1 Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural

Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural
COMPORTAMIENTO DE TORRES DE TRANSMISIÓN DE ALTA TENSIÓN SUJETAS A LA
ACCIÓN DE VIENTOS HURACANADOS
Emilio Sordo Zabay 1 , Edgar Tapia Hernández 2 y Daniela Lariza García Aceves 1
RESUMEN
Se analizan dos torres de celosía para transmisión eléctrica de alta tensión, aplicando 14 patrones de velocidad
de viento, según diferentes normatividades mexicanas e internacionales, y describiendo las características
generales de las torres y normas utilizadas. Se realiza un análisis de carga estática paulatinamente
incrementada para averiguar las velocidades de viento regionales asociadas al colapso estructural. El estudio
muestra la conveniencia de que el patrón de velocidades considere en forma explícita las diferencias entre
vientos continentales y huracanados, así como ciertas inconsistencias en algunas normatividades.
ABSTRACT
Two latticed transmission towers are analyzed under the action of fourteen different wind velocity patterns
corresponding to several national and international wind design codes. General characteristics of the studied
towers and the loading characteristics are described in the body of the document. A pushover static analysis is
performed to obtain the design wind velocities associated to structural collapse. Results illustrate the need to
account explicitly for the specific wind velocity patterns associated to cyclonic winds. Some code
inconsistencies are also highlighted.
INTRODUCCIÓN
El aumento evidente de la actividad e intensidad ciclónica en los últimos años, ha traído como consecuencia
la reiterada afectación a las líneas de transmisión eléctricas. Aunque generalmente estos daños son
relativamente controlables, e incluidos dentro del riesgo supuesto en el diseño contra eventos accidentales
como los huracanes, se han visto crecer las pérdidas económicas y las interrupciones en el servicio eléctrico
conforme aumenta dicha actividad, causante de los daños y colapsos producidos a centenares de torres de
transmisión tanto a nivel nacional como internacional (El tifón No21 en 2002 y los huracanes Wilma, Rita y
Katrina en 2005 son sólo ejemplos recientes pero dramáticos). En este sentido, existen diferencias importantes
entre la respuesta de torres de transmisión de alta tensión al viento y la de otras estructuras, dado que
generalmente se diseñan para márgenes más pequeños de seguridad y la extensión de las líneas de las que
forman parte hacen más probable que sean receptoras de algún viento intenso localizado como un huracán
(Holmes, 2001). Adicionalmente, es reconocida la complejidad del comportamiento de este tipo de torres,
incluyendo el efecto de las conexiones entre elementos (Kemp y Behncke, 1998), las diferencias en el
comportamiento entre torres de tensión y de suspensión y el impacto del comportamiento nolineal del
cableado que soportan y sus modos de vibración particulares (Yasui y otros, 1999), entre otros aspectos. Esto
1
Profesor Titular, Universidad Autónoma Metropolitana – Azcapotzalco, Av. San Pablo, 180, México, D.F.
Teléfono: (55)5318-9457; Fax: (55)5318-9085; [email protected]
2
Subjefe de Líneas de Transmisión y Cables de Potencia, Luz y Fuerza del Centro, Velásquez de León 104,
5º. Piso, Col. San Rafael, Deleg. Cuauhtémoc, 06470 México, D.F. Teléfono: (55)5535-8756; Fax:
(55)5535-9371; [email protected]. De permiso para estudios de doctorado en Ing. Estructural,
Universidad Autónoma Metropolitana – Azcapotzalco.
1
Estudiante de maestría en Ing. Estructural, Universidad Autónoma Metropolitana – Azcapotzalco, Av. San
Pablo, 180, México, D.F. Teléfono y Fax: (55)5318-9085; [email protected]
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Puerto Vallarta, Jalisco, 2006
hace que existan diversos manuales específicos para el análisis y diseño de este tipo de sistemas estructurales
(por ejemplo, ASCE Manual of Practice No.74, 1991 y National Electric Safety Code, 1997), a los cuales
suelen remitir los reglamentos para diseño eólico internacionales (ASCE SEI 7-05, 2006 y AS NZS 1170.2,
2002). Sin embargo, y dada la complejidad relativa de estos manuales, dichas reglamentaciones proponen
criterios y valores de diseño generales simples para dicho cálculo. Por supuesto, cada reglamento tiene una
concepción diferente de los patrones de velocidad que deben aplicarse a dichos sistemas estructurales, con
consideraciones explícitas en pocos casos a las distribuciones verticales de las velocidades de viento
ciclónicos que algunas mediciones recientes (Amano y otros, 1999; Shanmugasundaram, 1999) parecen
señalar como diferentes a los tradicionalmente considerados para vientos continentales estándar. Sin embargo,
el impacto de dichas observaciones en la seguridad de diseños que no consideran diferencias entre vientos
ciclónicos y continentales es un tema todavía en discusión (Sparks, 2003).
El objetivo de este trabajo es el de presentar una visión comparativa de cuatro reglamentos generales de
diseño eólico en su aplicación al análisis de torres de transmisión. En particular, se estudian dos reglamentos
internacionales de gran reconocimiento (ASCE SEI 7-05, 2006 y AS/NZS 1170.2, 2002) y dos normas
mexicanas (NTCRDF-2004 y CFE, 1993), analizando sus especificaciones en relación al comportamiento de
torres de transmisión de celosía de acero bajo la acción de vientos huracanados. Los patrones de fuerza
derivados de dichos reglamentos se aplican a dos torres estándar de transmisión de tensión, para tratar de
inducir mediante un análisis no-lineal simple las velocidades eólicas de diseño y sus correspondientes
gradientes que las llevarían al colapso estructural, con la finalidad de observar las diferencias que se
obtendrían de utilizar cualquiera de los diferentes códigos indicados.
MODELOS
Se estudiaron dos torres tipo de 400 kV., ambas de 53 m. de altura, semejantes en dimensiones generales a las
torres colapsadas en la línea Nizuc – Playa del Carmen, durante el huracán Wilma. Los elementos de las
torres están formados con ángulos comerciales de alta resistencia (ver figura 1), unidos con tornillos A394, y
están diseñadas para soportar una deflexión máxima de 10 (torre 53T10) y 60 grados (torre 53T60)
respectivamente, con dos circuitos con un conductor por fase en seis crucetas para conductores con una
tensión de 3,700 kg y dos para hilo de guarda tensados con 900 kg. En el estudio se consideró la separación
máxima entre torres de 400 m. Los conductores se consideraron del tipo ACSR 1113 con una tensión de 3,700
kg. y un peso de 1.87 kg/m, mientras que la tensión en el hilo de guarda es de 950 kg. con un peso igual a
0.406 kg/m., el peso de la cadena de aisladores se supuso igual a 314 kg (Tapia y Valdepeña, 2002).
(a)
(b)
Figura 1 Torre 53T10 normalizada y conexión tipo
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En la tabla 1 se indican las características de los primeros tres modos de las torres, y en la figura 2 las
configuraciones modales esquemáticas de la torre 53T10, como ejemplo. Estos cálculos incluyen una masa
puntual en las crucetas para considerar el peso de los cables y accesorios.
Tabla 1 Características de los periodos modales de las torres
Modo
1
2
3
Torre 53T10
0.79 seg
0.79 seg
0.43 seg
Torre 53T60
0.73 seg
0.72 seg
0.49 seg
Modo 1
Dirección
Traslacional paralelo a la línea
Traslacional perpendicular a la línea
Rotacional
Modo 2
Modo 3
Figura 2 Configuración de los primeros tres modos fundamentales de la torre 53T10
35
30
25
45
40
35
20
15
10
30
25
20
15
10
5
5
0
0
0.00
50
Aportación de montantes
40
Aportación de montantes
45
Aportación de diagonales
Altura (m)
50
Aportación de diagonales
Altura (m)
Tomando en cuenta los planos norma de las torres, se determinaron las áreas sólidas totales, considerando la
aportación de las diagonales y montantes. La figura 3 muestra el área sólida de las diagonales y los montantes
en proporción del área sólida total, de donde se observa la similar influencia de ambos tipos de elementos.
0.25
0.50
0.75
1.00
A diagonales /A solid
(a) Torre 53T10
0.00
0.25
0.50
0.75
1.00
A diagonales /A solid
(b) Torre 53T60
Figura 3 Comportamiento del área sólida en relación a la altura
3
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Puerto Vallarta, Jalisco, 2006
Altura (m)
Altura (m)
Con la anterior información, se determinó el coeficiente relación de solidez φ, cuya variación con la altura se
muestra en la figura 4 para ambas torres.
50
45
50
45
40
40
35
35
30
30
25
25
20
20
15
15
10
10
5
5
0
0
0.00
0.10
0.20
0.30
0.00
0.10
Torre 53T10
0.20
0.30
Relación de solidez, φ
Relación de solidez, φ
Torre 53T60
Figura 4 Variación de la relación de solidez con la altura
REGLAMENTOS
A continuación se evalúan los patrones de fuerza eólica asociados a los dos reglamentos existentes en el país
para el diseño por viento; el manual de la CFE (CFE, 1993) y las NTCRDF (NTCRDF, 2004). Además, a
efectos comparativos, se estudian dos de los reglamentos internacionales más actualizados que existen en el
tema, el estadounidense (ASCE 7-05, 2005) y el australiano/neozelandés (AS/NZS 1170.2, 2002).
Fundamentalmente, los reglamentos consideran la solicitación eólica como el cálculo de un patrón de fuerzas
verticales dependientes de la altura según la siguiente fórmula estándar (ASCE, 1987):
F( z ) = 1 ρ ⋅V(2z ) ⋅ G ⋅ Cd ⋅ A f
2
(1)
En la que F(z) es la fuerza total a una altura (z) sobre el área “tributaria” de contacto Af , debida a la velocidad
del viento a dicha altura V(z); Cd es el coeficiente de arrastre global que depende de la forma de la torre y trata
de tomar en cuenta en forma integral los coeficientes de arrastre de los elementos estructurales y la
interferencia entre estos; G es un coeficiente de ráfaga, o de amplificación dinámica, que toma en cuenta el
efecto de las fluctuaciones de la velocidad del viento y ρ es la densidad del aire. Esta última se considera igual
a 1.22kg/m3, la densidad a nivel del mar, en todos los casos, considerando que el incremento en la densidad
debida a la lluvia suele ser de poca importancia (Mehta y Delahay, 2004). La ecuación 1 está basada en la
relación entre presión y velocidad en flujo atmosférico derivada de la ecuación clásica de Bernoulli (Simiu y
Scanlan, 1996) para cuerpos no aerodinámicos.
La figura 5 muestra los valores de Cd propuestos por los reglamentos estudiados para un intervalo de valores
típicos, para las torres estudiadas, de la relación de solidez φ (relación entre el área efectiva sobre la que actúa
el viento y el área inscrita por la periferia de la superficie expuesta). Se observa una gran coincidencia en los
valores, con un máximo del 6% de diferencia entre ASCE y los demás reglamentos.
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Cd
ASCE
3
AS-NZS, NTCRDF y CFE
2.5
0.1
0.15
0.2
0.25
φ
Figura 5 Variación del coeficiente de arrastre para los códigos estudiados
Sin lugar a dudas, la diferencia más relevante entre los reglamentos estudiados radica en la consideración de
la variación de velocidades dentro de la capa límite. En la figura 6 se grafica, a efectos comparativos, el valor
de V(z) normalizado a la velocidad regional (velocidad máxima del viento, incluyendo ráfaga promedio en
3seg, a 10m de altura para terreno plano con obstáculos aislados). En la parte (a) de esta figura se plantean los
valores hasta alturas de 500m, donde se observa que los reglamentos internacionales consideran una relación
entre la velocidad del viento gradiente y la regional de alrededor de 1.4, dato en consonancia con mediciones
reportadas en la literatura (Sparks, 2003). En contraste, el manual de la CFE establece esta relación en casi 1.6
y, por otro lado el único reglamento en el que una misma velocidad regional lleva a velocidades gradientes
diferentes según el tipo de terreno son las NTCRDF. La parte (b) de la figura referida acota las gráficas a la
altura de las torres estudiadas. Aquí, se ve la gran similitud entre los patrones ASCE y AS/NZS-NoCiclónicos
para cada uno de los dos tipos de terreno plasmados. Es relevante destacar el patrón diferenciado que indica
AS/NZS para vientos ciclónicos, recogiendo de esta manera diversos indicios encontrados sobre el
acortamiento de la capa límite en este tipo de eventos (Amano y otros, 1999, Shanmugasundaram y otros,
1999). En cuanto a la reglamentación mexicana, los patrones CFE-Cat2 y NTCRDF-R2 son idénticos entre sí,
aunque los patrones CFE-Cat2 y NTCRDF-R1 difieren sustancialmente. Vale la pena destacar el enfoque
conservador que los reglamentos mexicanos proponen para alturas menores a 10m.
z(m)
AS NZS Cat1 NoCiclónico
AS NZS Cat2 NoCiclónico
AS NZS Cats1y2 Ciclónico
ASCE D
ASCE C
NTCRDF R1
NTCRDF R2
CFE Cat1
CFE Cat2
400
300
200
100
0
0.8
1
1.2
1.4
V (z) /V R
Tipos de terreno:
R1=D=Cat1=Campo abierto
R2=C=Cat2=Algunos obstáculos
(a)
z(m)
AS NZS Cat1 NoCiclónico
AS NZS Cat2 NoCiclónico
AS NZS Cats1y2 Ciclónico
ASCE D
ASCE C
NTCRDF R1
NTCRDF R2
CFE Cat1
CFE Cat2
40
30
20
10
0
0.8
1
1.2
1.4
V (z) /V R
Tipos de terreno:
R1=D=Cat1=Campo abierto
R2=C=Cat2=Algunos obstáculos
(b)
Figura 6 Variación con la altura de la velocidad eólica de diseño normalizada
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Puerto Vallarta, Jalisco, 2006
Finalmente, los reglamentos establecen que, para sistemas cuya frecuencia fundamental sea mayor a 1Hz, el
coeficiente de ráfaga, o de amplificación dinámica, G se debe tomar como unitario, excepto ASCE que lo
propone como 0.85. En este sentido, dadas las frecuencias naturales de las torres estudiadas, y con el ánimo
de simplificar el estudio comparativo, se decidió en esta etapa del estudio, no considerar ningún efecto
dinámico en el estudio de las torres. De hecho, es reconocido (Holmes, 2001) que la respuesta dinámica
resonante no suele ser un problema relevante en este tipo de sistemas, y que el potencial resonante de los
cables de transmisión se contrarresta por el alto amortiguamiento aerodinámico que suelen presentar estos.
METODOLOGÍA
CARGAS
Se calcularon las cargas de viento sobre la torre y sobre los cables de acuerdo a los reglamentos considerados,
para terreno abierto, para terreno con ciertas obstrucciones y para zona típica suburbana. Se consideraron
también tanto condiciones de viento ciclónico como no ciclónico que propone el reglamento neozelandés., a
efectos comparativos. En la figura 7 se muestran las cargas obtenidas para algunas condiciones aplicadas a la
torre 53T60. Por simplicidad comparativa, se ignora los efectos dinámicos de la línea, aunque se sabe que
esto, junto al modo de soporte de la misma (tensión o suspensión) influyen en la resistencia final de la torre
(Yasui y otros, 1999). En la figura 7a se ilustran las características de las fuerzas para campo abierto, y en la
7b se comparan las fuerzas para terreno con algunos obstáculos. En términos generales, las diferencias
observadas se centran en las fuerzas asociadas a la parte inferior de la torre, las cuales no impactan
significativamente en el volteo ni en los esfuerzos sobre los elementos estructurales de la misma.
AS NZS Cat1 NoCiclónico
AS NZS Cats1y2 Ciclónico
ASCE D
NTCRDF R1
CFE Cat1
Tipos de terreno:
R1=D=Cat1=Campo abierto
R2=C=Cat2=Algunos obstáculos
z(m)
50
40
40
30
30
20
20
10
10
0
ASCE C
NTCRDF R2
CFE Cat2
Tipos de terreno: R1=D=Cat1=Campo abierto
z(m)
50
AS NZS Cat2 NoCiclónico
R2=C=Cat2=Algunos obstáculos
0
0
0.2
0.4
(a) Campo abierto
0.6
F(z)(ton)
0
0.2
0.4
0.6
F(z)(ton)
(b) Algunos obstáculos
Figura 7 Fuerzas eólicas para algunas condiciones reglamentarias (Torre 53T60)
La figura 8 muestra una comparación entre las fuerzas resultantes para la torre 53T60, para los patrones de
velocidad del AS/NZS considerando o no vientos de tipo ciclónico. De la misma, se observa poca diferencia a
efectos prácticos, puesto que la diferencia más importante entre dichos patrones se produciría a alturas mucho
mayores (ver figura 6). Este resultado es congruente con la observación realizada por Sparks (2003) en el
sentido que las características de la capa límite ciclónica no afectan sustancialmente la práctica de la
ingeniería eólica “normal”. De hecho, se observa incluso una leve reducción en las fuerzas a bajas alturas que,
como se mencionó anteriormente, no ha de repercutir en el diseño de este tipo de sistemas.
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z(m)
50
AS NZS Cat1 NoCiclónico
40
AS NZS Cats1y2 Ciclónico
30
Tipos de terreno:
R1=D=Cat1=Campo abierto
20
R2=C=Cat2=Algunos obstáculos
10
0
0
0.2
0.6 F(z)(ton)
0.4
Figura 8 Características de patrón ciclónico y no ciclónico de acuerdo a las AS-NZS (torre 53T60)
Un resumen numérico de las fuerzas de diseño para una velocidad regional de 100kph se presenta en la tabla
2a, para fuerzas totales sobre la estructura, y en la tabla 2b para momentos de volteo totales. Se observa que,
para campo abierto, CFE y NTCRDF generan las fuerzas eólicas totales máxima y mínima de todos los
reglamentos, respectivamente. Sin embargo, ambos reglamentos proponen fuerzas similares, para las otras
condiciones de terreno. Se observa asimismo que NTCRDF es el único reglamento que lleva a una fuerza
total menor en campo abierto que con obstáculos, aunque se trata de una diferencia marginal. El reglamento
neozelandés plantea los mismos valores para sus categorías 1 y 2, en el caso de vientos ciclónicos, lo que
lleva a fuerzas mayores (27%) en el terreno con algunos obstáculos que las propuestas por ASCE. Finalmente,
se puede destacar la importancia del viento en los cables, al generarse en estos el 40% de la fuerza total en
promedio (50% del momento de volteo total).
Fuerza Total (ton)
Torre
Cables
Momento de Volteo Total (ton-m)
Total
CAMPO ABIERTO
Torre
500
15
Cables
Total
CAMPO ABIERTO
400
10
300
200
5
100
0
0
NZS-1y2
Ciclónico
NZS-1
NoCiclónico
ASCE-D
NTDF-R1
NZS-1y2
Ciclónico
CFE-1
NZS-1
NoCiclónico
Fuerza Total (ton)
Torre
Cables
ASCE-D
NTDF-R1
CFE-1
Momento de Volteo Total (ton-m)
Total
ALGUNOS OBSTÁCULOS
Torre
15
Cables
Total
ALGUNOS OBSTÁCULOS
500
400
10
300
200
5
100
0
0
NZS-1y2
Ciclónico
NZS-2
NoCiclónico
ASCE-C
NTDF-R2
NZS-1y2
Ciclónico
CFE-2
NZS-2
NoCiclónico
Fuerza Total (ton)
Torre
Cables
ASCE-C
NTDF-R2
CFE-2
Momento de Volteo Total (ton-m)
Total
ZONA SUBURBANA
Torre
500
15
Cables
Total
ZONA SUBURBANA
400
10
300
200
5
100
0
0
NZS-3y4
Ciclónico
NZS-3
NoCiclónico
ASCE-B
NTDF-R3
CFE-3
(a) Fuerzas eólicas para VR=100kph
NZS-3y4
Ciclónico
NZS-3
NoCiclónico
ASCE-B
NTDF-R3
CFE-3
(b) Momento de volteo para VR=100kph
Figura 7 Resumen comparativo de las acciones eólicas asociadas a VR=100kph sobre la torre 53T60
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ANÁLISIS ESTRUCTURAL
Se modelaron las torres mediante el programa de computadora SAP2000 (CSI, 2000), en el que se realizó un
procedimiento de empujón estático, aplicando en primer lugar las cargas correspondientes al peso de la
estructura, el peso de los cables y las tensiones y, posteriormente, una aplicación paulatina de cada uno de los
patrones de viento actuando sobre la torre y los cables), hasta alcanzar el mecanismo de colapso estructural.
Se consideró el modelo de articulación plástica PMM, que considera en forma simple la interacción entre la
fuerza axial y los momentos flexionantes. Es de señalar que, aunque se consideró un análisis nolineal, este no
deja de ser una aproximación del comportamiento complejo que se espera de la torre bajo la acción del viento
huracanado. Sin embargo, para fines comparativos entre los requerimientos de resistencia asociados a
diversos reglamentos, este análisis se considera adecuado.
RESULTADOS
Cada una de las dos torres presentó bajo la simulación analítica una falla diferente (ver figura 8). Sin
embargo, dicho mecanismo de falla fue independiente del patrón de fuerzas aplicado.
(a) Torre 53T10 (todos los casos)
(a) Torre 53T60 (todos los casos)
Figura 8 Modos de Falla encontrados en las torres estudiadas
Por otro lado, en la figura 9a se presentan en forma comparativa los valores de la fuerza eólica total necesaria
para alcanzar la falla según los diferentes patrones reglamentarios estudiados. Se observa que, en términos
generales, la torre 53T60 de mayor deflexión (60º), es más resistente que la torre de menor deflexión, lo cual
da indicios de que en el diseño original, la velocidad de viento utilizada probablemente era menor que la de
falla, cobrando así mayor relevancia en términos relativos las fuerzas derivadas de las tensiones.
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Fuerza Total a la Falla (ton)
53T60
Velocidad Regional a la Falla (kph)
53T10
50
53T60
53T10
CAMPO ABIERTO
200
40
150
30
100
20
50
10
0
0
NZS-1y2C
NZS-1NC
ASCE-D
Fuerza Total a la Falla (ton)
NTDF-R1
CFE-1
53T60 53T10
ALGUNOS OBSTÁCULOS
50
NZS-1y2C
NZS-1NC
Velocidad Regional a la Falla (kph)
ASCE-D
NTDF-R1
CFE-1
53T60 53T10
ALGUNOS OBSTÁCULOS
200
40
150
30
100
20
50
10
0
0
NZS-1y2C
NZS-2NC
ASCE-C
Fuerza Total a la Falla (ton)
NTDF-R2
53T60 53T10
ZONA SUBURBANA
50
NZS-1y2C
CFE-2
NZS-2NC
ASCE-C
Velocidad Regional a la Falla (kph)
NTDF-R2
CFE-2
53T60 53T10
ZONA SUBURBANA
200
40
150
30
100
20
50
10
0
0
NZS-3y4C
NZS-3NC
ASCE-B
NTDF-R3
CFE-3
(a) Fuerzas eólicas asociadas a la falla
NZS-3y4C
NZS-3NC
ASCE-B
NTDF-R3
CFE-3
(b) Velocidades Regionales asociadas a la falla
Figura 9 Resumen comparativo de las acciones eólicas asociadas a la falla de las torres
La figura 9b muestra la velocidad regional asociada a la magnitud de las fuerzas que se necesitaron aplicar a
los modelos para inducir la falla. De esta figura, se pueden realizar varias observaciones de interés. En primer
lugar, se ve que el efecto del grado de deflexión de la torre no afecta sustancialmente a la velocidad de diseño
final resistente. Por otro lado, las provisiones de las normas neozelandesas (AS/NZS) para zonas ciclónicas,
son las que manejan un enfoque más conservador, dado que relacionan la falla con vientos menores a los de
los otros reglamentos. En particular, se observan diferencias de hasta un 20% en las velocidades de viento
asociadas a la falla para zonas suburbanas. En cuanto a las normas mexicanas, se observa en términos
generales una buena correspondencia entre las mismas, con valores intermedios a los dados por los
reglamentos internacionales. La única excepción es la aplicación de las NTCRDF para campo abierto, donde
se obtienen las velocidades más altas de viento asociadas a la falla, al igual que ASCE. Finalmente, de la
comparación de las velocidades de viento asociadas a la falla para el reglamento neozelandés, se infiere que
dicho reglamento considera que para diseño al límite bajo vientos ciclónicos, la rugosidad efectiva del terreno,
debe considerarse menor que para vientos no ciclónicos.
CONCLUSIONES
Se estudiaron las características de la resistencia eólica última de dos torres de transmisión de 50m de altura,
suponiendo patrones de fuerza obtenidos de cuatro reglamentos, dos nacionales y dos internacionales, para
tres condiciones diferentes de terreno. No se consideraron amplificaciones dinámicas dado que, entre otras
consideraciones, el periodo fundamental de dichas torres es menor a 1seg. Se presentaron los parámetros
básicos de solidez de ambas torres, necesarios para obtener los patrones de fuerza específicos para las
diferentes opciones reglamentarias estudiadas. Finalmente, se aplicaron los patrones de fuerza a las torres en
forma incremental, para averiguar las velocidades de diseño que llevarían a la falla de acuerdo a los diferentes
reglamentos.
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XV Congreso Nacional de Ingeniería Estructural
Puerto Vallarta, Jalisco, 2006
Del estudio presentado, se pueden sintetizar entonces las siguientes observaciones más relevantes:
Las normas neozelandesas (AS/NZS) establecen un patrón diferente de velocidades para diseño al límite
bajo vientos huracanados. En el caso de las torres estudiadas, lleva a fuerzas eólicas similares para campo
abierto. Sin embargo, en otros terrenos, es notoria la diferencia, llevando a cargas más elevadas la
consideración de viento tipo huracanado. Esto refleja la consideración implícita de menor rugosidad
efectiva (menor capa límite) ante huracanes de gran intensidad.
Los patrones de velocidad de viento para CFE y NTCRDF son idénticos entre sí para campo con algunas
obstrucciones, pero difieren sustancialmente para campo abierto, donde CFE conduce a las fuerzas
eólicas totales más conservadoras y, en contraste, las NTCRDF conducen a las menores de todos los
reglamentos estudiados.
Los reglamentos mexicanos tienen un enfoque conservador para los vientos a alturas menores a 10m.
Existen ciertas inconsistencias en las NTCRDF. En particular, es el único reglamento que lleva a una
fuerza total menor en campo abierto que con obstáculos, aunque se trate de una diferencia marginal.
Además, conduce, para la misma velocidad regional, a velocidades gradientes diferentes según el terreno.
El viento en los cables genera en promedio el 40% de la fuerza total y el 50% del momento de volteo.
El grado de deflexión de la torre no afecta sustancialmente a la velocidad de diseño final resistente.
Se observa en términos generales una buena correspondencia entre las normas CFE y las NTCRDF, con
valores intermedios a los dados por los reglamentos internacionales. La única excepción es la aplicación
de las NTCRDF para campo abierto, donde se obtienen las velocidades más altas de viento asociadas a la
falla, al igual que ASCE.
REFERENCIAS
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