destacar se detallan a continuación:

• Son perfiles livianos y de bajo coste por fabricarse de manera automática a partir de bobinas de acero.
• Se fabrican a partir de chapa galvanizada, lo que permite ahorrar en el proceso de protección superficial contra la corrosión.
• Son de alta disponibilidad en el mercado y de variadas dimensiones, espesores y forma, lo que permite adoptar las secciones más adecuadas para las solicitaciones actuantes.
• El mismo proceso de conformado integra, en caso de que se requiera, la ejecución de perforaciones mediante control numérico para generar conexiones abulonadas entre elementos.
• Al ser espesores finos se puede recurrir al uso de uniones atornilladas de tipo autorroscantes o autoperforantes.

En el mundo se han desarrollado y analizado diferentes soluciones para las conexiones entre barras, con el objetivo de evitar elementos auxiliares en el nudo. Esto permite conformar un reticulado con barras rectas, sin elementos auxiliares como cartelas o chapas de nudo. La mayoría de esas soluciones son en base a conexiones atornilladas o abulonadas ^[1][2][3] que derivan en un desvío de la hipótesis de encuentro de las barras en un nudo ideal, apareciendo excentricidades que generan momentos flectores en las barras y reduciendo la rigidez del conjunto. Las soluciones abulonadas requieren de una inversión en equipamiento tecnológico muy alto.

Por lo anterior, hay un nicho del mercado de las construcciones de acero en Argentina, que realizan este tipo de vigas mediante la ejecución de uniones soldadas en lugar de abulonadas.

La solución habitualmente utilizada, radica en soldar de forma directa las diagonales del reticulado a los cordones mediante soldaduras de filete conectando las alas de los perfiles diagonales con el extremo de los labios rigidizadores de los cordones como se observa en la siguiente figura.

Figura 1. Detalle de conexión de diagonales a cordón en solución de vigas reticuladas soldadas.

El análisis se basa principalmente en utilizar modelos de elementos finitos de forma sistemática para diferentes soluciones y realizar las correspondientes comparativas de resultados.

El presente estudio forma parte de una primera etapa de un proyecto más amplio que se complementará con ensayos de carga a escala real en el laboratorio de estructuras de la UTN – FRSF.

1. 3. Objetivo de la primera etapa.

Se presenta la problemática inicial mediante un caso práctico tipo, con el objetivo de evaluar las posibles limitaciones de uso del sistema. Posteriormente, se presentan los resultados obtenidos, que incluyen una calibración de modelos mediante ensayos de carga en probetas en escala real dentro del laboratorio de grandes estructuras de la UTN – FRSF.

Luego se intentará hacer una aproximación de las capacidades de carga de las diagonales de un reticulado de este tipo, contemplando el comportamiento del nudo soldado, con la conexión al labio rigidizador y las excentricidades generadas por cuestiones constructivas.

En la actualidad se ha difundido mucho el uso de este tipo de soluciones estructurales, siendo habitual para salvar luces de entre 10 y 20m con alturas útiles interiores de entre 4 y 6m. En el ejemplo que se presenta en el punto siguiente, se obtienen las solicitaciones en las componentes del reticulado para hipótesis de carga mínimas reglamentarias y se verifican los elementos de manera independiente para ELU (cordones y diagonales), sin contemplar el comportamiento de la conexión al labio rigidizador. Posteriormente se compara la capacidad última de una diagonal determinada de forma independiente, con la capacidad aproximada, obtenida mediante métodos numéricos y validadas por ensayos, del sistema de conexión diagonal-labio rigidizador-cordón.

El objetivo principal de esta primera etapa del proyecto es comprender el funcionamiento del nudo en cuanto a la transferencia de esfuerzos entre barras. Además, se pretende tener una primera impresión sobre el impacto que el nudo tendría en la determinación de la capacidad máxima de diseño de las diagonales.

2. 2.1 Introducción

Se plantea el análisis y verificación de un pórtico de la nave que se describe a continuación, mediante la metodología de análisis habitual al abordar el diseño de una nave industrial resuelta con esta tipología estructural. Tanto la determinación de esfuerzos como la verificación normativa de los elementos se realiza mediante el uso de un software comercial de elementos finitos de barras.

2. 2.Descripción de la estructura a analizar

El pórtico en cuestión consta de 15 m de luz entre ejes, altura libre de 6 m y una separación entre los mismos de 4 m. Se adopta una altura de 100 cm para la viga reticulada, como así también para las columnas.

2.3 Análisis estructural

2.3.1 Hipótesis y combinaciones de carga

Cargas Permanentes (CM):

CM=0,10 kN/m²

Se considera el peso de una cubierta liviana compuesta por correas de perfil C galvanizado y chapa sinusoidal.

Sobrecarga de Cubierta (Lr):

Lᵣ=0,96×R₁×R₂ Lᵣ=0,96×0,6×1,0=0,58 kN/m²

Según el Reglamento Argentino CIRSOC 101-2005 ^[4], artículo 4.9.1. la sobrecarga de diseño mínima para cubiertas, considerando una cubierta plana y 60 m² de superficie de influencia, resulta:

Acción del Viento (W):

Se adopta el método simplificado ya que se tiene una altura de cumbrera menor a 10 m, por lo tanto, se encuentra dentro del campo de aplicación del método.

• Ubicación: Santa Fe, Provincia de Santa Fe, Argentina
• Topografía: Plana
• Terreno: Urbano
• Altura de cumbrera: 7m
• Velocidad Básica: 51 m/s (Figura B)
• Factor de direccionalidad: 0,85
• Categoría de edificio II (Tabla A-1)
• Factor de importancia: 1,00 (Tabla 1)
• Categoría de exposición: B (5.6.1)
• Edificio cerrado

Succión de viento en cubierta:

qᵥ:-1240 N/m² ×0,853=-1058 N/m² =-1,06 kN/m²

Presión de viento en paredes:

qh:871,6 N/m² ×0,90=784 N/m² =0,748 kN/m²

Se adopta una distribución de presión neta en paredes del 60% en la cara a barlovento y 40% en sotavento.

Las diferentes cargas se aplican en los nudos del reticulado simulando el apoyo de las correas. Para el diseño se consideran las siguientes combinaciones de carga que establece el Reglamento Argentino de Estructuras de Acero para Edificios CIRSOC 301-05.^[5]

Combinaciones de carga para ELU:

• 1,4D (U1)
• 2D + 1,6L + f1 Lr (U2)
• 1,2D + 1,6Lr + (f1L ó 0,8W) (U3)
• 1,2D + 1,5W + f1 L + f1 Lr (U4)
• 1,2D + f1 L + f1 Lr (U5)
• 0,9D + 1,5W (U6)
• 1,2D + 1,6L + f1 Lr + 0,8W (U7)

2. 3.2Determinación de esfuerzos internos

El análisis estructural del pórtico se realiza mediante un modelo de barras en el software RAM Elements v23. Se modela un reticulado ideal con todas sus diagonales articuladas en los extremos y convergiendo a un nudo, ignorando posibles excentricidades constructivas. Cada cordón de las columnas se encuentra articulado en su extremo inferior a la fundación, generando un empotramiento producto de la separación entre cordones.

2.3.3 Verificación normativa de los elementos

El diseño de los miembros se realiza mediante la Norma AISI-01, base del Reglamento Argentino de Elementos Estructurales de Acero de Sección Abierta Conformados en Frío CIRSOC 303-09.

Como resultado del análisis se obtiene que todos los elementos del pórtico verifican los estados límites últimos para todas las combinaciones de diseño.

En la siguiente imagen se visualiza la diagonal más solicitada donde el esfuerzo normal de compresión es de 50,12 kN y se encuentra en una relación de esfuerzos de 0.53 para la combinación de carga 0.9D + 1.5W.

Con estos resultados se puede concluir que el diseño de las diagonales es satisfactorio y la capacidad a compresión de la barra considerando el pandeo flexional y el pandeo local no es un problema.

2. 4. Análisis de comportamiento del nudo

Una vez realizado el cálculo estructural y diseño normativo de los elementos que conforman el pórtico, aplicando todas las cargas reglamentarias y cumpliendo con la norma, el siguiente paso es estudiar y verificar la resistencia de la conexión en los nudos.

Para poner en discusión una primera limitación a la capacidad resistente y siguiendo un procedimiento simplificado de diseño, se analizan las diagonales más solicitadas de la viga reticulada, las cuales son las que se encuentran más cercanas a la columna.

Nu = -50,12 kN

En primer lugar, se realiza un cálculo manual siguiendo las ecuaciones de resistencia de materiales.

Considerando que la carga se distribuye al cordón únicamente por las alas soldadas se tiene:

El labio rigidizador del cordón puede considerarse en voladizo, empotrado al ala y tiene continuidad longitudinal. Definiendo las líneas de rotura se puede determinar la capacidad del labio y compararla con el momento último resultante que puede definirse como:

3. ESTUDIO DEL COMPORTAMIENTO DE UN NUDO PROTOTIPO

3.1. Introducción

En la bibliografía especializada, no hay antecedentes del comportamiento real que presentan las conexiones soldadas de esta tipología. Con el objetivo de obtener resultados concretos y de fácil interpretación, se procede con el análisis de un nudo más simple. Esto permite realizar una comparativa entre ensayos de carga a escala real y los modelos de elementos finitos, de forma de calibrar de manera apropiada estos últimos. Se pretende obtener conclusiones acerca del funcionamiento de la conexión y de su capacidad resistente.
Se analiza un nudo soldado simple, que contiene las condiciones a estudiar, y puede materializarse fácilmente para ensayarlo mediante una prensa de carga. Es por esto, que la tipología adoptada es en forma de T, como se observa en el esquema de la figura siguiente:

El material de las probetas fue previamente ensayado a tracción para definir la tensión de fluencia real, obteniéndose un valor de 320 MPa que es el que se utiliza en los modelos para que sean representativos de la probeta.

3.2. Modelado mediante elementos finitos

3.2.1. IDEA Statica

IDEA StatiCa realiza un análisis de elementos finitos basado en componentes CBFEM. Las tensiones equivalentes de Von Mises y las deformaciones plásticas se calculan en cada punto de los elementos tipo placa. Se utiliza una licencia educativa del programa en su versión 22.1.

Cabe destacar que el software está dedicado a la evaluación de conexiones de miembros laminados en caliente que no se ven afectados significativamente por el pandeo. Para miembros de paredes delgadas, sólo es adecuado el análisis geométricamente no lineal con imperfecciones. Por lo tanto, el diseño de estos miembros es muy específico y el programa no fue validado para este uso.

Para más información puede consultarse la base teórica donde se describe y se respalda el funcionamiento del software.^[6]

Se obtiene una carga última de aproximadamente 14,0 kN.

3.2.2. Sim Solid

El programa “SimSolid”, de la firma Altair, basa su motor computacional en aplicaciones innovadoras de la teoría de las aproximaciones externas. Las cuales son una generalización del método de elementos finitos (FEM). La geometría del nudo prototipo se introduce en formato CAD 3D, por lo tanto, los elementos en estudio se representan como sólidos. Las soldaduras se modelan con cateto de 3mm. En ^[7] se presenta más información sobre el software.

Se obtiene una carga última de aproximadamente 23,4 kN.

3. 3. Ensayo carga-deformación del prototipo y comparación de resultados

El ensayo se llevó a cabo en el Centro de Investigación y Desarrollo para la Construcción y la Vivienda (CECOVI) en la Universidad Tecnológica Nacional Facultad Regional Santa Fe.

Se utilizan tres probetas fabricadas a partir de la misma información para la realización del ensayo. Al analizar las probetas una vez fabricadas, se observan diferencias en los catetos de soldadura respecto de lo especificado. Este dato se releva y se registra para cada probeta dado que se considera puede incidir en los resultados del ensayo. La variación de los catetos es habitual sobre todo cuando se trata de dimensiones de filetes mínimas como en este caso.

Cada probeta es cargada axilmente sobre el montante y para diferentes escalones de carga se obtienen las deformaciones mediante comparadores situados en las dos alas del montante, por ende, cada uno representa la deformación del labio rigidizador del cordón. El ensayo finaliza cuando el conjunto deja de tomar carga. Los resultados para las tres probetas ensayadas y los obtenidos de los modelos de elementos finitos, se muestran en la siguiente gráfica carga-deformación.

Como resultado del ensayo se obtiene, promediando entre probetas, una capacidad de carga última entre 20 y 22,50 kN, usando como referencia la pérdida de linealidad entre carga y deformación.

Por otra parte, se evidencia la similitud cualitativa y cuantitativa entre los resultados obtenidos del software Sim Solid y los ensayos de las probetas como puede observarse en la figura 12. Los resultados obtenidos corroboran el funcionamiento del software Sim Solid, permitiendo continuar con su utilización para el desarrollo de este proyecto.

4. CONCLUSIONES Y PRÓXIMAS ETAPAS DEL PROYECTO

La comparación entre la capacidad última de la diagonal calculada manualmente de forma simplificada, con la obtenida del ensayo y el modelo, resulta en una diferencia de aproximadamente 3 veces. Esto pone de manifiesto la complejidad del funcionamiento de la conexión, en la que el fenómeno de plastificación de toda la sección transversal aporta mayor capacidad al nudo.

El cordón de soldadura entre el labio rigidizador y el montante, juega un papel muy importante ya que permite lograr un empotramiento, haciendo trabajar al labio rigidizador como una placa empotrada en ambos extremos, aumentando así su capacidad de tomar carga. Se considera que el espesor del cateto de soldadura no es una variable despreciable en el análisis

Extrapolando la carga ultima obtenida del ensayo, corregida en base a la tensión de fluencia teórica, para el caso de la diagonal del ejemplo presentado, se obtiene un valor de capacidad última del nudo de aproximadamente 24.23 kN de esfuerzo normal en la diagonal. Esto implica un 48.4% de la capacidad necesaria. Este resultado reduciría el coeficiente de seguridad en las construcciones materializadas con esta tipología. En futuras etapas del proyecto se pretender evaluar el efecto que esta plastificación de los nudos genera en una viga reticulada completa.

Próximas etapas

En base a la validación de resultados de los modelos de SimSolid mediante los ensayos de carga realizados en las probetas tipo T, se procederá a realizar modelos de vigas reticuladas completas para su análisis no lineal. Se espera un mejor comportamiento del conjunto que de forma individual, pero parece poco probable que se pueda alcanzar la capacidad de las diagonales con este tipo de conexión. Una vez calibrados los modelos se realizarán ensayos de carga, de las mismas vigas modeladas, para validación de los resultados.

En base al estudio de los resultados obtenidos, se pretende realizar una serie de recomendaciones de diseño que permitan estimar la máxima capacidad de esfuerzo normal de las diagonales, limitado por el diseño de la conexión, para utilizar en el diseño de este tipo de vigas.

También se analizará la incidencia que tiene el espesor de las secciones, utilizando el resto de los espesores comerciales que son 2,0 y 2,5 mm. Además, estudiar otras tipologías donde se agrega un cordón de soldadura entre el alma de la diagonal y el alma del cordón.

Referencias bibliografías

• H. Bondok, H.A. Salim (2017). Failure capacities of cold-formed steel roof trusses end-connections. Thin-Walled Structures 121 (2017) 57–66
• Malgorzata Gordziej Zagórowska, Elzbieta Urbanska Galewska, Patryk Deniziak (2020). Experimental investigation of joint with positive eccentricity in CFS truss. Thin-Walled Structures. Volume 157, diciembre 2020, 106998.
• Çagan Dizdar, Eray Baran, Cem Topkaya (2019). Strength and stiffness of floor trusses fabricated from cold-formed steel lipped channels. Engineering Structures 181 (2019) 437–457.
• CIRSOC 102 (2005) Acción del viento sobre las construcciones, Buenos Aires: Instituto Nacional de Tecnología Industrial
• CIRSOC 301 (2005) Reglamento argentino de estructuras de acero para edificios, Buenos Aires: Instituto Nacional de Tecnología Industrial
• IDEA StatiCa Connection – Structural design of steel connections. (s.f.). IDEA StatiCa – Structural Design Software for Steel and Concrete | IDEA StatiCa. https://www.ideastatica.com/support-center/general-theoretical-background
• Structural analysis for rapid design iterations | Altair Simsolid. (s.f.). Default. https://altair.com/simsolid

En la Provincia Occidental de Ruanda, entre las empinadas colinas del distrito de Karongi, un nuevo puente peatonal se extiende sobre el río Muregeya. Esta estructura es mucho más que un cruce fluvial: representa un verdadero vínculo vital que transforma vidas y fortalece los lazos entre comunidades.

Su construcción es testimonio de una colaboración genuina y actitudes ingeniosas. El puente Muregeya Trail, construido en 2024 por las firmas TYLin, Introba, Dar y la organización Bridges to Prosperity (B2P), proporciona a más de 2.500 habitantes de cinco comunidades acceso seguro y permanente a escuelas, hospitales, servicios gubernamentales y mercados. Con 115 metros de longitud, es el puente colgante híbrido más largo jamás construido por B2P.

El terreno de Ruanda, conocido como la tierra de las mil colinas, ofrece un paisaje tan bello como exigente. El río Muregeya serpentea de forma abrupta a través de las laderas, y durante la temporada seca alcanzan los cinco metros de altura. Sin embargo, en época de monzones, este entorno pintoresco se transforma en una corriente impetuosa y peligrosa, con aguas que superan ampliamente las orillas.

La ubicación remota del puente y la inestabilidad del terreno obligaron a diseñar una solución resistente a los cambios del nivel del agua. El diseño híbrido incorpora un estribo de hormigón apoyado sobre roca en un extremo, y una torre de acero con base de hormigón construida a distancia del cauce para evitar deslizamientos e inundaciones, los mismos problemas que destruyeron un puente más pequeño hace veinte años. B2P fue responsable del diseño estructural y de la elaboración de los planos de construcción, aplicando estándares internacionales los cuales garantizan su resistencia al viento y al tránsito peatonal.

La estructura fue ensamblada con cables de acero, vigas, paneles prefabricados y varillas. La mayoría de los materiales fueron trasladados desde Kigali, la capital de Ruanda, o incluso importados del exterior.

 

En un ejemplo notable de reutilización, los cables principales provienen de barcos de carga estadounidenses que fueron donados en lugar de ser desechados. Todos los materiales seleccionados son resistentes y livianos, lo que permitió dividirlos en partes fácilmente transportables. Antes de la llegada de los voluntarios, trabajadores locales guiados por el equipo de B2P trasladaron los materiales a mano y construyeron el estribo.

En todos los proyectos de B2P, el gobierno local paga los salarios de los trabajadores de la zona, lo cual no solo representa un ingreso temporal, sino también una oportunidad para aprender sobre construcción, inspección y mantenimiento de puentes. Al finalizar la obra, se capacitó a varios miembros de la comunidad para garantizar su activa participación en la conservación de la infraestructura.

Acceder al sitio del puente era una tarea ardua. Cada día, los voluntarios recorrían media hora a pie a través de senderos montañosos, bajo un sol africano implacable y a una altitud de casi 2.800 metros. Durante la construcción, los equipos de TYLin, Dar e Introba trabajaron desde el lado de la torre mientras otro grupo lo hacía desde el lado del estribo. Sin un cruce temporal del río, toda la comunicación se realizó por radio. Los materiales se trasladaban mediante una tirolesa, y los equipos no se vieron cara a cara hasta que se instalaron los paneles del puente.

El cronograma fue tan ambicioso como preciso: menos de diez días para levantar la superestructura. Primero se erigieron los andamios y la torre metálica de once metros de altura, cuidadosamente posicionada con vigas guía. Luego vino uno de los desafíos técnicos más delicados: el tendido de los cables principales mediante tirolesa y poleas. Estos debían tensarse con precisión, ajustando su curvatura respecto a una línea imaginaria entre la torre y el estribo. Posteriormente, se instalaron las vigas transversales y los tensores que las conectan a los cables principales, conformando el sistema colgante. Los paneles del tablero, prefabricados y montados de a uno, se colocaron desde ambos extremos hasta encontrarse en el centro. Finalmente, se colocaron barandas, se pintó la estructura y se realizaron trabajos de jardinería en torno a los accesos.

Todo el proceso fue posible gracias a una fluida colaboración entre ingenieros de B2P, voluntarios y trabajadores locales. Cada obstáculo encontró una solución compartida, liderada por la experiencia de Ernest Niyigena, ingeniero jefe de B2P a cargo del equipo local. Entre las innovaciones del proyecto se destaca el diseño híbrido de gran longitud y el ingenioso uso de la tirolesa y un malacate para izar cables de 42 mm de diámetro, 170 metros de largo y más de mil kilos de peso cada uno, evitando así el esfuerzo extremo de transportarlos a mano, que igualmente requirió entre 10 y 15 personas por bobina.

Las dificultades físicas fueron muchas: el idioma, el agotamiento, las enfermedades. Sin embargo, el grupo se unió fuertemente, desarrollando un sistema de comunicación donde tres voluntarios hablaban kinyarwanda y los demás se las ingeniaban con gestos. Para todos, fue evidente que esta experiencia superó lo técnico: se trató de comprender a una comunidad, su cultura y su forma de vida.

Más allá de la obra, el encuentro humano fue inolvidable. Los habitantes locales dieron una cálida bienvenida a los voluntarios, les enseñaron palabras en su idioma, compartieron canciones y danzas. Cada jornada comenzaba con saludos alegres y concluía con juegos y dibujos entre los niños y el equipo. Cuando algunos voluntarios enfermaron, los pobladores brindaron cuidados, alimento y apoyo moral. En la víspera de la inauguración, todos compartieron un asado festivo que coronó esta experiencia de intercambio genuino.

Un día antes de cortar la cinta, el equipo visitó una escuela local y dirigió una actividad donde cuatro estudiantes construyeron puentes en miniatura con palitos de helado y cinta adhesiva. Ante la mirada de todo el colegio, los pequeños prototipos soportaron con éxito el peso de vasos llenos de canicas y hasta piedras, despertando entusiasmo y admiración. Luego, los estudiantes ofrecieron danzas tradicionales, y los ingenieros compartieron sus conocimientos en una clase de física. El momento fue revelador: inspiró a los jóvenes y conmovió a los visitantes, dejando abierta la posibilidad de que algunos se conviertan en los constructores del mañana.

Más allá de los logros técnicos, fueron las vivencias personales las que dieron alma al proyecto. Los voluntarios, muchos de ellos ingenieros profesionales, no solo tendieron un puente: forjaron recuerdos duraderos con los habitantes de Karongi y entre ellos mismos. La experiencia los marcó profundamente, transformando su visión de la ingeniería, del trabajo humanitario y de la vida.

 

Uno de los momentos más intensos se dio al izar los cables sobre los andamios y pasarlos por la torre. La tarea exigía fuerza y sincronía, y los trabajadores locales entonaron cánticos para coordinar el esfuerzo, generando un instante de unión que definió el espíritu del proyecto.

Al concluir los trabajos, todos sintieron una mezcla de orgullo y asombro. Ghassan Issa, de Dar, confesó: “Subestimé cuánto impacto tenía nuestro esfuerzo diario hasta que desmontamos los andamios y vimos el puente terminado. Fue un momento de impacto directo”.

Para Karim Ali, lo más emocionante fue levantar la torre: “Cuando empezamos a tensar los cables y vimos la torre alzarse, sentí que estábamos logrando algo inmenso, como un verdadero equipo”.

Dahria Uwamahoro, de TYLin, habituada a diseñar en papel, vivió una experiencia reveladora al construir el puente junto a los pobladores: “Pensábamos que veníamos a ayudar, pero ellos nos enseñaron tanto como nosotros a ellos. Aprendimos habilidades que podremos aplicar en cualquier parte del mundo”.

El diseño integral de la Línea 2 del Metro de Panamá contempló un viaducto elevado de 23 kilómetros de longitud, estructurado con un sistema de vigas gemelas en “U” que optimiza tanto la resistencia como la facilidad de construcción.

Las luces entre pilas varían entre 20 y 30 metros, adaptándose a las condiciones geométricas y de alineación de cada tramo. Además del viaducto principal, se incorporaron tres interruptores de vía montados sobre pilas para facilitar las operaciones ferroviarias.

El trazado inicia en el distrito de San Miguelito, donde se conecta con la Línea 1 del metro, y se extiende hacia el este hasta llegar al sector norte del Aeropuerto Internacional de Tocumen, cubriendo zonas densamente pobladas y promoviendo la integración urbana de sectores históricamente aislados.

Cada una de las 16 estaciones elevadas fue diseñada con tres niveles funcionales. El primer nivel permite el acceso desde el suelo, el segundo alberga un vestíbulo de venta de boletos y áreas operativas, y el tercero contiene las plataformas de embarque para pasajeros, con andenes en ambas direcciones. La superficie promedio por estación es de 7.000 metros cuadrados, sumando un total de 112.000 metros cuadrados cubiertos en todo el sistema.

El diseño contempló no solo los aspectos estructurales y arquitectónicos, sino también ingeniería sísmica, eléctrica, mecánica, análisis geotécnico, integración de sistemas y coordinación de interfaces. El desarrollo multidisciplinario, llevado a cabo por un equipo internacional con sede en Panamá, Estados Unidos y Taiwán, fue decisivo para abordar la complejidad de esta obra.

La Línea 2 fue proyectada para una capacidad máxima de 40.000 pasajeros por hora, con trenes que pueden operar con un intervalo mínimo de 90 segundos, fortaleciendo sustancialmente la red de transporte público de la capital panameña y marcando un paso fundamental hacia una movilidad más eficiente y sustentable.