ACTUALIZACIÓN DE CRITERIOS PARA EL DISEÑO SÍSMICO EN TUBERÍAS

ENTERRADAS DEL CAPITULO DE DISEÑO POR SISMO DEL MDOC 2008

Melchor García, Nicolás(1)

, Hernández Juárez, Gualberto(1),

Mena Hernández, Ulises(1)

, Flores

Berrones, Raúl(2)

, Mena Sandoval, Enrique (3)

1 Instituto de Investigaciones Eléctricas (IIE), Gerencia de Ingeniería Civil, Reforma 113, Col. Palmira, 62490, Cuernavaca,

Morelos, México CP 62490 , nmgarcia@iie.rog.mx, gualberto.hernandez@iie.org.mx, umena@iie@iie.org.mx 2 Instituto Mexicano de Tecnología del Agua, Coordinación de Hidráulica, Paseo Cuauhnáhuac No. 8532, Col. Progreso, Jiutepec,

Morelos C.P.62550, rflores@tlaloc.imta.mx 3 Comisión Federal de Electricidad, Gerencia de Estudios de Ingeniería Civil, Augusto Rodin 265 Col. Noche Buena

Deleg. Benito Juárez C.P. 03720 México, D.F, enrique.mena@cfe.gob.mx

RESUMEN

Se presenta una propuesta para la actualización de criterios de diseño sísmico de tuberías enterradas para ser incluida

en el Capítulo Diseño por Sismo del Manual de Diseño de Obras Civiles (MDOC) de CFE. La propuesta se basa en

una metodología para seleccionar el tipo de análisis (estático o dinámico), de acuerdo a una clasificación definida por

su importancia, zonificación y nivel de seguridad. Los criterios están enfocados al análisis de la respuesta estructural

(esfuerzos y deformaciones) de la tubería por efectos sísmicos de propagación de ondas (deformaciones transitorias),

deformaciones permanentes del terreno (PGD) y cruce en fallas geológicas.

ABSTRACT

A proposal is presented for updating seismic design criteria of buried pipelines to be included in Chapter Design for

Seismic Design Manual Civil (MDOC) of CFE. The proposal is based on a methodology to select the type of

analysis (static or dynamic), according to the classification defined by its importance, zoning and safety level. The

criteria are focused on the analysis of the structural response (stress-strain) pipe for seismic wave propagation effects

(transient deformations), permanent ground deformation (PGD) and crossing geological faults

INTRODUCCIÓN

Los sistemas de tuberías de agua, oleoductos y gasoductos son susceptibles a presentar fallas debido a efectos

sísmicos, ejemplo de ello, son las reportados por Ayala y Rascón, 1979, Elhmadi y O’Rourke (1990), Flores

Berrones (1986), y O’Rourke y Ayala (1990,1993), entre otros. Las normas y guías para su diseño tienen la finalidad

de tomar medidas preventivas y operativas que permitan la integridad estructural de las tuberías ante la acción de los

sismos.

El Capítulo de diseño por sismo del Manual de Diseño de Obras Civiles (MDOC) 2008, se encuentra en una etapa de

revisión y actualización. Los criterios que presenta el MDOC 2008 para las estructuras tipo tuberías no se encuentran

actualizados, por ello se propone una metodología que permita clasificar las tuberías para realizar su análisis acorde

a los requerimientos funcionales antes, durante y después del sismo. La propuesta de actualización se enfoca al caso

de tuberías enterradas utilizando métodos de análisis que se basan en el nivel de deformaciones del terreno. Uno de

los datos necesarios para evaluar los esfuerzos y deformaciones de la tubería son los parámetros de Ramber-Osgood,

comúnmente usados.

Las normas y recomendaciones de diseño internacionales abordan el análisis sísmico de tuberías enterradas

asociando la forma de respuesta en función del efecto sísmico. Con ello se pueden distinguir fallas por

deformaciones transitorias (propagación de ondas en el suelo) y permanentes del terreno PGD (deslizamientos de

taludes y licuación por corrimiento lateral).

Los criterios propuestos para realizar el análisis de propagación de ondas consideran la interacción suelo-tubería

para definir si se presenta deslizamiento entre la tubería y el suelo circundante. Para determinar la deformación

permanente del terreno longitudinal y transversal se presentan metodologías, que se basan en la cantidad de suelo

desplazado o bien, en función de la longitud y ancho de la zona de PGD. Para el análisis sísmico de tuberías que

cruzan una falla geológica activa se presenta un procedimiento iterativo basado en la comparación de las longitudes

de deformación axial requeridas por la falla y de fluencia del material.

En este tipo de estructuras se considera un factor de ductilidad y sobrerresistencia unitario debido a que el

enterramiento en el terreno permite que existan puntos de anclaje.

Los criterios y metodologías proporcionados permitirán obtener diseños de tuberías que cumplan las condiciones de

estado límite de servicio y de colapso a través de análisis teóricos más confiables

CLASIFICACIÓN DE TUBERÍAS

Las tuberías se han clasificado en tres grupos de acuerdo a su importancia y a sus requerimientos funcionales de la

siguiente manera:

Grupo A. Clase 1: Las tuberías donde se requiere un grado de seguridad alto, debido a que su funcionamiento y

operación es esencial durante y después del sismo. La falla e interrupción de su funcionamiento causaría grandes

pérdidas de vidas y un gran impacto sobre el medio ambiente y/o económico. Por ejemplo tuberías que suministren

gas a plantas de generación, líneas de conducción de agua potable y redes contra incendio.

Grupo B, Clase 1 (B1): Tuberías de mediana importancia que en caso de falla estructural causaría la pérdida de

vidas o pérdidas económicas, pero que la interrupción de su funcionamiento posterior al sismo no provoca un gran

impacto social y/o económico. Por ejemplo: redes de distribución de agua potable, ductos con aceite y tuberías de

gas cuyas instalaciones son importantes en el sector energético, pero el servicio puede ser interrumpido por un

período hasta que se hagan las reparaciones menores.

Grupo B, Clase 2 (B2): Tuberías de baja importancia cuyo funcionamiento puede ser interrumpido sin que se tengan

perdidas socio económicas o pueden ser sustituidas en un tiempo corto.

INTERACCIÓN SUELO-TUBERÍA

La deformación en tuberías enterradas sujetas a la deformación del terreno se debe a las fuerzas de fricción en la

interfaz, suelo-tubería. El modelo elasto plástico frecuentemente adoptado se muestra en la figura 1 (ASCE, 1984).

El movimiento axial de la tubería está restringido por las fuerzas de fricción o cohesión en la interfaz suelo-tubería.

Pruebas desarrolladas por Colton et al. (1981) en tuberías a escala natural indican que la relación de fuerza-

desplazamiento es lineal en desplazamientos pequeños. En la figura 1 se representa con línea sólida la relación entre

la fuerza axial por unidad de longitud en la interfaz suelo-tubería , tu, y el desplazamiento relativo entre el suelo y el

tubo. Se observa que la fuerza resistente del suelo alcanza la meseta cuando ocurre deslizamiento entre el tubo y el

suelo. La línea punteada representa el modelo elásto-plástico usado para aproximar la curva

Las fuerzas resistentes del suelo tu, pu y qu correspondientes a la dirección longitudinal, horizontal y vertical, y se

obtendrán utilizando la tabla 1 así como las gráficas de las figuras 2 a 5. En el caso de tener suelos estratificados en

la superficie, se podrá obtener una resistencia promedio.

Figura 1. Modelo utilizado para tomar en cuenta la interacción suelo-tubería.

La resistencia axial máxima, tu por la unidad de longitud depende del tipo de suelo que rodea la tubería y el método

de instalación de la tubería, es decir el control de la compactación y del tipo de relleno. Para suelos cohesivos, el

valor de tu depende de la resistencia no drenada al corte del suelo Su. Para arcillas normalmente consolidadas Su, da

una buena estimación de la adherencia con el tubo; sin embargo, para arcillas preconsolidadas la adherencia es

generalmente menor que la resistencia no drenada. Para suelos preconsolidados se recomienda usar como adherencia

el valor de la resistencia no drenada de un suelo normalmente consolidado equivalente. También se recomienda

utilizar, para este caso, la resistencia no drenada obtenida de una probeta elaborada con suelo remoldeado y

reconsolidado en condiciones CU (Lambe & Withman ,1969). Así entonces, para suelos cohesivos se obtiene de

acuerdo a la tabla 1, o bien para suelos estratificados:

k

i ui

ci

cu

S

d

dS

1

(1)

uS es la resistencia al corte del suelo no drenada normalizada

k es el número de estratos cohesivos

cd es el espesor total de estratos cohesivos

cid es el espesor del estrato cohesivo i

uiS es la resistencia al corte no drenada del estrato i

En suelos friccionantes tu depende del esfuerzo efectivo normal entre la interfaz suelo-tubería, diámetro externo de la

tubería D y del coeficiente de fricción entre suelo y el material de la tubería. Considerando que estamos en un

problema de deformación plana y que el coeficiente de presión lateral Ko para suelos compactados es

aproximadamente igual a la unidad, el esfuerzo efectivo normal es simplemente igual al producto del peso

volumétrico efectivo del suelo y la profundidad H al centro del tubo. De esta manera, se tiene:

)ctan(HDt ku (2)

donde

Ángulo de resistencia al cortante del suelo

ck Factor que depende de las características de la superficie exterior y dureza del ducto. (Kulhawy et al.

1983)

Tabla 1 Parámetros de resistencia del terreno para considerar el efecto de interacción suelo – tubería.

Componente Relación para tuberías enterradas Nomenclatura

Axial

(curvas t-x)

tu =

kctan)K(H

D

uSD

012

Cohesivos

uS Resistencia al corte del suelo no drenada

a Coeficiente empírico que varía en

función de Su (gráfica 2) Peso unitario efectivo del suelo Friccionantes

Horizontal

transversal

(curvas p-y)

pu =

DqhNH

DchNuS

Cohesivos

D Diámetro externo del ducto

H Profundidad de la superficie del suelo al

eje central del ducto

k0 Coeficiente de presión del suelo en

condiciones de reposo Ángulo de resistencia al cortante del

suelo

Friccionantes

Vertical

transversal

(curvas p-z)

Dirección hacia arriba

qu =

Dqv

HN

Dcv

Nu

S

Cohesivos

Friccionantes

ck Factor que depende de las características

de la superficie exterior y dureza del

ducto. Si es lisa y el suelo es arenoso, ck

varía entre 0.5 y 0.7. Si es rugosa, el

valor de ck se encontrará entre 0.7 y 1.0.

Nqh, Nqv y Nq Factores de capacidad de carga

horizontal, vertical hacia arriba y vertical

hacia abajo respectivamente para suelos

friccionantes (gráficas 3 - 5)

Nch, Ncv y Nc Factor de capacidad de carga

horizontal, vertical hacia arriba y vertical

hacia abajo respectivamente para suelos

cohesivos(gráficas 3 - 5)

N Factor de capacidad de carga vertical

hacia abajo (gráfica 5)

Dirección hacia abajo

qu =

NDDq

NH

Dc

Nu

S

2

2

1

Cohesivos

Friccionantes

Figura 2 Factor de adhesión vs resistencia no drenada al esfuerzo cortante.

Figura.3 Factores de capacidad de carga Nqh y Nch.

Figura 4 Factores de capacidad de carga Nqv y Ncv.

Figura 5 Factores de capacidad de carga Nc, Nq y. N

CRITERIOS PARA DEFORMACIÓN TRANSITORIA

Los desplazamientos relativos en una falla del terreno ocasionan deformaciones en la tubería de mayor magnitud que

las que ocasionan el paso de las ondas sísmicas. Sin embargo los efectos de propagación de onda son de mayor

interés desde el punto de vista del diseño ya que las causas que le preceden (PGD y fallas geológicas) pueden ser

evitados al seleccionar el terreno donde se colocará la tubería.

Los criterios adoptados para la sección de recomendaciones del MDOC para el análisis de propagación de ondas

sísmicas, se basan en la determinación de las deformaciones axiales y de flexión provocadas por el desplazamiento

relativo en dos puntos que presenta el terreno al paso de las ondas. Por ello se busca que el diseño de tuberías

enterradas este enfocado a permitir movimientos de expansión y contracción en las juntas, de manera que las fuerzas

ocasionadas por el sismo sean disipadas a través de estos mecanismos.

Método simplificado

Los criterios adoptados en el método simplificado se basan en el nivel de deformación del terreno. Para niveles de

deformación bajos se emplea el criterio de Newmark (1967) en que se considera que la deformación de la tubería es

igual a la deformación del terreno. Para deformaciones mayores, en donde se presenta deslizamiento de la tubería

con respecto al terreno, se emplea el criterio de O’Rourke y El Hmadi(1988). Ambos criterios se fundamentan en un

modelo de tubería enterrada en un semiespacio elástico (figura 6), sujeta a la propagación de ondas sísmicas. En

dicho modelo los efectos inerciales de la tubería se desprecian y se le da mayor importancia a los efectos ocasionados

por la diferencia de amplitudes de desplazamientos del terreno.

Figura 6. Modelo de tubería para el método cuasi-estático.

El método de análisis simplificado es aplicable a tuberías rectas continuas o a las formadas por segmentos rectos

unidos mediante juntas flexibles. La aplicación de este método requiere el cálculo de la deformación axial y la

curvatura máximas del terreno. Para ello se utilizan las siguientes ecuaciones:

ag

Cc

v

0 (3)

20

)Cc(

a

a

g

(4)

Donde

v0 es la velocidad máxima del terreno esperada en el sitio

0a es la aceleración máxima del terreno normalizada

aC es la velocidad aparente de propagación de las ondas sísmicas, (puede ser obtenida a partir de estudios

geofísicos o evaluación sismológica)

c es el coeficiente de deformación (tabla 2)

c es el coeficiente curvatura del terreno, respectivamente, cuya magnitud depende del ángulo de

incidencia y el tipo de ondas sísmicas según se indica en la tabla 2 para incidencias críticas

Tabla 2 Coeficientes de deformación y curvatura del terreno

Coeficiente Ondas P Ondas S Ondas de Rayleigh

c 1.0 2.0 1.0

c 1.6 1.0 1.0

Para tuberías formadas por un conjunto de tubos rígidos de longitud L con juntas tipo “lock-joint”, además de la

deformación axial y la curvatura máximas del terreno, se deben calcular el desplazamiento relativo U y la rotación

máximas de la junta con las expresiones siguientes:

LU g (5)

Lg (6)

La información que se obtiene de la aplicación de este procedimiento permite verificar la capacidad de expansión y

contracción de la junta, la capacidad de giro de la misma y el nivel de esfuerzos que se generan en el tubo durante el

sismo. El considerar que las deformaciones de la tubería son iguales a las del terreno (ecuaciones 3 y 4) es válido

cuando se cumple el siguiente criterio asociado al rango de resistencia del suelo:

610≤u

pp

t

EA (7)

donde

ut es la resistencia axial última (longitudinal) por unidad de longitud del suelo sobre la tubería que se

calcula como se señala en la tabla 1

pE es el módulo inicial de elasticidad de la tubería

pA es el área de la sección transversal de la tubería

Cuando la deformación del terreno no puede ser transferida completamente a la tubería (e.g. cuando existe

deslizamiento entre suelo y tubería), se presentan dos casos. En el primero se supone que la onda sísmica es de forma

sinusoidal, incidente horizontalmente y que la deformación del suelo se transfiere en un cuarto de la longitud de

onda, * (figura 7 A). Por lo que la deformación máxima que se puede presentar para esta condición es:

pp

*u

maxAE

t

4

(8)

donde

* es la longitud de onda aparente de la onda sísmica asociada con la velocidad de terreno máxima,

calculada como TCa* . Puede calcularse de forma aproximada por 2*

T es el periodo de la onda sísmica

El segundo caso sucede cuando existen puntos de anclaje en tramos menores a un cuarto de la longitud de onda

(figura 7 B), por lo que el valor de * , expresado en la ecuación 8 se tomará como la distancia entre los puntos de

anclaje.

Figura 7 Longitud de la tubería usada para determinar la deformación máxima inducida por una onda sísmica.

Método estático

El método de la deformación sísmica (JSCE, 1988), se basa en estimar la amplitud del desplazamiento máximo del

suelo que rodea la tubería en función de los parámetros dinámicos del sitio, periodo natural y el espesor del estrato,

así como la aceleración máxima en la superficie del terreno.

El método de análisis estático es aplicable a tuberías rectas continuas o a las formadas por segmentos rectos unidos

mediante juntas flexibles. El método estático recomendado para evaluar los efectos de propagación de ondas en la

tubería, se basa en los desplazamientos y deformaciones del terreno. Los pasos a seguir son:

1. Obtener la longitud de la onda sísmica predominante, asociada con la velocidad de terreno máxima

utilizando la siguiente expresión:

ss Tv (9)

donde

sv es la velocidad de propagación de ondas de corte en el estrato de terreno equivalente

Ts es el periodo dominante del estrato equivalente del terreno

2. El desplazamiento del terreno a la profundidad de enterramiento, H de la tubería, se define por la ecuación:

s

sh

H

Hcosga

TU

2402

(10)

donde

a0 es la aceleración del terreno en la superficie en cm/s2 que se obtiene de acuerdo a la aceleración de la

roca basal y del factor de sitio

Hs es el espesor total del estrato de terreno equivalente

3. Cuando se trata de una tubería enterrada continua, el cálculo de los esfuerzos axial L , de flexión b y

combinado x , se realiza a través de las siguientes ecuaciones:

ph

L EU

1 (11)

ph

b EDU

2

2

22

(12)

22123 bLx . (13)

Donde

1 es el coeficiente de transferencia de deformación axial

2 es el coeficiente de transferencia de deformación por flexión

1 y 2 se calculan de la siguiente forma:

21

121

1

)/( *

(14)

22

221

1

)/(

(15)

Donde

1 es la relación de rigidez del suelo

2 es la relación de rigidez del tubo

Ambas relaciones se expresan de la siguiente forma:

)cm/l(AE

k

pp

g11 (16)

)cm/l(IE

k

p

g4

22 (17)

donde

1gk es la rigidez longitudinal del suelo

2gk es la rigidez transversal del suelo

Se recomienda que:

221 3 sgg v

gkk

(18)

Donde

es el peso volumétrico del suelo que rodea la tubería enterrada

g es la aceleración de la gravedad

Cuando se tienen tuberías con juntas flexibles el cálculo de esfuerzos axiales y flexionantes de la tubería en el punto

x a partir de la junta de expansión-contracción se realiza con las siguientes expresiones:

LL )x(' 1 (19)

bB )x(' 2 (20)

Donde

L y b se obtienen de acuerdo con las ecuaciones 11 y 12

Los valores de 1 y 2 son factores de reducción que dependen de la rigidez de la tubería, de la rigidez del suelo y

de la longitud de la tubería (JSCE, 1988).

4. Es conveniente que el cálculo quede definido en términos de la deformación del suelo g y de la deformación

axial de la tubería ta :

h

gU2

(21)

gta 1 (22)

Donde

hU y 1 son los términos calculados con las ecuaciones 10 y 14

5. Para el caso de la deformación por curvatura del terreno g y de la tubería tb el cálculo queda definido por:

2

22

h

gDU

(23)

gtb 2 (24)

Donde

hU y 2 son los términos calculados con las ecuaciones 10 y 15

6. Se comparan estas deformaciones con las deformaciones admisibles.

CRITERIOS PARA DEFORMACIÓN PERMANENTE

La deformación permanente del terreno (PGD) se refiere al desplazamiento del suelo debido a diferentes causas

como son: deslizamiento de taludes, superficies de falla, compactación cíclica de arenas o licuación inducida por

vibraciones sísmicas. Se deberá revisar si la deformación permanente es longitudinal a la tubería, o es transversal, o

es en ambas direcciones. La zona de suelo desplazada está acotada por una longitud LPGD y un ancho BPGD (O’Rourke

y Nordberg, 1991).

Deformación permanente longitudinal

Para obtener el desplazamiento máximo longitudinal, 1d se debe establecer la zona de deformación permanente

(PGD). Para tuberías continuas se proponen 2 casos:

Caso 1: La cantidad de suelo desplazado 1 es grande y la deformación de la tubería es controlada por la longitud

(LPGD) de la zona de PGD.

Caso 2. La longitud (LPGD) de la zona PGD es grande y la deformación de la tubería es controlada por la cantidad

de suelo desplazado

Cuando 1d es grande (caso 1) la deformación axial máxima en la tubería por tensión y compresión se calculará por:

rr

y

a

r

r

pp

PGDua

rEtD

Lt

11

2 (25)

donde

PGDL es la longitud de la zona de deformación permanente del terreno

a es el esfuerzo actuante en la tubería

y es el esfuerzo de fluencia del material de la tubería

rr r, son los parámetros Ramberg-Osgood

ut es la fuerza de fricción máxima por unidad de longitud de la interfaz tubería suelo

pt es el espesor de la tubería

Cuando LPGD es grande (caso 2) ld gobierna la cantidad de deformación en la tubería y la deformación máxima para

tensión y compresión se calculará por:

rr

yp

eu

r

r

pp

eua

tD

Lt

rEtD

Lt

211

2 (26)

donde

eL es la longitud efectiva de la tubería donde actúa la fuerza de fricción Ff y puede ser evaluada por la

siguiente ecuación:

rr

pp

eu

r

r

rpp

euld

EtD

Lt

rrEtD

Lt

212

21

2

2

(27)

La deformación unitaria de la tubería sismica para deformación permanente se tomará el valor menor de las

deformaciones obtenidas en las ecuaciones 25 y 26 y deberá compararse con las deformaciones admisibles.

Deformación permanente transversal

De igual forma que la deformación permanente longitudinal se calculará la cantidad de desplazamiento con la

longitud y ancho espacial (LPGD y BPGD) de PGD transversal.

La deformación máxima por curvatura se calculará por las siguientes ecuaciones:

2PGD

ld

bB

D (28)

2

2

3 DtE

Bp

pp

PGDub

(29)

donde

PGDB es el ancho de la zona de deformación permanente del terreno

La deformación máxima obtenida se comparará con las deformaciones admisibles.

Cruce de fallas geológicas activas

El comportamiento en tuberías de acero con juntas soldadas que atraviesan una falla se basa en la capacidad que

tienen para deformarse en tensión dentro del intervalo inelástico como respuesta a los esfuerzos que le induce los

movimientos del terreno. Debe evitarse alineaciones de la tubería que permitan que la tubería se encuentre sujeta a

compresión, ya que de acuerdo a criterios de deformación por compresión, los valores límites se encuentran en un

intervalo mucho menor que la deformación a tensión sin que se llegue a una condición de falla.

En el análisis de tuberías en cruce de fallas, el carácter dinámico del fenómeno suele ignorarse, considerándose solo

la magnitud de las componentes máximas de desplazamiento que se presentan en la falla. El método que se propone

en la sección de recomendaciones del MDOC es el método desarrollado por (Kennedy et al, 1977). Es un método

iterativo para calcular un esfuerzo axial, a que produce una elongación ΔLa que se compara con la elongación

requerida ΔLr , que se calcula de acuerdo con los desplazamientos registrados en una falla geológica. El

procedimiento se basa en considerar que el movimiento de la falla ocurre sobre un plano sencillo, bien definido,

considerando las masas de suelo que se encuentran al lado de la falla como cuerpos rígidos. Se considera la curvatura

del ducto que se desarrolla en la zona adyacente a la falla del terreno y las deformaciones por flexión asociadas a la

curvatura.

En el método se desprecia la rigidez a flexión de la tubería y con base en la teoría de grandes deformaciones se

calculan los efectos de fuerzas laterales resultado de la restricción del suelo (interacción suelo-tubería). Los autores

de esta metodología reportan resultados muy cercanos a los obtenidos mediante simulaciones numéricas.

En el caso de la resistencia axial última uct (longitudinal) por unidad de longitud del suelo para tramos curvos, se

presentan en la tabla 3 algunas combinaciones de H y D que han sido obtenidas en forma experimental. Para

valores distintos a estos puede interpolarse entre los valores reportados.

Tabla 3. Resistencia de fricción axial longitudinal sobre la tubería

Diámetro de la

tubería

D en m (in)

Profundidad de

enterramiento,

H (m)

Resistencia de fricción, tu (kN / m)

sección recta Sección curva

1.07 (42”) 0.9 22.9 54

0.76 (30”) 0.9 14.6 35

1.07 (42”) 3.0 56.6 186.8

La elongación requerida ΔLr constituye uno de los parámetros básicos del método para el análisis del ducto

enterrado. Dicho valor se evalúa con las proyecciones del movimiento de la falla Δx, Δy y Δz, que dependen tanto

del ángulo con que el ducto intersecta la falla en planta, como del ángulo vertical entre el plano de falla y la

superficie del terreno (ver figura 11 y 12)..

Figura 11. Desplazamientos a los que es sujeto el ducto en el cruce con fallas normal del terreno (Kennedy et al,

1977)

Figura 12. Desplazamientos a los que es sujeto el ducto en el cruce con fallas por

deslizamiento recto del terreno (Kennedy et al, 1977)

Figura 13. Longitudes de anclaje requeridas para trasmitir la fuerza axial del terreno

(Kennedy et al, 1977)

Por otro lado 1L y 2L definen los puntos de anclaje de la tubería (figura 13) en cada lado de la falla, de manera que

a lo largo de estas longitudes se trasmite la fuerza total axial que se desarrolla entre el terreno y el tubo e induce la

deformación máxima en este elemento. Los valores calculados de 1L y 2L se evalúan en función de la longitud del

tramo con curvatura lateral, 1cL . En el caso de una falla con deslizamiento normal y cuando el ducto cruza a la falla

en ángulo recto, el valor de 1cL resultará nulo, por lo que en este caso se tendría que:

ua t/FLL 21 (30)

En donde aF es la fuerza axial máxima en la tubería. La ecuación que se propone se obtiene de integrar en esta

longitud la fuerza axial e igualarla a la fuerza desarrollada en el tubo.

Criterios de deformación admisible

Los límites de las deformaciones permisibles (ASCE 1984, ALA 2004 y de la JSCE 2000) son sólo parte de criterios

generales de diseño, el diseñador debe comprobar el sistema en su conjunto para establecer la relación de esfuerzo-

deformación aceptable para una tubería. Por lo tanto, los criterios de desempeño reales deberán fijarse

preferentemente basados en impactos económicos y no sólo por valores particulares de esfuerzo-deformación.

METODOLOGÍA DE DISEÑO

Como parte de las metodologías propuestas para el diseño sísmico de tuberías enterradas se elaboró un diagrama de

flujo que permitirá dar mayor claridad a la secuencia de diseño.

La obtención de la respuesta estructural se hará de acuerdo a lo señalado con criterios de deformación transitoria y/o

permanente, según sea el caso.

CONCLUSIONES

Las metodologías propuestas para el diseño sísmico de tuberías enterradas incluyen el análisis con interacción suelo

tubería de acuerdo a un nivel de deformaciones del terreno, para el caso particular, cuando la resistencia al esfuerzo

cortante del suelo se ve rebasada, la tubería podrá liberarse de los esfuerzos que el terreno circundante le impone. Las

metodologías propuestas resaltan la importancia de analizar los ductos por deformaciones impuestas por el terreno

durante el sismo (transitorias) y pos-sísmicas (deformaciones permanentes).

Hoy en día se presta mayor atención al diseño sísmico de tuberías a través de comités encargados de elaborar guías y

normas con el propósito de evitar posibles daños, sobre todo cuando estos ductos pertenecen a líneas vitales. La

actualización de los criterios de diseño sísmico en tuberías enterradas para el MDOC, permitirá mantener la

ingeniería práctica en México con metodologías consolidadas y con un beneficio en seguridad estructural.

1

5. En función del grupo, clase y zona sísmica identificar el tipo de análisis a emplear.

MEF = Elemento

Finito

E = Método

Estático

S = Método

Simplificado

Modelo númerico

para análisis

Obtener la

respuesta

estructura

ZONA SÍSMICA

A B C D

Grupo A E MEF MEF MEF

Grupo B, Clase I E E MEF MEF

Grupo B, Clase II S S E E

Termina el diseño

sísmico

REFERENCIAS

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System, Committee on Gas and Liquid Fuel Lifelines.

Ayala, G. y Rascón, O.A., (1979). Evaluación Sísmica del Acueducto Dañado durante el Sismo del 14 de Marzo de

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