dispositivos viscoelásticos para protección sísmica de edificios

Presentado en XI-SIBIS, Undécimo Seminario Iberoamericano de Ingeniería Sísmica y
6to. EIPAC 2003, Sexto Encuentro de Investigadores y Profesionales Argentinos de la Construcción, Mendoza,
Argentina 25 al 27 de Agosto de 2003
DISPOSITIVOS VISCOELÁSTICOS PARA PROTECCIÓN SÍSMICA DE EDIFICIOS:
RESIDENCIA ESTUDIANTIL EN MENDOZA, ARGENTINA
Dr.-Ing. José E. Stuardi
GERB Argentina S.A.
Facultad de Ciencias Exactas, Físicas y Naturales, Universidad Nacional de Córdoba, Argentina.
jose_stuardi@gerb.com.ar
RESUMEN
Se sintetizan los cálculos que condujeron a la definición del sistema de protección sismoresistente
de la Torre 3 de la Residencia Estudiantil de la Universidad Tecnológica Nacional en Mendoza,
mediante la incorporación de aisladores de base. Se discute la incorporación de diferentes tipos de
aisladores: elastoméricos y aisladores compuestos por resortes helicoidales y amortiguadores en
base de fluido viscoso. Los cálculos se realizan a partir de un modelo de elementos finitos y
mediante integración de las ecuaciones de movimiento en el dominio del tiempo, utilizando
acelerogramas reales. Se muestra la respuesta sísmica del edificio, mediante histogramas,
diagramas de fase y diagramas de esfuerzos, que dan una perspectiva global de la conveniencia en
la utilización del sistema de aislamiento. Se hace especial énfasis en las propiedades de la
estrategia de aislamiento del tipo 3-D utilizada, en comparación con los dispositivos de aislamiento
flexibles sólo en la dirección horizontal.
PALABRAS CLAVES: aislamiento sísmico, disipación de energía, aisladores de resorte,
amortiguadores, respuesta sísmica.
1

1. INTRODUCCIÓN
El diseño estructural sismoresistente tradicional se basa en la redundancia o hiperestaticidad,
combinada con la demanda de ductilidad intrínseca de la misma estructura. En los cálculos la
ductilidad es a menudo supuesta a partir del tipo de construcción de manera algo empírica, y sus
verdaderos valores son a menudo dudosos. Por otro lado, la utilización de la ductilidad bajo la
forma de reserva estructural conduce a daños en elementos no estructurales y estructurales.
El objetivo principal del cálculo sismoresistente es la reducción en las aceleraciones y esfuerzos en
la estructura. Se evitan de esta forma accidentes y decesos causados por pánico, se preservan los
muchas veces muy valiosos contenidos de los edificios y se asegura una continuidad en las
actividades y en la operatividad del edificio. La reducción de esfuerzos conlleva, al menos desde el
punto de vista técnico, a una posible disminución de las secciones y del costo o bien a menores
daños y costos de mantenimiento. Estos aspectos evidencian la conveniencia técnica de la
adopción de sistemas de protección sísmica modernos, en donde las demandas de ductilidad se
concentran en dispositivos mecánicos diseñados y probados para cumplir fines específicos, ya sea
de desacoplamiento de la estructura respecto de los movimientos del suelo o de la disipación de la
energía sísmica.
En los sistemas de protección sísmica del tipo de aislamiento de base, el desacoplamiento ha sido
ya desde hace años logrado por la interposición de un medio horizontalmente flexible en la
fundación del edificio [1], obteniendo así una frecuencia propia baja horizontal del sistema dinámico.
El modo estructural asociado es prácticamente un desplazamiento horizontal de cuerpo rígido, de
manera que las deformaciones se concentran en los aisladores y los esfuerzos son reducidos en la
superestructura. Las aceleraciones en la base del edificio son reducidas en virtud del sistema
dinámico formado, sólo para frecuencias largamente superiores a la frecuencia del modo
considerado. Las amplificaciones dinámicas para frecuencias cercanas a las de resonancia deben
ser evitadas, lo que conduce a la incorporación de amortiguamiento en la base. En los aisladores
tradicionales de elastómero, este amortiguamiento es provisto por el mismo material, y en cantidad
dependiente de las composiciones de la mezcla, o bien por el agregado de dispositivos de
disipación especiales, como los de fluencia de metales [2].
Para el caso de edificios de gran altura un aislamiento de base conduciría a una pérdida de la
estabilidad global, por lo que las medidas se reducen a incluir los disipadores dentro de la misma
estructura, de manera de disipar energía en forma estable y confiable.
En otro ámbito de aplicación, la fundación elástica de maquinaria pesada sobre elementos
mecánicos tales como resortes y amortiguadores viscosos es una idea, que tiene sus orígenes a
principios del siglo pasado. En este caso, se aislan las vibraciones causadas por las máquinas para
mejorar las condiciones ambientales, o bien se aislan los equipos e instrumental sensible de las
vibraciones presentes en sus apoyos. La técnica tuvo una rápida difusión en todo el mundo, por
poseer variadas ventajas adicionales, muchas veces por encima del objetivo básico perseguido del
aislamiento, como por ejemplo, la economía en el diseño del bloque de fundación, o la protección
contra asentamientos diferenciales del terreno. Utilizando la experiencia ganada en las últimas
décadas en el aislamiento de máquinas y equipos en áreas sísmicas, (Fig. 1, Fig. 2), se transfiere
finalmente la idea de la utilización de resortes helicoidales de acero y amortiguadores viscosos para
el aislamiento de base de edificios [3]. La primera estructura de uso habitacional así aislada es la
Residencia David Lowe en Los Ángeles, California (Fig. 3), la que soportó el terremoto de
Northridge de 1994 sin daños [4] y permanece actualmente en excelentes condiciones.
2

Fig. 1: Aislador para protección sismoresistente en el montaje de un acelerador de iones Rumania)
Fig. 2: Condensadores de alta tensión con protección sismoresistente (China)
Fig. 3: Residencia Lowe, Los Ángeles, California
El uso de resortes y amortiguadores viscosos como aisladores de base define una estrategia
diferenciada respecto de la habitual: la incorporación de elasticidad y amortiguamiento también en
la dirección vertical define un sistema dinámico que debe necesariamente ser analizado en 3-D. El
sistema fue denominado como Sistema de Control de Base (Base Isolation System, B.C.S.) por la
empresa Gerb Vibration Control Systems en Alemania.
2. CARACTERÍSTICAS DE LOS AISLADORES RESORTE-AMORTIGUADOR, 3-D (B.C.S)
El sistema de aislamiento de base es modular, de manera que la rigidez es provista por una caja de
resortes, mientras que el amortiguamiento es provisto por amortiguadores viscosos independientes.
Los elementos de resortes están compuestos por carcazas metálicas que alojan y confinan
convenientemente a un número variable de resortes, ver Fig. 4 , con variadas rigideces verticales y
horizontales y con capacidades de carga vertical y horizontal adecuadas al proyecto. Las cajas de
resortes pueden ser pretensadas mediante bulones con la carga de diseño a efectos del transporte,
lo que además permite la construcción sobre una base de apoyo rígida hasta el final de obra. De
igual manera, los aisladores pueden ser en cualquier momento individualmente comprimidos
mediante gatos hidráulicos, lo que permite su extracción y eventual reemplazo, para adecuarse, por
ejemplo, a condiciones de proyecto cambiantes.
3

El principio fundamental del aislamiento se conserva, de manera que el sistema dinámico se
sintoniza a frecuencias propias horizontales bajas, del orden de 1 a 1,5 Hz. Desde el punto de vista
de la dinámica estructural, la introducción de apoyos flexibles en la dirección vertical, con una
frecuencia propia típica de 3 Hz, genera un aislamiento también para señales en esta dirección. Los
modos horizontales contienen ahora una leve pendulación o rocking, este acoplamiento conduce a
movimientos verticales causados por excitaciones horizontales. El sistema experimenta de esta
forma desplazamientos horizontales que resultan mucho menores que en el caso de aisladores de
elastómero, no superando los ±100mm. La presencia de amortiguamiento vertical es un factor
decisivo para disipar energía y evitar así amplificaciones indeseadas.
Fig. 4: Esquema de una caja de resortes típica
Fig. 5: Esquema de un amortiguador viscoso 3-D, foto de un amortiguador viscoso Gerb.
Los amortiguadores están compuestos por una carcaza inferior que contiene una masa viscosa. La
masa posee una viscosidad y propiedades prácticamente independientes de la temperatura. Desde
la carcaza superior se introduce un pistón dentro de la masa, mientras que un manguito de
protección vincula a ambas carcazas, sirviendo de protección a la masa viscosa frente a elementos
extraños. El amortiguador genera una fuerza proporcional a la velocidad en las tres direcciones
ortogonales. El tamaño, los detalles de construcción internos del amortiguador y el tipo de masa
dependen básicamente del coeficiente de amortiguamiento requerido y de los desplazamientos
máximos de diseño. La Fig. 5 muestra un amortiguador VISCO ® típico con un coeficiente de
amortiguamiento de 300 kNs/m en dirección vertical y 500 kNs/m en dirección horizontal.
El sistema se destaca por su sencillez conceptual: los resortes tienen una relación cargadesplazamiento
lineal tanto en la dirección vertical como horizontal, mientras que los
amortiguadores viscosos pueden ser modelados en la mayoría de los programas de cálculo
estructural hoy disponibles.
3. EDIFICIO AISLADO Y MODELO DE ANÁLISIS
El edificio es una estructura de hormigón armado con mampostería reforzada, con una planta de
7,30 x 7,80 m y una altura de 8,55 m. Tres estructuras similares fueron construidas, pero sólo la
tercera torre ha sido provista de un sistema de aislamiento de base. Por razones normativas, la
estructura de la torre aislada se mantuvo idéntica a las restantes, excepto el agregado de una viga
perimetral para adecuar la transmisión de cargas a una forma puntual, debido a la presencia de los
aisladores.
4

El sistema de aislamiento elegido para la construcción fue el BCS, se utilizaron cuatro cajas de
resortes y cuatro amortiguadores en las esquinas de la planta, véase Fig. 6. El peso de la estructura
considerando sobrecargas resultó de 2500 kN, y las diferencias de carga normal sobre los
aisladores debido a falta de simetría del edificio fueron compensadas en un nivel de detalle del
proyecto con la incorporación de un diferente número de elementos en las cajas de resortes.
Fig. 6: Esquema en planta del edificio aislado con indicación de la ubicación de aisladores.
El edificio fue modelado con elementos finitos utilizando el software comercial SAP 2000, la Fig. 7
muestra una vista tridimensional del modelo, donde se aprecian vigas, columnas y placas.
Las propiedades del hormigón fueron supuestas como: módulo de Young 27.500 MN/m 2 , módulo de
Poisson 0,2 y peso específico 24,5 kN/m 3 . A los efectos de este análisis comparativo, no se
consideró ninguna interacción del edificio con el suelo.
Fig. 7: Modelo de Elementos Finitos del edificio
Las propiedades de los aisladores B.C.S. utilizados son: carga nominal típica: 768 kN, rigidez
vertical: 29,5 kN/mm, rigidez horizontal: 3,94 kN/mm, dimensiones externas: 575 x 655 x 600 (h)
mm. Los amortiguadores tienen constantes vertical: 180 kN s/m, horizontal 360 kN s/m, mientras
que las dimensiones externas son: 646 x 542 x 600 (h) mm. El desplazamiento estático vertical de
proyecto resultó de 29 mm.
Al momento del proyecto se había ya considerado la colocación de aisladores de goma, más
exactamente los del tipo Neozelandés (NZ). El amortiguador NZ es básicamente un amortiguador
elastomérico, pero posee la ventaja de un amortiguamiento incrementado debido a la presencia de
un núcleo central de plomo, el que disipa energía por deformación plástica. La presencia de
5

amortiguamiento en los aisladores resulta especialmente importante en este caso, debido al control
sobre los desplazamientos que produce. La modelación habitual en este tipo de aisladores ha sido
propuesta por Wen [5].
Con fines comparativos se utilizó en el presente trabajo un tipo de aislador NZ, cuyas
características técnicas fueron las del aislador considerado en el proceso de diseño. Los datos
fueron suministrados por el propietario de la obra, y son los siguientes: rigidez inicial 5,3 kN/mm,
fuerza de fluencia 70,7 kN, relación de rigidez post-fluencia 0,045 , diámetro del núcleo de plomo
100 mm, diámetro externo 600 mm y una altura total de 283 mm.
4. ANÁLISIS REALIZADO
El modelo fue analizado en el dominio del tiempo, integrando las ecuaciones de movimiento en un
subespacio reducido modal. A efectos de este estudio comparativo se consideraron los siguientes
casos: a) edificio sin aislamiento, b) edificio sobre aisladores B.C.S. y c) edificio sobre aisladores
N.Z.
La acción sísmica sobre la estructura fue definida sobre la base de un estudio de microzonificación
del año 1989 [6 ], teniendo en cuenta los terremotos importantes registrados en la zona, las fuentes
sismogénicas potenciales del Gran Mendoza y la caracterización de aquellas que puedan interesar
a la estructura considerada. Teniendo en cuenta que la mayor contribución al peligro sísmico del
Gran Mendoza proviene de fallas superficiales y de la falla la Cal-Calle Perú, se seleccionaron once
sismos reales, de manera de representar por medio de sus características al tipo de sismo
esperado de la región. Con el objetivo de abarcar distintas posibilidades, los registros poseen
características diversas, pero en su mayoría corresponden a sismos cercanos y presentan carácter
impulsivo.
De acuerdo con lo anteriormente expresado se seleccionaron las siguientes señales de la Tabla 1,
las que han sido consideradas también en su totalidad en este trabajo:
Nº Evento Estación Fecha Comp. Mag
Distancia
Epicentral
Km
Tipo
de
Suelo
1 Cape Mendocino Cape Mendocino 25/04/92 N-S 7 8,5 roca 20
2 Coalinga Trasmitter Hill 22/07/83 360º 5,7 9,2 roca 12
3 Loma Prieta Corralitos 17/10/89 N-S 7,1 5,1 rígido 20
4 Imperial Valley Array Nº 6 15/10/79 140º - - - - - 20
Durac.
seg
5 Kobe Kobe Observ,JMA 17/01/95 N-S 6,9 0,60 rígido 15
6 Chi-Chi Taiwan TCU 084 20/09/99
E-W
7,6 10,40 rígido 58
7
Northridge New
Hall
La Country Fire
Station
8 Cape Mendocino Petrolia 25/04/92 90º
17/01/94 90º 6,6 - - - 20
7
7,1
- - roca 25
9 Northridge Sylmar 17/01/94 360º - - - 15
10 Tabas Iran Tabas 9101 16/09/78 Transv, 7,4 3
11 Imperial Valley El Centro 15/10/79 230º - - - -
Tabla 1: Registros sísmicos reales seleccionados para el diseño.
compactocompacto
Las señales fueron consideradas simultáneamente actuando en ambas direcciones horizontales,
mientras que para la dirección vertical se seleccionó a la señal de mayor aceleración vertical. A
efectos de su descripción y de la interpretación de las respuestas sobre la estructura obtenidas, se
presentan en Tabla 2 los valores máximos de aceleración, velocidad y desplazamiento, mientras
25
20
6

que en la Fig. 9 se muestran los espectros de pseudoaceleraciones de los registros seleccionados.
En negrita se han marcado sobre la Tabla 1 los nombres de los eventos con los que se los refiere
en el resto del informe.
Nº Evento
PGA
g
PGV
cm/s
PGD
cm
PGA-UP
g
1 Cape Mend 1,497 127,4 41 0,75
2 Coalinga 1,083 39,7 5,4 0,39
3 Corralitos 0,644 55,2 10,9 0,46
4 Imperial 0,459 63,12 26,9 1,75
5 Kobe 0,821 81,30 17,7 0,33
6 Taiwan 0,821 81,3 31,4 0,35
7 New Hall 0,583 74,84 17,6 0,60
8 Petrolia 0,662 89,45 8,82 0,18
9 Sylmar 0,843 128,9 32,5 0,58
10 Tabas 0,852 121,4 94,6 0,69
11 Centro 0,436 108,7 55,1 1,75
Tabla 2: Aceleraciones, Velocidades y Desplazamientos máximos de los terremotos.
5. RESULTADOS OBTENIDOS
En la Fig. 8 (a) se muestra el primer modo relevante del edificio para el caso con fundación rígida,
donde son obvias las deformaciones de entrepisos. En la misma figura del lado derecho (b) se
puede observar el primer modo correspondiente al edificio sobre aisladores BCS, las deformaciones
se concentran ahora al nivel de los aisladores, mientras que el edificio sufre distorsiones
horizontales notablemente menores. La esquina superior derecha ha sido ampliada para una mejor
visualización de los desplazamientos en el plano; debido al efecto de pendulación los
desplazamientos verticales resultan en este caso aproximadamente un 12% de los horizontales. La
relación de amortiguamiento crítica del modo resultó de 29%.
(a) (b)
Fig. 8: 1er. Modo relevante de la estructura con fundación rígida (5,32 Hz) y
1er. Modo relevante de la estructura aislada con aisladores BCS (1,1 Hz)
El control de la demanda de desplazamientos horizontales en los aisladores impuesta por el
sistema es un factor limitante a tener en cuenta en el momento del diseño. Debido a las
características de las señales sísmicas, la selección de los aisladores tuvo que adecuarse
priorizando este aspecto técnico del proyecto. Los resultados obtenidos con el modelo y debido a
los diferentes terremotos pueden observarse en la Tabla 3.
7

Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
40
30
20
10
0
20
10
0
30
20
10
0
30
20
10
0
30
20
10
0
20
10
0
Capem end
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
0 0 ,5 1 1 ,5 2 2 ,5
T [s]
Corralitos
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
0 0 ,5 1 1 ,5 2 2 ,5
T [s]
Kobe
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
0 0 ,5 1 1 ,5 2 2 ,5
T [s]
New hall
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
0 0 ,5 1 1 ,5 2 2 ,5
T [s]
Sylmar
0 0 ,5 1 1 ,5 2 2 ,5
T [s]
Centro
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
0 0 ,5 1 1 ,5 2 2 ,5
T [s]
Fig. 9: Espectros de pseudoaceleraciones de las señales sísmicas
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
20
10
0
30
20
10
0
20
10
0
40
30
20
10
20
10
0
Coalinga
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
8
0 0 ,5 1 1 ,5 2 2 ,5
T [s]
Im pe ria l
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
0 0 ,5 1 1 ,5 2 2 ,5
T [s]
Taiw an
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
0 0 ,5 1 1 ,5 2 2 ,5
T [s]
0
P e trolia
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
0 0,5 1 1,5 2 2,5
T [s]
Tabas
A mortiguamiento
0,05
0,1
0,3
Cirsoc 103,SII
0 0 ,5 1 1 ,5 2 2 ,5
T [s]

Los desplazamientos máximos admisibles de proyecto en los aisladores del sistema BCS son de
100 mm de acuerdo con el tipo seleccionado, lo que garantiza un funcionamiento dentro del rango
normal previsto para los sismos máximos probables elegidos. Por otro lado, de los desplazamientos
calculados en los aisladores NZ para algunos sismos resulta evidente que se hubiese planteado
una situación similar, esto es la necesidad de trabajar sobre algunos parámetros del proyecto
original de manera de garantizar un correcto funcionamiento de los aisladores y la seguridad de la
estructura soportada.
Nro. Terremoto
Aislador B.C.S.
Desplaz. horizontal
[mm]
Aislador NZ
Desplaz. horizontal
[mm]
1 Cape Mendocino 78 276
2 Coalinga 39 57
3 Loma Prieta – Corralitos 62 123
4 Imperial Valley, Array Nº 6 61 87
5 Kobe 38 68
6 Chi-Chi –Taiwan 59 114
7 Northridge New Hall, La Country 70 128
8 Cape Mendocino, Petrolia 95 333
9 Northridge – Sylmar 89 357
10 Tabas – Iran 70 389
11 Imperial Valley, El Centro 56 420
Tabla 3: Desplazamientos horizontales máximos de los aisladores BCS y NZ.
En las Fig. 10 y Fig. 11 se muestran los desplazamientos verticales y horizontales en los aisladores
BCS y NZ. Los desplazamientos verticales en los BCS no superan en general los ±30 mm mientras
que en los NZ se mantienen por debajo de ±0,4 mm, debido a la alta rigidez vertical provista en este
último caso.
Los gráficos aceleración vs. desplazamiento, con ambas variables medidas en la dirección
horizontal en un nudo sobre la esquina del edificio y en su plano superior, son usados aquí para
mostrar un panorama general de las prestaciones de los diferentes sistemas analizados. En las Fig.
12 y Fig. 13 se observan los citados gráficos dispuestos en tres columnas a efectos comparativos: a
la izquierda las correspondientes al edificio sin aislamiento, al centro las obtenidas en el modelo con
aisladores BCS y a la derecha con aisladores NZ. Es posible observar el límite en las aceleraciones
máximas provistas por ambos sistemas de aislamiento y una buena reducción de las aceleraciones
en las señales con elevada magnitud, destacándose los aisladores NZ por proveer aceleraciones
menores y consecuentemente desplazamientos mayores que el sistema BCS.
La Fig. 14 muestra las aceleraciones verticales vs. los desplazamientos verticales para los distintos
casos y para el sismo identificado como Petrolia.
Con el fin de comparar las prestaciones en cuanto a la reducción de esfuerzos, a modo de ejemplo
se muestran las solicitaciones máximas obtenidas durante los sismos para una columna situada en
la planta baja y en la esquina del edificio, o sea inmediatamente por encima de los aisladores y para
los tres casos calculados. La Tabla 4 contiene esfuerzos normales, la Tabla 5 esfuerzos de corte y
la Tabla 6 momentos flectores máximos.
9

Desp. vert. [m]
0,03
0,02
0,01
0,00
-0,01
-0,02
Aisladores BCS Aisladores NZ
Cape Mend
-0,03
-0,08 -0,06 -0,04 -0,02 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1
Desplazamiento horizontal [m]
Corralitos
0,03
0,02
0,01
0,00
-0,01
-0,02
-0,03
-0,08 -0,06 -0,04 -0,02 0 0,02 0,04 0,06 0,08
Desplazamiento horizontal [m]
Imperial
0,03
0,02
0,01
0,00
-0,01
-0,02
-0,03
-0,08 -0,06 -0,04 -0,02 0 0,02 0,04 0,06
0,02
0,01
0,00
-0,01
Desplazamiento horizontal [m]
Kobe
-0,02
-0,04 -0,02 0 0,02 0,04 0,06
Desplazamiento horizontal [m]
0,03
0,02
0,01
0,00
-0,01
0,02
0,01
0,00
-0,01
Coalinga
-0,02
-0,04 -0,02 0 0,02 0,04 0,06
Desplazamiento horizontal [m]
Taiwan
-0,02
-0,06 -0,04 -0,02 0 0,02 0,04 0,06 0,08
Desplazamiento horizontal [m]
Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
Taiwan
Fig. 10: Demandas de desplazamientos verticales y horizontales sobre los aisladores BCS y
NZ.
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
Coalinga
10
-4,E-04
-0,06 -0,04 -0,02 0,00 0,02 0,04 0,06
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
Desplazamiento horizontal [m]
Corralitos
-4,E-04
-0,14 -0,10 -0,06 -0,02 0,02 0,06 0,10
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
Cape Mend
-4,E-04
-0,04 0,00 0,04 0,08 0,12 0,16 0,20 0,24 0,28
Desplazamiento horizontal [m]
Desplazamiento horizontal [m]
Imperial
-4,E-04
-0,08 -0,06 -0,04 -0,02 0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10
Desplazamiento horizontal [m]
Kobe
-4,E-04
-0,08 -0,06 -0,04 -0,02 0,00 0,02 0,04
Desplazamiento horizontal [m]
-4,E-04
-0,12 -0,09 -0,06 -0,03 0,00 0,03 0,06 0,09 0,12
Desplazamiento horizontal [m]

Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
Aisladores BCS Aisladores NZ
New Hall
0,03
0,02
0,01
0,00
-0,01
-0,02
-0,03
-0,08 -0,06 -0,04 -0,02 0 0,02 0,04 0,06 0,08
Desplazamiento horizontal [m]
0,04
0,02
0,00
-0,02
Petrolia
-0,04
-0,1 -0,05 0 0,05 0,1
Desplazamiento horizontal [m]
0,04
0,02
0,00
-0,02
Sylmar
-0,04
-0,08 -0,04 0 0,04 0,08 0,12
Desplazamiento horizontal [m]
0,04
0,02
0,00
-0,02
Tabas
-0,04
-0,08 -0,06 -0,04 -0,02 0 0,02 0,04 0,06 0,08
Desplazamiento horizontal [m]
Centro
0,03
0,02
0,01
0,00
-0,01
-0,02
-0,04 -0,02 0 0,02 0,04 0,06 0,08
Desplazamiento horizontal [m]
Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
Desp. vert. [m]
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
New Hall
-4,E-04
-0,11 -0,08 -0,05 -0,02 0,01 0,04 0,07 0,10 0,13
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
Desplazamiento horizontal [m]
Petrolia
-4,E-04
-0,20 -0,10 0,00 0,10 0,20 0,30
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
Desplazamiento horizontal [m]
Sylmar
-4,E-04
-0,40 -0,30 -0,20 -0,10 0,00 0,10 0,20 0,30
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
Desplazamiento horizontal [m]
Fig. 11: Demandas de desplazamientos verticales y horizontales sobre los aisladores BCS y
NZ. (cont.)
Tabas
-4,E-04
-0,40 -0,30 -0,20 -0,10 0,00 0,10 0,20 0,30
4,E-04
2,E-04
0,E+00
-2,E-04
Desplazamiento horizontal [m]
Centro
-4,E-04
-0,40 -0,30 -0,20 -0,10 0,00 0,10 0,20 0,30 0,40
Desplazamiento horizontal [m]
11

Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
30
20
10
0
-10
Sin Aislador Aisladores BCS Aisladores NZ
Cape Mend
-20
-0,012 -0,008 -0,004 0
Desplazamiento [m]
0,004 0,008
Coalinga
20
16
12
8
4
0
-4
-8
-12
-0,006 -0,004 -0,002 0,000 0,002 0,004
Desplazamiento [m]
Corralitos
8
6
4
2
0
-2
-4
-6
-8
-0,003 -0,002 -0,001 0,000 0,001 0,002 0,003
Desplazamiento [m]
Imperial
-12
-0,006 -0,004 -0,002 0,000 0,002 0,004 0,006
Desplazamiento [m]
16
12
8
4
0
-4
-8
16
12
8
4
0
-4
-8
Kobe
+
-12
-0,006 -0,004 -0,002 0,000 0,002 0,004 0,006
Desplazamiento [m]
Taiwan
8
6
4
2
0
-2
-4
-6
-8
+
-0,002 -0,001 0,000 0,001 0,002
Desplazamiento [m]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Cape mend
8
6
4
2
0
-2
-4
-6
-0,1 -0,05 0 0,05 0,1 0,15
Desplazamiento [m]
Aceleración [m/s²]
Coalinga
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
-5
-0,06 -0,04 -0,02 0 0,02 0,04 0,06
Desplazamiento [m]
6
4
2
0
-2
-4
Corralitos
-6
-0,1 -0,05 0 0,05 0,1
Desplazamiento [m]
-2
-4
Aceleración [m/s²]
6
4
2
0
4
2
0
-2
Imperial
-6
-0,1 -0,05 0 0,05 0,1
Desplazamiento [m]
Aceleración [m/s²]
Kobe
-4
-0,06 -0,04 -0,02 0 0,02
Desplazamiento [m]
0,04 0,06
6
4
2
0
-2
-4
Taiwan
-6
-0,1 -0,05 0
Desplazamiento [m]
0,05 0,1
Cape Mend
Fig. 12: Curvas aceleración horiz. vs. desplazamiento horiz. del nodo superior en esquina del
edificio
Aceleración [m/s²]
3
2
1
0
-1
-2
12
-3
-0,05 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3
Desplazamiento [m]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
3
2
1
0
-1
-2
Coalinga
-3
-0,05 -0,03 -0,01 0,01 0,03 0,05 0,07
Desplazamiento [m]
3
2
1
0
-1
-2
Corralitos
-3
-0,14 -0,1 -0,06 -0,02 0,02 0,06 0,1 0,14
Desplazamiento [m]
3
2
1
0
-1
-2
Imperial
-3
-0,1 -0,06 -0,02 0,02
Desplazamiento [m]
0,06 0,1
3
2
1
0
-1
-2
Kobe
-3
-0,08 -0,06 -0,04 -0,02 0
Desplazamiento [m]
0,02 0,04
3
2
1
0
-1
-2
Taiwan
-3
-0,12 -0,08 -0,04 0 0,04 0,08 0,12
Desplazamiento [m]

Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
16
12
8
4
0
-4
-8
Sin Aislador Aisladores BCS Aisladores NZ
New Hall
-12
-0,006 -0,004 -0,002 0,000
Desplazamiento [m]
0,002 0,004
Petrolia
-12
-0,004 -0,002 0,000 0,002 0,004
Desplazamiento [m]
-12
16
12
8
4
0
-4
-8
Sylmar
-16
-0,006 -0,004 -0,002 0,000 0,002 0,004 0,006
Desplazamiento [m]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
16
12
8
4
0
-4
-8
20
15
10
5
0
-5
-10
-15
-20
-0,00
8
10
5
0
-5
-0,00
6
Tabas
-0,00 -0,00 0,000 0,002 0,004 0,006 0,008
4 Desplazamiento 2 [m]
Centro
-10
-0,003 -0,002 -0,001 0,000 0,001 0,002 0,003
Desplazamiento [m]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
8
6
4
2
0
-2
New Hall
-4
-0,1 -0,05 0
Desplazamiento [m]
0,05 0,1
10
5
0
-5
Petrolia
-10
-0,15 -0,1 -0,05 0 0,05 0,1 0,15
Desplazamiento [m]
Sylmar
8
6
4
2
0
-2
-4
-6
-8
-0,15 -0,1 -0,05 0 0,05 0,1 0,15
Desplazamiento [m]
8
6
4
2
0
-2
-4
Tabas
-6
-0,1 -0,05 0
Desplazamiento [m]
0,05 0,1
Centro
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
-5
-6
-0,05 0 0,05
Desplazamiento [m]
0,1
New Hall
Fig. 13: Curvas aceleración horiz. vs. desplazamiento horiz. del nodo superior en esquina del
edificio (cont.)
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
Aceleración [m/s²]
3
2
1
0
-1
-2
13
-3
-0,12 -0,08 -0,04 0 0,04 0,08
Desplazamiento [m]
0,12 0,16
3
2
1
0
-1
-2
Petrolia
-3
-0,2 -0,1 0 0,1 0,2 0,3 0,4
Desplazamiento [m]
3
2
1
0
-1
-2
Sylmar
-3
-0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0 0,1 0,2 0,3 0,4
Desplazamiento [m]
3
2
1
0
-1
Tabas
-2
-3
-0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0 0,1 0,2 0,3 0,4
Desplazamiento [m]
3
2
1
0
-1
-2
Centro
-3
-0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5
Desplazamiento [m]

Aceleración [m/s²]
10
5
0
-5
sin aislamiento
-10
-0,002 -0,001 0,000 0,001 0,002
Desplazamiento [m]
Aceleración [m/s²]
Fig. 14: Aceleraciones verticales vs. desplazamientos verticales del nodo superior del edificio.
Esfuerzo Normal
Terremoto sin aislac. con B.C.S. con NZ
kN kN % kN %
capemend 2425 476 20 394 16
coalinga 945 276 29 408 43
corralitos 727 395 54 375 52
imperial 1477 428 29 401 27
kobe 1538 257 17 349 23
taiwan 573 365 64 414 72
newhall 1129 438 39 398 35
petrolia 871 618 71 414 48
sylmar 994 501 50 393 40
tabas 2406 487 20 433 18
centro 523 352 67 428 82
Tabla 4: Esfuerzos normales máximos sobre una columna en PB en la esquina del edificio.
Esfuerzo Cortante
con B.C.S. con NZ
kN kN % kN %
capemend 291 63 22 61 21
coalinga 128 37 29 62 48
corralitos 80 54 67 57 71
imperial 178 60 34 62 35
kobe 197 35 18 55 28
taiwan 73 50 68 64 87
newhall 133 60 45 62 47
petrolia 110 84 77 67 61
sylmar 132 68 52 57 43
tabas 300 71 24 71 24
centro 57 49 86 82 144
Terremoto sin aislac.
10
5
0
-5
Tabla 5: Esfuerzos cortantes máximos sobre una columna en PB en la esquina del edificio.
BCS
-10
-0,040 -0,020 0,000 0,020 0,040
Desplazamiento [m]
Aceleración [m/s²]
10
5
0
-5
NZ
14
-10
-0,002 -0,001 -0,001 0,000 0,001 0,001
Desplazamiento [m]

Momento Flector
con B.C.S. con NZ
kN-m kN-m % kN-m %
capemend 92 21 23 22 24
coalinga 43 13 30 23 53
corralitos 24 18 72 21 85
imperial 44 20 44 22 51
kobe 48 12 25 20 41
taiwan 18 16 91 23 131
newhall 36 20 54 22 62
petrolia 35 27 78 24 68
sylmar 43 22 51 21 49
tabas 63 25 39 25 40
centro 18 16 91 27 155
Terremoto sin aislac.
Tabla 6: Momentos flectores máximos en una columna en PB en la esquina del edificio.
De las tablas se obtiene, por ejemplo, que los esfuerzos normales de la columna considerada se
reducen respecto del caso sin aislamiento a valores comprendidos entre el 20 al 67% para
aisladores BCS y de 16 a 82% para los NZ. Los esfuerzos de corte y momento flector son también
reducidos desde valores máximos de 300 kN a máximos de aprox. 80 kN para todos los sismos
considerados cuando se utilizan sistemas de aislamiento, mientras que una situación similar de
limitación de los valores máximos se observa respecto del momento flector. Resulta también notoria
la amplia variación de los porcentajes de reducción de esfuerzos en función de las señales sísmicas
elegidas para el análisis.
Para dar más generalidad a la situación global de los esfuerzos sobre la estructura, se muestran en
las Fig. 15, Fig. 16, Fig. 17 y Fig. 18 los diagramas de esfuerzos Normales (columna izquierda), de
Corte (columna central) y Momento Flector (columna derecha), para los eventos sísmicos: Nro.1
Cape Mendocino-C.M., Nro.8 Cape Mendocino-Petrolia; Nro.9 Northridge-Sylmar y Nro.11 Imperial
Valley-Centro respectivamente. Para facilitar la visualización se han mantenido constantes las
escalas en todos los casos para los diagramas correspondientes al edificio con aisladores BCS y
NZ a saber: 50 kN/mm para el esfuerzo Normal, 200 kN/mm para el Corte y 25 kN m /mm para el
Momento Flector. Las escalas en el caso de los diagramas para el edificio sin aislamiento se redujo
en un factor 5 para Cape Mendocino, en un factor 1,5 para Petrolia y Centro y en un valor 2 para
Sylmar.
Más allá de las interpretaciones particulares de las solicitaciones para cada señal sísmica en
función de sus espectros de pseudoaceleraciones que se pueden realizar, interesa aquí destacar
que, de los diagramas de esfuerzos y de los factores de escala elegidos, resulta evidente que las
solicitaciones en la columna presentadas anteriormente son en general representativas del estado
tensional general del edificio para cada caso.
15

Edificio sin aislamiento Aisladores BCS Aisladores NZ
Esc. 250 kN/mm Esc. 50 kN/mm Esc. 50 kN/mm
Esc. 1000 kN/mm Esc. 200 kN/mm Esc. 200 kN/mm
Esc. 125 kN m/mm Esc. 25 kN m/mm Esc. 25 kNm/mm
Fig. 15: Diagrama general de esfuerzos Normales, Corte y Momento Flector para Cape
Mendocino-Cape Mendocino
16

Edificio sin aislamiento Aisladores BCS Aisladores NZ
Esc. 75 kN/mm Esc. 50 kN/mm Esc. 50 kN/mm
Esc. 300 kN/mm Esc. 200 kN/mm Esc. 200 kN/mm
Esc. 37,50 kN m/mm Esc. 25 kN m/mm Esc. 25 kN m/mm
Fig. 16: Diagrama general de esfuerzos Normales, Corte y Momento Flector para Cape
Mendocino-Petrolia.
17

Edificio sin aislamiento Aisladores BCS Aisladores NZ
Esc. 100 kN/mm Esc. 50 kN/mm Esc. 50 kN/mm
Esc. 400 kN/mm Esc. 200 kN/mm Esc. 200 kN/mm
Esc. 50 kN m/mm Esc. 25 kN m/mm Esc. 25 kN m/mm
Fig. 17: Diagrama general de esfuerzos Normales, Corte y Momento Flector para Northridge-
Sylmar.
18

Edificio sin aislamiento Aisladores BCS Aisladores NZ
Esc. 75 kN/mm Esc. 50 kN/mm Esc. 50 kN/mm
Esc. 300 kN/mm Esc. 200 kN/mm Esc. 200 kN/mm
Esc. 37,50 kN m/mm Esc. 25 kN m/mm Esc. 25 kN m/mm
Fig. 18: Diagrama general de esfuerzos Normales, Corte y Momento Flector para Imperial
Valley- Centro.
19

Finalmente se muestran en Tabla 7 las reacciones basales máximas del edificio para los sismos y
los tres casos considerados. Como consecuencia de sus distintas rigideces vertical y horizontal, el
desempeño del aislador NZ es superior al BCS en lo que respecta al corte basal, mientras que la
reacción vertical es siempre menor en el aislador BCS.
Reacciones Basales Máximas
Horizontal Vertical
Sismo
sin aislam. Aisl. BCS Aisl. NZ sin aislam. Aisl. BCS Aisl. NZ
kN kN kN kN kN kN
capemend 4.551 1.196 448 2.237 1.712 2.724
coalinga 2.278 576 247 2.237 1.710 2.729
corralitos 1.577 916 306 2.239 1.713 2.711
imperial 3.707 912 272 2.246 1.709 2.723
kobe 4.002 557 254 2.231 1.711 2.713
newhall2 2.345 1.045 308 2.236 1.703 2.717
sylmar 2.025 1.355 520 2.239 1.718 2.740
tabas 5.572 1.030 551 2.244 1.720 2.713
petrolia 1.795 1.426 501 1.975 1.676 2.709
taiwan 1.188 888 296 1.973 1.687 2.722
centro 1.083 848 572 1.972 1.681 2.779
Tabla 7: Reacciones Basales máximas durante los sismos del Edificio considerado
6. CONCLUSIONES
Del análisis efectuado queda demostrado la conveniencia técnica de la incorporación de aisladores
de base, tanto en la reducción de aceleraciones como de esfuerzos sobre los miembros
estructurales.
El sistema de aislamiento de base consistente en resortes helicoidales y amortiguadores viscosos
ha sido introducido en edificios después de la experiencia ganada en su utilización para el
aislamiento de maquinarias y equipos pesados. El comportamiento dinámico del modelo formado
debe ser entendido y calculado en forma tridimensional, ya que la flexibilidad y el amortiguamiento
vertical son componentes distintivos del sistema, en comparación con los sistemas flexibles sólo en
la dirección horizontal.
Los resultados mostrados en el presente trabajo muestran que el aislamiento BCS constituye una
alternativa técnica que por sus características conduce en general en aceleraciones horizontales
algo mayores y desplazamientos horizontales menores que los obtenibles con aisladores de
elastómero. Debido a los aisladores BCS los esfuerzos calculados se mantienen en valores
reducidos para todos los sismos considerados, protegiendo así a la estructura.
Se muestra además una amplia variación de resultados en función de los distintos eventos
sísmicos, lo que es atribuible a las diferentes magnitudes y componentes en frecuencia de los once
sismos designados como probables. Al respecto, y al momento del diseño del sistema de
aislamiento, resulta clara la necesidad de contar con información lo más precisa posible sobre el
input sísmico, de manera de ajustar las propiedades del filtro lo más adecuadamente posible.
20

7. REFERENCIAS
1 Design of Seismic Isolated Structures – From Theory to Practice, Naeim, F. and Kelly, J.M., John
Wiley & Sons, Inc., New York, Chichester, Weinheim, Brisbane, Singapore, Toronto, (1999).
2 Diseño Simoresistente de Edificios. Técnicas Convencionales y Avanzadas. Luis M. Bozzo, Alex
H. Barbat. Editorial Reverté, S.A. 2000.
3 Seismic Protection of Structures by Viscoelastic Elements. The Eighth East Asia-Pacific
Conference on Structural Engineering and Construction. 5-7 December 2001, Nanyang
Technological University, Singapore. Paper No.:1059.
4 Prediction of Observed Responses of Base-Isolated Structures, N. Makros et al., Journal of
Structural Engineering, Mayo 1996.
5 Method for Random Vibration of Histeretic Systems, Wen Y. K., Journal of the Engineering
Mechanics Division, ASCE, 102, 249-263, 1976.
6 Microzonificación sísmica del Gran Mendoza, República Argentina. Instituto Nacional de
Prevención Sísmica, Secretaría de Obras Públicas, Ministerio de Obras y Servicios Públicos, Poder
Ejecutivo Nacional, 1989.
21