PERIODO DE RECURRENCIA PARA EL DISEÑO SISMICO EN LA

ZONA ESTE DE ARGENTINA Bertero, Raul

Facultad de Ingeniería – UBA - INTECIN r.bertero@gmail.com

RESUMEN

Hasta el año 1997 los mapas de diseño sísmico de los USA estaban basados en movimientos sísmicos con una probabilidad de excedencia del 10% en 50 años (475 años de período de recurrencia). A partir de la definición del Maximum Considered Earthquake (MCE) en el año 1997 (y las correspondientes ediciones del UBC y del ASCE-7 a partir de esa fecha) comenzaron a utilizarse los niveles sísmicos correspondientes al 2% de probabilidad de excedencia en 50 años (2475 años de período de recurrencia). Por su parte, este incremento en los niveles del sismo de diseño ha sido acompañado por un cambio en el objetivo de performance de “life safety” a “prevención del colapso”. Este cambio en el objetivo de peformance llevó a la necesidad de introducir el factor 2/3 cuando se aplica el espectro del MCE a los efectos del diseño. Estos cambios fueron realizados debido al amplio rango de períodos de retorno correspondientes a la magnitud máxima de terremotos en USA (cientos de años en partes de California vs. miles de años en otros lugares sísmicos de dicho país). El focalizarse en el movimiento sísmico y no en la magnitud del terremoto permitió el desarrollo de una metodología de diseño que proporciona un margen de seguridad contra el colapso aproximadamente uniforme en todo Estados Unidos. En este trabajo se explican en detalle las razones del cambio realizado en Estados Unidos y posteriormente se estudia la razonabilidad de su aplicación a la zona Este de la República Argentina.

ABSTRACT

Until 1997 the US seismic design map was based on seismic ground motions with a probability of exceedance of 10% in 50 years (475 years). By the contrary, since de definition of Maximum Considered Earthquake (MRC) in 1997 (and the UBC and ASCE-7 publications since then) it is used the seismic level of 2% of probability of exceedance in 50 years (2475 years). This change in the level of seismic design has been accompanied with a change in the performance objective from “life safety” to “impending collapse”. This change in the performance objective is the reason for the 2/3 factor that is indicated in the code when the MCE is used to build the design spectra. These changes are needed due to the wide range of return periods of the maximum earthquakes in US (hundreds of years for some parts of California vs thousands of years for others seismic sites of US). To focus on the seismic ground motion instead of the magnitude allowed the development of a design methodology with an approximately uniform reliability against collapse in all US (East and West Cost). In this paper the reasons for this change in US are explained. Based on that it is analyzed the reasonability of its application to the East Zone of Argentina.

1. INTRODUCCIÓN

1.1 Peligro sísmico y riesgo sísmico

El peligro sísmico es cuantificado como un cierto de nivel de peligro (una medida física) asociada a una zona espacial y a un lapso de tiempo determinado. Por su parte, el riesgo sísmico es definido por la probabilidad de ocurrencia de un determinado nivel de severidad en una zona espacial y lapso temporal en el sitio de interés (Fig. 1).

Fig. 1 La diferencia entre peligro sísmico y riesgo sísmico. Peligro sísmico: caída de una

roca producida por un terremoto. Riesgo sísmico: Probabilidad de ser aplastado por la roca durante el período en que un auto o un peatón pasa a través de esa sección de la ruta [1]

El peligro sísmico es estimado por los geólogos en base a información científica sobre los terremotos. La determinación del riesgo sísmico es una cuestión compleja que incluye cierta subjetividad y requiere la acción conjunta de sismólogos, ingenieros y otros expertos. El riesgo sísmico depende no solo de la severidad del movimiento (por ejemplo, nivel de movimiento del suelo, nivel de daño, número de víctimas o pérdidas económicas) sino también de como el peligro sísmico y la exposición interactúan en el tiempo y el espacio. Para estimar el riesgo sísmico es necesario un modelo de como el riesgo y la exposición a los sismos interactúan en el tiempo. Actualmente el modelo más utilizado para determinar el riesgo sísmico es la distribución de Poisson (es decir, un modelo en que la probabilidad de ocurrencia es constante en el tiempo). Bajo el modelo de Poisson, el riesgo sísmico, expresado en

términos de la probabilidad TP de que un determinado nivel de peligro sísmico sea superado en un determinado tiempo de exposición t en años., se pude estimar por la siguiente ecuación

1t

TR

TP e−

= − (1)

Donde RT es el período de retorno (es decir el intervalo de recurrencia en años). Para valores pequeños de Rt T (<0.01) la ecuación anterior puede ser aproximada mediante los dos primeros términos de la serie de Taylor ( )21 2xe x x= − + − como

TR

tPT

� (2)

El mismo resultado se obtiene usando los dos primeros términos de la expansión en serie de Taylor de la siguiente expresión para RT grande

11 1t

TR R

tPT T

= − −

� (3)

1.2 Relación entre período de recurrencia y probabilidad de excedencia en 50 años

Nótese que se desprende de lo anterior que el periodo de retorno, RT , y la probabilidad de excedencia en N años, Np , son dos formas diferentes de expresar el mismo concepto y que están relacionados de la siguiente forma

( )1 11 1 1 N

NR

p p pT

= = − − (4)

Donde 1 1 Rp T= es la probabilidad anual de excedencia de un determinado nivel de peligro sísmico en el sitio. La validez de estas ecuaciones asume que la ocurrencia de terremotos son eventos independientes. Si bien esto no es estrictamente correcto, las relaciones anteriores son utilizadas para simplificar el análisis probabilístico.

Tabla 1 Relación entre período de recurrencia y probabilidad de excedencia en 50 años

La Tabla 2 muestra la relación entre el período de recurrencia y la probabilidad de excedencia en 50 años utilizando la fórmula precedente. Es decir que definir un período de retorno de 475 años es equivalente a definir una probabilidad de excedencia del 10% en 50 años y definir un período de retorno de 2475 años a una probabilidad de excedencia del 2% en 50 años.

2. ESPECTRO DE DISEÑO SISMICO ASCE-7

2.1. MCE (2% DE PROBABILIDAD EN 50 AÑOS) PARA SUELO TIPO B

Fig. 2 Espectro de respuesta normalizado para 2% de probabilidad de excedencia en 50

años en distintas regiones de Estados Unidos [5]

Los mapas del ASCE-7 de MCE se basan en la respuesta estructural al movimiento sísmico representada por el espectro de respuesta de aceleraciones en roca (suelo tipo

Período de Retorno (años)

Probabilida de excedencia anual

Porbabilidad de excedencia en 50 años

72.6 1.37741% 50.0%475 0.21053% 10.0%

2475 0.04040% 2.0%5000 0.02000% 1.0%

B). Las formas de los espectros varían en diferentes regiones de Estados Unidos como se puede ver en la Fig. 2 Espectro de respuesta normalizado para 2% de probabilidad de excedencia en 50 años en distintas regiones de Estados Unidos. En esta figura se muestran los espectros de respuesta normalizados para las siete ciudades mostradas también más adelante en las Fig. 8 y Fig. 9. Las ciudades se pueden clasificar en dos grupos, las de la costa Oeste de los Estados Unidos indicadas con línea llena en la figura y las del Centro y Este de EEUU con línea punteada. Las diferencias se deben fundamentalmente a las diferentes características del contenido de frecuencias de los movimientos sísmicos del Centro y Este y el Oeste de los Estados Unidos. Leyendecker y otros [2] y Algermissen y otros [3] mostraron que se puede aproximar un espectro de respuesta de riesgo uniforme utilizando solamente dos valores espectrales (una aceleración espectral en el rango de períodos cortos (0.2 s) y otra en el rango de períodos más largos (1 s).

Fig. 3 Espectro de respuesta aproximado [5]

El procedimiento utilizado para obtener el espectro normalizado se describe en las ecuaciones contenidas en la Fig. 3. Se requieren dos valores espectrales: el valor de período corto SS, correspondiente a un período de la estructura de 0.2 s, y el valor de período más largo S1, correspondiente a un período estructural de 1.0 s. A su vez, los períodos de cambio en la forma del espectro, T0 y TS, se definen a partir de las dos aceleraciones espectrales anteriores tal como se indica en las ecuaciones de la Fig. 3. La porción horizontal del espectro (pseudoaceleración constante) corresponde al valor SS. Una variación con 1/T (pseudovelocidad constante) define la forma del espectro para períodos mayores a TS.

Fig. 4 Comparación de los espectros de respuesta aproximados con los exactos para San

Francisco, California (izquierda) y Charleston, South Caroline (derecha) [5]

En la Fig. 4 se puede ver que los espectros recomendados aproximan razonablemente bien los datos de la Fig. 2 (mostrados en círculos negros).

2.2. MCE (2% DE PROBABILIDAD EN 50 AÑOS) PARA OTRAS CONDICIONES DE SUELO

Los mapas de MCE son obtenidos para suelo Clase B. El espectro de respuesta MCE para otras condiciones de suelo es obtenido con las ecuaciones que se muestran en la Fig. 5. En el rango de períodos cortos, la aceleración espectral SS es modificada por un factor Fa (de amplificación o reducción del movimiento) para tener en cuenta los efectos de los distintos tipos de suelo obteniéndose el valor SMS. Por su parte, la aceleración espectral correspondiente a 1 s, S1, es modificada por el factor Fv, por la misma razón obteniéndose el valor SM1. Hay seis clases diferentes de tipos de suelo en ASCE-7, desde Clase A, roca dura con velocidad de propagación de las ondas de corte mayores a 1500 m/s, a Clase F, la cual requiere una evaluación específica del sitio. Estos factores son función no solo de la clase de suelo sino también de la intensidad del movimiento. El factor Fa varía desde 0.8 hasta un máximo de 2.5. El factor Fv varía desde 0.8 hasta un máximo de 3.5.

Fig. 5 Espectro de respuesta MCE [5]

2.3. ESPECTRO DE DISEÑO ASCE-7

Los valores del espectro de respuesta anterior MCE son divididos por 1.5, el margen sísmico, para convertir los niveles de colapso definidos por los mapas del MCE en niveles de movimientos sísmicos de diseño. En el punto 3 de este trabajo se realiza una descripción detallada del origen del margen sísmico 1.5 adoptado por la norma.

Fig. 6 Espectro de diseño [5]

Las ecuaciones en las provisiones del 1997 NEHRP [4] introdujeron la notación, SDS=2/3 SMS para la aceleración espectral de diseño para períodos cortos (0.2 s) y SD1=2/3 SM1 para la aceleración espectral de diseño correspondiente al período de 1 s (Fig. 6). Nótese que en las ecuaciones se multiplica por 2/3 pero el origen de dicho factor es el margen de seguridad de 1.5. La consecuencia de dividir los valores del MCE por el margen de seguridad se puede deducir de la Fig. 7, donde las curvas de riesgo sísmico se muestran para las ciudades de San Francisco (California, USA) y Charleston (South Caroline, USA).

Fig. 7 Efecto de dividir el movimiento del 2% en 50 años por el margen sísmico 1.5 [5]

Una línea horizontal para un valor unitario normalizado está dibujada para la probabilidad del 2% en 50 años utilizado para el movimiento sísmico MCE. Una segunda línea horizontal es dibujada en 1.0/1.5. Esta segunda línea horizontal representa el nivel de diseño real (2/3 del valor del MCE). Esta línea intersecta las dos curvas de riesgo sísimico a diferentes probabilidades. El efecto neto de la multiplicación significa que las zonas similares a las de San Francisco son diseñadas para movimientos sísmicos cercanos a la probabilidad tradicional del 10% en 50 años utilizadas en los reglamentos anteriores al ASCE-7 mientras que las regiones del Centro y Este de USA son diseñadas para movimientos sísmicos con una probabilidad de alrededor del 3% en 50 años, reconociendo la posibilidad de movimientos sísmicos de ocurrencia excepcional. El resultado es un margen de seguridad uniforme contra el colapso pero no una probabilidad uniforme en relación con la ocurrencia del movimiento sísmico de diseño.

3. EXPLICACIÓN DETALLADA DE LAS RAZONES DEL COEFICIENTE 2/3 QUE SE

EMPLEA EN LA NORMA ASCE 7

3.1. Introducción histórica

Las recomendaciones para reglamentos sísmicos de la “National Earthquake Hazards Reduction Program” de USA (NEHRP) de 1997 [4] incluyeron la utilización de un procedimiento de diseño en base a aceleraciones espectrales de la respuesta estructural abandonando la metodología anterior de utilización de valores pico de las aceleraciones y velocidades del suelo. Estas aceleraciones espectrales son obtenidas a partir de mapas preparados siguiendo las recomendaciones del Seismic Design Procedures Group (SDPG) [5]. Los mapas recomendados por el SDPG, que definen el llamado “Maximum Considered Earthquake” (MCE), están basados en mapas de riesgo sísmico probabilístico realizados por el U.S. Geological Survey (USGS) con modificaciones adicionales que incorporan movimientos sísmicos determinísticos en áreas seleccionadas. Estos mapas correspondientes al MCE fueron adoptados por el ASCE-7. En los puntos siguientes se describe su desarrollo en general y, en particular, la razón de la aplicación del factor 2/3 para pasar del espectro del MCE al espectro de diseño.

3.2. Razones para la utilización de movimientos sísmicos con una probabilidad de excedencia del 2% en 50 años en el ASCE-7 2005

Debido al amplio rango de períodos de retorno correspondientes a la magnitud máxima de terremotos en USA (cientos de años en partes de California vs. miles de años en otros lugares sísmicos del país), el SDPG se focalizó en la definición de lo que llamó “Maximum Considered Earthquake Ground Motions” (MCE movimientos sísmicos) para ser utilizados en el diseño. Los movimientos sísmicos correspondientes al MCE son definidos como el máximo nivel del movimiento sísmico que se considera razonable para diseñar estructuras convencionales a colapso. Al focalizarse en el movimiento sísmico y no en la magnitud del terremoto se facilita el desarrollo de una metodología de diseño que provea un margen de seguridad contra el colapso aproximadamente uniforme en todo Estados Unidos. Una revisión de las curvas de riesgo sísmico probabilístico indica que la variación de la intensidad del movimiento sísmico con la probabilidad no es constante para las distintas regiones de USA. La Fig. 8 muestra las curvas de riesgo sísmico para siete ciudades en diferentes áreas geográficas y diferentes ubicaciones sísmicas en USA. Si bien se utilizó en este caso para el eje vertical la aceleración del espectro de respuesta para un período de 0.2s, si se hubieran utilizado otros parámetros como la aceleración del suelo máxima se hubieran obtenido resultados similares. Las curvas de riesgo sísmico fueron redibujadas en la Fig. 9 para normalizar los resultados a una probabilidad de excedencia del 2% en 50 años a los efectos de mostrar más claramente las diferencias en la tasa de variación del riesgo con la región sísmica. En

ambas figuras se muestran tres líneas verticales mostrando los típicos valores de riesgo sísmico utilizados en las normas: 10%, 5% y 2% de probabilidad de excedencia en 50 años.

Fig. 8 Curvas de riesgo para ciudades seleccionadas de USA [5]

Fig. 9 Curvas de riesgo normalizadas para ciudades seleccionadas de USA [5]

Se puede observar en ambas figuras que la diferencia entre movimientos sísmicos con una probabilidad del 10% en 50 años y del 2% en 50 años son mucho menores en las zonas más activas sísmicamente (como la región oeste de los Estados Unidos) que en las regiones menos activas (Este y Centro de Estados Unidos). Mientras en ciudades como Los Angeles y San Francisco esta diferencia corresponde a un factor de aproximadamente 1.5, en otras áreas de Estados Unidos esta diferencia alcanza valores de 2 a 5 y aún más en algunas áreas. Debido a estas diferencias surgieron cuestionamientos respecto a si definir el nivel de diseño en base a movimientos sísmicos con una probabilidad de excedencia del 10% en 50 años para todo Estados Unidos conducía a niveles similares de seguridad contra el colapso para estructuras en todas las regiones. Como primer paso el SDPG examinó el margen de seguridad contra el colapso de estructuras diseñadas en forma convencional siguiendo los procedimientos normativos vigentes en ese momento. El SDPG concluyó lo siguiente: Durante el proceso de diseño de las estructuras se establecen criterios de dimensionamiento conservadores que conducen a una estructura dotada de una sobrerresistencia que suele llamarse “margen sísmico”. Este margen sísmico proporciona confianza de que no se producirán pérdidas de vidas significativas para movimientos sísmicos iguales a los niveles de diseño.

Fig. 10 Espectros de respuesta para probabilidades del 2% y del 10% en 50 años en San

Francisco, California (izquierda) y Charleston, South Carolina (derecha) [5]

La estimación del SDPG fue que el margen de seguridad contenido en las especificaciones del 1997 NEHRP [4] proporcionaba, como mínimo, un margen de seguridad de 1.5 veces el movimiento sísmico de diseño. En otras palabras, si la estructura fuera sometida a un movimiento sísmico 1.5 veces más grande que el de diseño debería tener una baja probabilidad de colapso. Si bien el SDPG reconoció que la cuantificación de este margen de seguridad depende del tipo de estructura, los requerimientos del detallado, etc, el factor 1.5 fue considerado como un valor conservador apropiado para estructuras diseñadas de acuerdo con las especificaciones del 1997 NEHRP. Las razones detrás de la preocupación del SDPG en relación con la probabilidad de

colapso ante movimientos sísmicos excepcionales pero posibles (2% de probabilidad de excedencia en 50 años) se puede deducir de lo mostrado en la Fig. 10. Considerando un margen de seguridad contra el colapso de 1.5, la figura muestra que una estructura en San Francisco diseñada para un movimiento sísmico con una probabilidad de excedencia del 10% en 50 años tiene un margen sísmico suficiente para sobrevivir a un movimiento sísmico excepcional pero posible del 2% en 50 años. Por el contrario la misma estructura diseñada en Charleston para una probabilidad del 10% en 50 años tiene mucha menor probabilidad de sobrevivir al terremoto del 2% de probabilidad de excedencia en 50 años. La conclusión del SDPG fue que si fueran usados para el diseño los mapas de 10% de probabilidad de excedencia en 50 años y ocurriera un movimiento sísmico con una probabilidad del 2% en 50 años existiría una baja confianza en muchas áreas de Estados Unidos de que las estructuras no colapsarían ante este movimiento sísmico excepcional pero posible. La única región donde los estudios anteriores resultaban aceptables era para la costa de California, donde los movimientos sísmicos con una probabilidad del 2% en 50 años son aproximadamente iguales a 1.5 veces los movimientos sísmicos con una probabilidad del 10% en 50 años. Esta región de Estados Unidos es también donde las estructuras han experimentado movimientos sísmicos iguales o mayores a los valores actuales de diseño con una performance satisfactoria en muchos edificios modernos. Por otra parte, el SDPG identificó que el intervalo de recurrencia de la máxima magnitud estimada para terremotos en varias de la fallas más importantes de California era menor que el intervalo de recurrencia representado por el mapa probabilístico (de 100 a 200 años para terremotos en dichas fallas de California vs. 475 años para el mapa probabilístico). Por ello se decidió para esta zona de Estados Unidos usar la mejor estimación de los movimientos sísmicos correspondientes a los máximos terremotos esperados en las fallas conocidas, definidos en las provisiones del 1997 NEHRP como terremotos determinísticos. Se determinó que el nivel de seguridad sísmico alcanzado para la costa de California utilizando estos terremotos determinísticos era equivalente al asociado al 2% de probabilidad de excedencia en 50 años para el resto de las regiones de USA. Adicionalmente, utilizar este criterio resultaba en cambios mucho menos drásticos para los valores de diseño sísmico en la costa oeste de California que la que hubiera resultado de la aplicación de los mapas probabilísticos. Esta selección de un movimiento sísmico con una probabilidad del 2% en 50 años como base del movimiento correspondiente al MCE lleva implícito que dicho nivel de movimiento sísmico está relacionado desde el punto de vista de la performance estructural con el estado límite de colapso. Por lo tanto, para su utilización en los reglamentos de diseño el movimiento sísmico correspondiente al MCE debe ser modificado como se describe en la sección siguiente.

3.3. Razones para la utilización del coeficiente 2/3 en la definición de los espectros de diseño de la norma ASCE-7

En contraste con los mapas de diseño sísmico del Uniform Building Code (UBC), los cuales estaban basados en movimientos sísmicos con una probabilidad de excedencia del 10% en 50 años, a partir de la definición del Maximum Considered Earthquake (MRC) del año 1997 (y las correspondientes ediciones del UBC a partir de esa fecha) comenzaron a utilizarse los niveles sísmicos correspondientes a al 2% de probabilidad de excedencia en 50 años. Por su parte, este incremento en los niveles del sismo de diseño ha sido acompañado por un cambio en el objetivo de performance de “life safety” a “prevención del colapso”. Este cambio en el objetivo de peformance lleva a la necesidad de introducir el factor 2/3 cuando se aplica el espectro del MCE a los efectos del diseño. Este factor de reducción es el recíproco de un límite inferior del margen de seguridad contra el colapso inherente en las estructuras diseñadas de acuerdo con la normativa existente hasta el momento del cambio. En base a la experiencia a este límite inferior se le asignó un valor de 1.5 en términos del movimiento del terreno. Por lo tanto, para resistir el colapso con baja probabilidad de falla ante un movimiento sísmico MCE, las estructuras deberían ser diseñadas para un movimiento sísmico de 1/1.5=2/3 del MCE. En los comentarios del 2003 NEHRP [6] se indica que “si una estructura experimenta un movimiento sísmico igual a 1.5 veces el movimiento sísmico de diseño (es decir experimenta el movimiento sísmico del MCE) la estructura debería tener una baja probabilidad de colapso”. En base a las probabilidades de colapso calculadas para varios edificios típicos diseñados utilizando las fuerzas laterales definidas por el reglamento se estimó que “una baja probabilidad de colapso” expresa una probabilidad de colapso aproximadamente igual al 10% (ATC-63) [7]”.

4. APLICACIÓN DE LOS CONCEPTOS DEL ASCE-7 A LA ZONA ESTE DE LA ARGENTINA

No se conocen estudios probabilísticos sobre el riesgo sísmico para fuentes cercanas en la zona Este de la Argentina. Existe, sin embargo, evidencia histórica de actividad tectónica local de baja intensidad como el terremoto de magnitud 5.5 registrado en el Río de la Plata en el año 1888. Por lo tanto, para la realización de la comparación que se presenta a continuación se utilizaron los valores que se desprenden del INPRES-CIRSOC 103 de septiembre 2013 para una probabilidad de excedencia del 10% en 50 años (475 años de período de retorno) para las ciudades de San Juan y Buenos Aires sobre suelo tipo B (roca). Por su parte, para los valores de diseño de los parámetros Ss y S1 (aceleraciones espectrales para 0.2 y 1.0 segundos respectivamente con 5% de amortiguamiento) con una probabilidad de excedencia del 2% en 50 años (2475 años de período de recurrencia) para las mismas ubicaciones y las mismas condiciones de suelo anteriores se utilizaron los datos del “Worldwide Seismic Design Tool (Beta)” preparado por el USGS de los Estados Unidos [8].

Si bien el INPRES-CIRSOC 103 no tiene una forma explícita de calcular el espectro de diseño para la zona sísmica 0, se consideró el valor de aceleración máxima de suelo de 0.04 g indicado en la Fig. 2.1 del Reglamento para la Zona 0 y para los valores de Ca y Cv de dicho Reglamento se utilizó la relación entre las aceleraciones máximas de las Zonas 0 y 1 establecidas en dicho mapa multiplicadas por los valores de Ca y Cv fijados para la Zona 1. Los valores de aceleraciones correspondientes a un período de recurrencia de 2475 años se multiplican por 2/3 para llevarlos a valores de diseño, tal como se describió en la sección precedente. Como se puede ver en la Fig. 11, los valores de diseño resultantes de utilizar 475 años de período de recurrencia con un estado límite de “life safety” y 2475 años de recurrencia con un estado límite de colapso para suelo tipo B en San Juan son aproximadamente iguales, tal como ocurre en la zona Oeste de los Estados Unidos. Sin embargo, para la ubicación de Buenos Aires sobre suelo tipo B, los valores de diseño que se obtienen a partir de 2475 años de recurrencia de las aceleraciones espectrales para un estado límite de colapso son considerablemente más grandes que los de 475 años para “life safety”, tal como ocurre también para la zona Este de los Estados Unidos.

Fig. 11 Espectros de diseño para las ubicaciones de San Juan (izquierda) y Buenos Aires

(derecha) para suelo tipo B (roca) correspondiente al CIRSOC 103 (línea llena) y al USGS – ASCE-7 (línea punteada).

El análisis precedente, aún con datos preliminares, parece confirmar que para alcanzar un nivel de riesgo sísmico uniforme en todo el país sería necesario seguir un procedimiento similar al utilizado en el ASCE-7. Otro aspecto importante que debe tener en cuenta el INPRES-CIRSOC 103 es que varias ciudades del Este de nuestro país, tales como Buenos Aires y La Plata, se encuentran ubicadas sobre centenares de metros de suelo por encima de la roca. Para suelos de estas características los espectros de diseño no siguen la forma correspondiente a los suelos Tipo A a E indicados en el Reglamento, tal como se puede ver en la Fig. 12. Estos espectros muestran, para sismos lejanos, resonancia

con los dos primeros modos de vibraciónòn de las capas de suelo por encima de la roca (fenómeno similar al registrado en el centro de la Ciudad de Mexico). El INPRES-CIRSOC 103 deberá definir espectros de diseño especiales para localidades de la zona Este de nuestro país ubicadas en estas condiciones.

Fig. 12 ) Espectros de respuesta de pseudo-aceleración de 14 movimientos de suelo

registrados en Buenos Aires para terremotos con epicentros en Chile, normalizados por la aceleración máxima del suelo [9]

5. REFERENCIAS

[1] Zhenming Wang. (2011). “Seismic Risk Assessment and Applicat ion in the Central United States “ .Geotechnical Special Publication Conference: Georisk 2011.ASCE.

[2] Leyendecker, E.V., D.M. Perkins, S.T. Algermissen, P.C. Thenhaus, and S.L. Hanson (1995) USGS spectral response maps and their relationship with seismic design forces in building codes, U.S. Geological Survey, open-file report 95-596.

[3] Algermissen, S.T., Leyendecker, E. V., Bollinger, G.A., Donovan, N.C., Ebel, J.E, Joyner, W.B., Luft, R.W. and Singh, J.P. (1991) Probabilistic ground-motion hazard maps of response spectral ordinates for the United States, Proceedings of Gourth International Conference on Seismic Zonation, Standford University, August, II, 687-694

[4] NEHRP (1997) FEMA (Federal Emergency Management Agency). Recommended Provisions for Seismic Regulations for New Buildings and Other Structures. Washington, DC: FEMA.

[5] Leyendecker, E.V and Frankel, A.D. (2000). Development of Maximum Considered Earthquake Ground Motion Maps. Earthquake Spectra. Volume 16, N°1, February 2000

[6] NEHRP (2003). FEMA. Recommended Provisions for Seismic Regulations for New Buildings and Other Structures. Washington, DC: FEMA.

[7] ATC – 63 FEMA. (2009). Quantification of Building Seismic Performance Factors. FEMA P-695, February. Washington, DC: FEMA.

[8] USGS (2016). www.earthquake.usgs.gov. Hazard. Worldwide Seismic Design Tool (Beta).

[9] Bertero, Raul; Vaquero, Sebastián; Mussat, Juan (2016) Efectos de Sismos Distantes sobre Edificios Altos: Riesgo Sísmico en Buenos Aires. 24 Jornadas de Ingeniería Estructural. Buenos Aires. AIE.