Boletín n°5 diciembre 13 by (Zentidos) Maturana Gonzalez y Cia Ltda

ACHISINA

ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA

ASOCIACIÓN CHILENA DE SISMOLOGÍA E INGENIERÍA ANTISÍSMICA BOLETÍN N°5 – EDICIÓN DICIEMBRE 2013 CONTENIDO

Directorio 2012-2013 Tras dos años a cargo de la dirección de Achisina, nos sentimos satisfechos del trabajo realizado. Aquellas metas que nos propusimos cuando este nuevo equipo de trabajo se conformó, han sido en su mayoría cumplidas y de forma exitosa. Nuestra Asociación ha vuelto a ser un referente en la difusión de la sismología y de la ingeniería sísmica, un lugar de encuentro entre los profesionales del área de todo el país a través de sus distintas actividades y medios de comunicación. Hemos ordenado la casa y la hemos modernizado, para estar a la altura de la misión que nos fue confiada por nuesros pares. Hemos logrado proyectar la Asociación más allá de las fronteras de nuestro país, siendo un punto de colaboración para profesionales de diversos países que a través de nuestra página buscan responder sus inquietudes. Hemos logrado el mayor de los desafíos, ganar la sede para el proximo Congreso Mundial de Ingeniería Sísmica. Nos sentimos honrados de haber sido escogidos, de haber competido con paises desarrollados y haber podido demostrar que Chile es capaz de organizar un evento tan importante como este. Logramos cumplir lo que fue el anhelo de quienes nos antecedieron y sentamos las bases para que en el próximo período se logre llevar a cabo esta tarea con el mayor de los éxitos. Falta mucho por hacer. El próximo año se celebran los 50 años de la Asociación y esperamos que sea una oportunidad de reconocer la labor de tantos profesionales que han contribuido con Achisina y con el país. En el 2015 tendremos el Congreso Nacional, que será la antesala de la Conferencia Mundial. Debemos impulsar nuestras sedes regionales, acrecentar la participación de los sismólogos dentro de la Asociación, cerrar la conformación del Comité Organizador de la Conferencia Mundial para que represente los intereses de la Asociación y de todos los profesionales e instituciones del país. Seguiremos trabajando con entusiasmo para sacar adelante todas estas tareas, manteniendo siempre una ventana abierta para recibir las ideas y el apoyo de toda la comunidad.

NOTICIAS INTERNAS: Asamblea anual ordinaria 2012, pág.2 Seminario Consecuencias del 27F, pág.3 Seminario Diseño sismo resistente, pág.10 Seminario Mecánica de suelos aplicada, pág.17 SISMOLOGÍA Fortaleciendo la Red Sismológica, pág. 18 ACTUALIDAD NACIONAL: Premio Rodolfo Saragon,i pág.21 Premio René Lagos, pág.21 Congreso Nacional 2015, pág.22 ACTUALIDAD INTERNACIONAL: Pioneros en el Mundo (PRDW), pág. 23 MUNDO ACADÉMICO: Trabajos de título, pág. 25 Envíenos sus sugerencias a: comunicaciones@achisina.cl O contáctese con nosotros a través de: contacto@achisina.cl www.achisina.cl

FRANCISCA FAVOR COMPLETAR ACHISINA – ASOCIACIÓN CHILENA DE SISMOLOGÍA E INGENIERÍA ANTISÍSMICA

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Tenemos el agrado de informarles que durante este último semestre se han integrado a nuestra Asociación los señores:  Matías Hube Ginestar. Ingeniero Civil P. Universidad Católica de Chile. Ph.D. Universidad de California Berkeley.  Esteban Sáez Robert. Ingeniero Civil Universidad Técnica Federico santa María. Doctor en Ciencias de la Ingeniería Ecole Central Paris. Profesor asesor Dictuc y Coordinador área geofísica Dictuc.  Christian Ledezma. Ingeniero Civil P. Universidad Católica de Chile. Magister en Ciencias de la Ingeniería P. Universidad Católica de Chile. Master of Science y Ph.D. Universidad de California, Berkeley.  GabrielCandia Agusti. Ingeniero Civil P. Universidad Católica de Chile. Doctor of Philisophy Universidad de California, Berkeley. Docente Investigador de la Universidad del Desarrollo y P. Universidad Católica de Chile.  Carlos Toledo Llancaqueo. Ingeniero Civil mención estructuras Universidad de Chile. Socio-Gerente en Geopacific.  Manuel Ruz Jorquera. Ingeniero Civil Universidad de Chile. Socio en Ruz Vukasovic y Cia. Les damos la más cordial bienvenida y los dejamos invitados a participar en las actividades de la Asociación.

NUEVOS SOCIOS

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ASAMBLEA ANUAL ORDINARIA ACHISINA 2013

Texto: Marianne Küpfer, Vicepresidente Achisina.

El pasado jueves 14 de Noviembre se llevó a cabo la Asamblea anual ordinaria de la Asociación, en el Club Manquehue, que contó con la participación de 25 de sus socios y que terminó con una cena de camaradería. El presidente Patricio Bonelli presentó la cuenta de las actividades realizadas durante el año, entre las que se destacaron las siguientes:

• Incorporación de 23 socios “persona” y de dos nuevos socios “empresa” categoría bronce. • Revisión de las gestiones legales y contables de la directiva anterior. • Actualización de documentos legales frente al Ministerio de Justicia y al Ministerio de Hacienda. • Creación del Reglamento Operativo interno y de la Política comunicacional.

I C I A S

• Actividades de difusión del año 2013, que contempló cuatro seminarios, un curso realizado en conjunto con la Asociación de Ingenieros Civiles Estructurales y la emisión de dos números del Boletín de Achisina.

Especial importancia tuvo la presentación de los avances en cuanto a la organización del próximo Congreso Nacional de Ingeniería sísmica. El evento, que se llevará a cabo en Marzo de 2015, será organizado en conjunto con la Pontificia Universidad Católica de Chile. El Comité organizador ya se encuentra definido y será presidido por el Sr. Hernán Santa María, director de Achisina.

N E R

El Presidente también se refirió a las acciones que se deberán abordar el año 2014, entre las que figuran:

• Postulación a proyecto Corfo para el financiamiento del ingreso al Instituto Nacional de Normalización del anteproyecto de norma “Requisitos para el Diseño Sísmico de estructuras con sistemas pasivos de Disipación de Energía”. El documento fue entregado por el ingeniero Sr. Mauricio Sarrazín, presidente del Comité de norma, a Achisina a mediados de este año.

A S

• Prosecución de las gestiones necesarias para la organización de la Conferencia Mundial de Ingeniería Sísmica, que a la fecha llevan un importante estado de avance en cuanto a la definición de categorías y captación de auspiciadores, así como en negociación del centro de eventos en donde se llevará a cabo. Durante el año 2014 se definirá la conformación del Comité Organizador y de los comités de trabajo, el cronograma de actividades y postulación de trabajos, el cierre del centro de convenciones, la constitución de una sociedad independiente para el manejo de la Conferencia, así como la creación de la página web y otras redes sociales. • Celebración de los 50 años de la asociación. • Organización de nuevas actividades de difusión, basándose en las encuestas realizadas a los asistentes a los seminarios del año 2013. Por su parte el tesorero de la Asociación, Hernán Santa María, presentó el balance 2013 y presupuesto 2014. Respecto de los ingresos del año, cabe mencionar que su duplicaron los ingresos del año 2012 alcanzándose a la fecha el 80% del ingreso presupuestado a comienzos de año.

Página

De acuerdo a lo establecido en los estatutos de la Asociación, correspondió la elección del nuevo Directorio que asumirá el período 2014-2015. Con una alta mayoría fueron re elegidos el presidente Sr. Patricio Bonelli, la vicepresidente Sra. Marianne Küpfer y el tesorero Sr. Hernán Santa María. En el cargo de Secretario fue elegido el Sr. Leonardo Massone, quien hasta ahora ocupaba el cargo de Secretario Ejecutivo. Agradecemos al Sr. Jorge Lindenberg por su valioso aporte al Directorio anterior, quien en su labor de Secretario demostró siempre gran dedicación, esfuerzo y seriedad.

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SEMINARIO “CONSECUENCIAS DEL TERREMOTO 27F EN EL DISEÑO SÍSMICO DE EDIFICIOS – ESTUDIOS EXPERIMENTALES”

Resumen de la charla del profesor Dr. Jack Moehle Texto: Patricio Bonelli, Presidente Achisina,

Los daños en edificios de hormigón armado ocurridos en el terremoto de Chile, el 27 de febrero de 2010, han sido extensamente estudiados en Chile, Japón y Estados Unidos, entre otros países. En Chile los investigadores Leonardo Massone y Augusto Holmberg estuvieron a cargo del ensayo de columnas de hormigón armado para estudiar las fallas en bordes de muros, a su vez el investigador Matías Hube ensayó muros de hormigón armado. En Estados Unidos, en un trabajo de investigación del “Applied Technology Council”, se desarrolló un proyecto analítico experimental, denominado como ATC-94, donde se estudiaron edificios dañados en Viña del Mar, Santiago y Concepción. En la Universidad de Washington se ensayaron muros de hormigón armado que sirvieron para calibrar los modelos de análisis. En la Universidad de California, los profesores Moehle en Berkeley y Wallace en Los Ángeles (UCLA) ensayaron elementos de borde y muros. Los resultados han servido para proponer cambios al Código ACI318, que han estado en discusión en los últimos años. En el proyecto participaron ingenieros consultores de ARUP, Rutherford y Cheyenne. ACHISINA ofreció los días 12 y 13 de agosto de 2013 un seminario para difundir y analizar lo ocurrido en el terremoto 27F, desde el punto de vista profesional y académico, siendo este seminario una oportunidad para reflexionar sobre la práctica profesional en Chile. En este artículo se resume una de las presentaciones el profesor Jack Moehle, University de California, Berkeley, que mostró resultados obtenidos en el Proyecto ATC 94. Muchos muros de edificios de hormigón armado de mediana altura tuvieron daños en bordes de muros, generalmente en los subterráneos y en el primer piso. El daño se esparció por el alma del muro, en el borde se aplastó el hormigón, se pandearon las barras verticales y se abrieron las horizontales. En algunos edificios altos con muros delgados el muro se salió del plano dando la impresión de haberse pandeado.

O I C I A S

I N T E R N A S

Al ver un muro dañado, tendemos a interpretar lo que vemos a partir de los modelos que tenemos en nuestra mente. Fue frecuente escuchar de ingenieros que visitaban edificios dañados explicaciones sobre lo que veían. Respecto a los bordes, fue común pensar que la falla se debía a aplastamiento del hormigón debido a la flexión y a la carga axial. “La tentación de elaborar teorías prematuras basadas en datos insuficientes es la maldición de nuestra profesión." Sherlock Holmes. Ingenieros de Estados Unidos que visitaron edificios dañados en Chile también cayeron en la tentación de elaborar teorías prematuras. Por ejemplo, entre los comentarios que se escucharon estaban: -

Los muros fallaron porque no satisfacían los detalles especiales de ACI 318. Corolario 1: Si hubieran sido detallados como dice ACI 318 no se habrían dañado, Corolario 2: No hay nada que aprender en Estados Unidos a consecuencia de los daños ocurridos en este terremoto.

La mayor causa de los daños se debe al pandeo global.

Primera pregunta, ¿Se requiere de elementos especiales de borde en un edificio típico según ACI 318? Procedimiento de Análisis Se seleccionó un conjunto de edificios estimados como representativos cerca de lugares donde hubo registros. El período , el desplazamiento en el techo se calculó como

, donde Sd es la

ordenada del espectro de desplazamientos para ese período, para una razón de amortiguamiento respecto al crítico de un 2%. La necesidad de confinar los bordes de muros se determinó a partir de la expresión de ACI318, Art. 21.9.6.2, que exige confinar aquellas secciones críticas donde la profundidad de la línea neutra sea mayor que un valor crítico: ACHISINA – ASOCIACIÓN CHILENA DE SISMOLOGÍA E INGENIERÍA ANTISÍSMICA

√

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fundamental se aproximó a

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N O T Resultados.

I Edificio

Lugar

T1, segundos

¿require confinamiento?

Daños

C I A

Alto Río

Concepción

1.1

0.0082

Sí

colapso

Plaza del Río B

Concepción

0.92

0.0053

justo

Sin daños

Concepto Urbano

Concepción

1.6

0.0290

sí

Sin daños

Toledo

Viña del Mar

0.71

0.0090

sí

dañado

Los Leones

Santiago

0.85

0.0075

sí

dañado

Emerald

Santiago

1.4

0.0062

sí

dañado

Mistral

Santiago

0.71

0.0044

sí

Sin daños

I N T E R

Aplicando la expresión simplificada de ACI318 para calcular el desplazamiento en el techo de un muro en voladizo en función de la curvatura última:

y reordenando, se obtiene una relación entre el desplazamiento de diseño y la profundidad crítica de línea neutra que exige confinamiento.

En Estados Unidos se obtiene a partir de un espectro de diseño reducido para un 5% de amortiguamiento respecto al crítico. Para mejorar el desempeño este valor debería aumentarse. Todos los edificios estudiados requerían elementos especiales de borde. Segunda pregunta

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En Chile en varios edificios que tuvieron daños no se estaba usando refuerzo transversal tal como lo prescribe ACI318. Por otra parte, el refuerzo transversal es efectivo para confinar el núcleo encerrado por los estribos solo en cierta zona, quedando el recubrimiento y parte del núcleo encerrado sin confinar. Mander, Priestley y Park ensayaron muros delgados con un fuerte confinamiento, con una separación entre estribos de 42 mm y con todas las barras verticales restringidas lateralmente, obteniéndose buenos resultados para muros con ese tipo de confinamiento. Sin embargo, los ensayos que se hicieron después del terremoto de 2010, de columnas con menos refuerzo transversal pero satisfaciendo ACI318, mostraron que la falla en compresión puede ser muy frágil, y que en columnas que hayan sido previamente alargadas la capacidad resistente del elemento disminuye notablemente fallando de manera similar a una columna sometida a una compresión monotónica.

¿Los elementos de borde de ACI318 aseguran una respuesta dúctil?

ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA ACI318 fue revisado y se decidió agregar la expresión

(

) para calcular la cantidad de refuerzo

transversal en un borde especial de un muro. De esta manera se asegura que al perderse el recubrimiento quede un núcleo de hormigón confinado que resulte efectivo para resistir la compresión proveniente de la flexión y fuerza axial actuando sobre el elemento de borde del muro.

También se disminuyó la distancia horizontal entre trabas a dos tercios del espesor del muro.

O T C

Tercera pregunta, ¿Son adecuados los detalles para elementos de borde ordinarios que se deben usar donde no se requiera de elementos de borde especiales? ¿Puede el pandeo del refuerzo vertical gatillar la falla? Ensayos de elementos de borde bajo cargas cíclicas.

I A S

I N T

Las fallas de borde se pueden deber, según algunos, al aplastamiento del hormigón, que si no está confinado por refuerzo transversal, ocurre pasado un acortamiento unitario del tres por mil. Esa es la hipótesis contenida en el procedimiento actual de ACI318. Sin embargo, algunos investigadores opinan que algunas fallas ocurridas en muros tienen que ver con el pandeo del refuerzo transversal, que al alargarse, fluye y su largo aumenta, al invertirse el sentido de las cargas la barra que está más larga que en su posición original y con una grieta abierta, al comprimirse se pandea, pudiendo causar la falla en el borde del muro.

Para verificar esta segunda hipótesis Chris Hilson y John Wallace, de la Universidad de California, Los Ángeles, dentro del proyecto ATC-94, ensayaron muros y elementos de borde de muros. Inicialmente se aplicaron ciclos de cargas aumentándose los alargamientos y acortamientos unitarios en los bordes hasta alcanzar 0.2%, posteriormente se fue aumentando la tracción en un borde, pero sin superar un acortamiento unitario en el hormigón de 0.2% al invertirse la carga, de esta manera se pudo verificar si solo el pandeo en tracción de la armadura longitudinal es capaz de producir la falla en el borde, antes que el hormigón falle por aplastamiento.

R N A

En uno de los muros ensayados, el refuerzo vertical se pandeó en el primer ciclo de cargas que se aplicó a un alargamiento unitario en el acero en el borde de un 3%, formándose una grieta vertical a lo largo del borde en tracción. En el segundo ciclo a ese mismo alargamiento unitario, la grieta se abrió desprendiéndose el recubrimiento de las barras, pudiéndose comprobar que estaban pandeadas. Los ensayos mostraron que efectivamente el pandeo de la barra vertical puede producir la falla en el borde, con pandeo de las barras sin que necesariamente hayan ocurrido grandes acortamientos en el hormigón. Uno de los muros que tenía barra por medio restringida lateralmente, se salió del plano en el primer ciclo a un alargamiento unitario en el acero de 4.5%. No se observó pandeo local del refuerzo previo a la falla. Una vez ocurrida la falla, las barras no restringidas se pandearon inmediatamente, en el mismo ciclo. Pandeo de barras de acero.

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Se propuso un índice definido como la suma de los valores absolutos del alargamiento más el acortamiento de la barra dentro de un mismo ciclo de cargas, ε*p. El inicio del pandeo se definió como el alargamiento que produce una diferencia en alargamientos unitarios en una cara de la barra respecto a la cara opuesta de un veinte por ciento. El pandeo ocurre cuando la barra está alargada respeto a su longitud inicial, por eso se llama como pandeo en tensión.

Para estudiar el efecto de la esbeltez en el pandeo bajo cargas cíclicas, Rodríguez et al. (1999) ensayaron barras de acero bajo cargas cíclicas. De esta manera se podría inferir el efecto del espaciamiento entre estribos que restringen las barras longitudinales en el inicio del pandeo.

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Los muros ensayados por Wallace fallaron a un valor del índice de Mario Rodríguez del orden de un dos por ciento, con el refuerzo transversal separado a ocho y diez veces el diámetro del refuerzo vertical respectivamente. En este ensayo se comprobó que el hormigón que rodea las barras retrasa el pandeo, respecto a los ensayos de una barra aislada.

Cuarta pregunta, ¿puede una inestabilidad global gatillar la falla?

Inestabilidad de muros.

En un ciclo de cargas el borde en tracción de un muro se agrieta, al invertirse la carga las grietas que estaban abiertas se cierran, comprimiéndose el refuerzo vertical estirado previamente al estar en tracción. En el borde opuesto se abren grietas en tracción, en el borde que anteriormente estaba comprimido. El muro se sale del plano en el borde comprimido.

Modo de falla de un muro que falla por inestabilidad. Los parámetros claves son la esbeltez del muro, b/hu , el máximo valor del alargamiento unitario, esm, y el número de mallas de refuerzo, N. Los muros con dos mallas de refuerzo son mucho más estables que los que tienen solo una malla central. El mecanismo de resistencia del muro en tracción está explicado en el libro de Paulay y Priestley. Al quedar el borde en tracción se abren grietas espaciadas uniformemente. Al descargarse el borde durante la inversión de la carga, la fuerza axial de tracción en las barras se reduce a cero quedando las grietas abiertas. Al aumentar la compresión sobre el borde, las barras que estaban anteriormente en tracción comienzan a comprimirse, siendo el único elemento que puede tomar la fuerza axial aplicada hasta que las grietas se cierren. Al cerrarse se puede generar cierta excentricidad produciéndose una rotación del sector de hormigón encerrado por dos grietas sucesivas. Al cerrarse la grieta se pone en contacto el hormigón en la grieta que se cierra con una curvatura fuera del plano significativa. Se produce un momento M= δ C, que puede producir la falla por pandeo del muro con un largo de pandeo igual a k hu, antes que la grieta se cierre totalmente y antes que se desarrolle la capacidad resistente a flexión del muro. El fenómeno es mucho más complejo que esta simple explicación, pequeñas partículas de hormigón que se sueltan debido al desplazamiento que produce el corte pueden quedar entre las grietas. La flexión fuera del plano debido a desplazamientos en la dirección fuera del plano también agrava la situación. Sin embargo, el inicio del pandeo fuera del plano depende del ancho de grieta y de la disposición del refuerzo a lo ancho de la misma.

O T

A S

I N T E R N A S

Pandeo de un muro sometido previamente a tracción. En una columna ensayada en Berkeley después del terremoto de Chile de 2010, la respuesta fue muy frágil, rompiéndose a una carga axial de 300 toneladas. Una columna idéntica, fue sometida previamente a un alargamiento unitario de un cuatro por ciento y posteriormente sometida a carga axial. Resistió solo sesenta toneladas fallando de manera similar a la ensayada solo a compresión. Se preguntó a un grupo de ingenieros chilenos si habían visto alguna falla por inestabilidad lateral, todos los encuestados respondieron que no habían visto fallas por pandeo global. Algunos opinaron que la más parecida era la falla de uno de los muros del edificio Emerald. Don Carl Luders opinó que no había visto ningún caso de pandeo de muro propiamente tal, y que en los casos que vio eran fallas en compresión de muros delgados, seguidas por una pérdida de hormigón en la cabeza comprimida y posterior pandeo de las barras que en conjunto tienden a deformar lateralmente la zona del muro que no ha fallado en compresión. Como caso de estudio se eligió un edificio que tenía muros con un modo de falla mostrando un aparente pandeo global del alma del muro. Los muros tenían una esbeltez lu/bw = 255/20 = 13.

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El análisis dio resultados consistentes con la predicción de la ecuación utilizada para predecir el pandeo global:

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Sin embargo, el desplazamiento que se requiere para aplastar el hormigón del borde comprimido del alma del muro es solo un tercio del desplazamiento que se requiere para producir el pandeo global del alma del muro. Ello indica que lo más probable es que el hormigón se haya aplastado antes, produciéndose el pandeo del alma posteriormente. Uno de los muros adyacente al fallado tenía una sección transversal rectangular y no perdió el recubrimiento. El análisis sugiere que para el máximo desplazamiento lateral del techo estimado, el muro fallado habría llegado a un acortamiento unitario en el borde en torno a 0.0036, consistente con el daño observado. Se puede concluir del análisis que la falla no se debió al pandeo del alma del muro. Los muros pueden resistir la acción sísmica sin pandearse, la tendencia a pandearse depende principalmente de la razón de aspecto lu/bw.

Se analizaron dos posibles causas de las fallas. Una hipótesis es que al fluir el acero en una dirección se debilita el borde en tracción y queda más susceptible a la falla en compresión el invertirse la carga. La segunda hipótesis es que el muro se aplasta antes, dejando una sección transversal excéntrica, aun cuando esa excentricidad pudiera ser muy pequeña. La sección fluye lateralmente llevando a una falla secundaria con pandeo del alma del muro. Cualquiera de las dos fallas produce una pérdida en la capacidad resistente a carga axial en la zona comprimida del muro. Observando los ensayos se puede pensar que el pandeo observado tiene que ver con esta segunda hipótesis.

El análisis se hizo con el programa Perform 3D, se utilizaron los registros de la estación de San Pedro en Concepción, se supuso que el recubrimiento se pierde a un εcu = 0.004 y que el muro se pandea a un alargamiento unitario en el acero εsm = 0.03. El desplazamiento lateral estimado como posible para el registro fue mayor que el que produce la pérdida del recubrimiento cuando el borde libre del ala está comprimido, y mayor que el desplazamiento necesario para producir el pandeo en el refuerzo vertical, pero no suficiente para producir el pandeo global del alma del muro.

O T I C I S

I N T E R N A S

CONCLUSIONES Primera pregunta, ¿Se requiere de elementos especiales de borde en un edificio típico según ACI 318 ? Respuesta: Para un edificio típico que ha sido dañado, Sí. Segunda pregunta ¿Los elementos de borde de ACI318 aseguran una respuesta dúctil? Respuesta: No. Tercera pregunta, ¿Puede el pandeo del refuerzo vertical gatillar una falla en elementos de borde ordinarios? Respuesta: Sí. Cuarta pregunta, ¿puede una inestabilidad global gatillar la falla? Respuesta: Aun cuando en teoría es posible, al parecer, no ha sucedido. Última pregunta ¿Qué se puede hacer para mejorar el diseño sísmico? Modificaciones introducidas en ACI318-14: Los resultados preliminares de investigaciones hechas a raíz del terremoto de Chile de 2010, han permitido introducir algunas modificaciones a ACI318, que aparecerán en la versión de 2014, ACI318-14.

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No se permite usar solo una malla en un muro si √ (MPa), o hw/lw ≥ 2, donde hw y lw son la altura y el largo del muro, respectivamente. El espesor del muro b, en la zona comprimida por flexión y carga axial, debe cumplir b ≥ hu /16, donde hu es la luz libre del muro, no restriñida lateralmente.

Inestabilidad.

ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA Elementos de borde especiales.

Se requieren elementos de borde especiales donde

O T I

Donde, δtecho/hw no debe tomarse menor que 0.005.

El espesor de muros con hw/lw >2 donde c/lw ≥ 3/8 debe ser por lo menos de 300 mm.

En las Figuras 1, 2 y 3 se ilustran la aplicación de los detalles para elementos de borde especiales y ordinarios, y su localización en la altura del muro.

Figura 1. Disposiciones para elementos de borde especiales, ACI318-14.

I N T E R N A S

Figura 2. Disposiciones para elementos de borde ordinarios, ACI318-14.

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Figura 3. Localización en la altura de un muro de elementos de borde especiales y ordinarios, ACI318-14.

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ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA FOTOS SEMINARIO CONSECUENCIAS DEL 27/F EN EL DISEÑO SÍSMICO DE EDIFICIOS 12 Y 13 DE AGOSTO DE 2013

N O T I C I A S I N T E R N A

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SEMINARIO “DISEÑO SISMO RESISTENTE DE ESTRUCTURAS DE CONCRETO ARMADO PREFABRICADO: EDIFICACIÓN Y PUENTES”

Texto: Mario Rodríguez, Doctor en Ingenieria Universidad Nacional Autónoma de México.

AVANCES EN EL DISEÑO SISMICO DE DIAFRAGMAS EN EDIFICIOS Como parte del Seminario “Diseño Sísmo-Resistente de Estructuras Prefabricadas de Hormigón Armado: Edificación y Puentes”, realizado en Santiago de Chile, los días 10 y11 de julio de 2013, Mario E. Rodriguez y Miguel Torres, presentaron un procedimiento de diseño sísmico de diafragmas. El método ha sido aprobado en Estados Unidos por el BSSC (Building Safety Seismic Committee) para formar parte de las recomendaciones de diseño sísmico de edificios del NEHRP 2015.

INTRODUCCION

T I C I A S

I N

Los actuales procedimientos de diseño sísmico de edificios aceptan un comportamiento inelástico del edificio ante el sismo de diseño. El sistema sismo-resistente principal suele estar formado por marcos y muros en el edificio, conectados por diafragmas. En Estados Unidos y en otros países en el diseño del diafragma suelen emplearse procedimientos empíricos.

En el caso de estructuras típicas de edificios, este enfoque empírico en general ha sido satisfactorio. Se supone que los diafragmas tienen la capacidad de responder de manera inelástica a las acciones sísmicas. Sin embargo, los actuales procedimientos de diseño sísmico de diafragmas no siempre podrían asegurar que los diafragmas tengan la resistencia y capacidad de deformación necesaria. Algunas estructuras con muros estructurales fallaron en el terremoto de Northridge, California, en 1994 (Iverson y Hawkins, 1994), iniciándose a raíz de ello investigaciones del problema en Estados Unidos y otros países. Existe también evidencia de fallas en diafragmas en el colapso del edificio con muros estructurales de la Televisión de Canterbury (edificio CTV) en el terremoto en Christchurch 2011, en Nueva Zelandia (Canterbury Earthquakes Royal Commission, 2012), donde 115 personas perdieron la vida.

E R A S

Se han hecho ensayos en mesa vibradora en Estados Unidos, Japón y México, y se han propuesto métodos de análisis mejores que los existentes hace dos o tres décadas, cuando se definieron las actuales bases de diseño sísmico de edificios. Las fuerzas sísmicas que se generan en los diafragmas son en general mayores que las especificadas por los reglamentos, necesitándose que el diafragma tenga la capacidad de deformación requerida por la acción sísmica. La propuesta de procedimiento de diseño sísmico de diafragmas que aquí se describe emplea el concepto convencional de la suma estadística de las participaciones del primer modo y de los modos superiores. La contribución del primer modo en la respuesta inelástica de la estructura se reduce por el factor R y el efecto de los modos superiores no se reduce, es decir, la contribución de los modos superiores es básicamente elástica (Rodriguez et al., 2002). Por simplicidad, en esta propuesta se considera que esta última contribución está dada sólo por el segundo modo.

Los diafragmas, incluyendo cuerdas, colectores y conexiones a los elementos verticales se deben diseñar para resistir fuerzas sísmicas en el plano, Fpx, dadas por la siguiente expresión: ACHISINA – ASOCIACIÓN CHILENA DE SISMOLOGÍA E INGENIERÍA ANTISÍSMICA

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Para resistir las fuerzas que se generan en un diafragma durante un sismo es necesario identificar las cuerdas y colectores que forman parte del diafragma. La cuerda es un elemento de borde en el diafragma perpendicular a la fuerza sísmica y trabaja sólo con deformaciones axiales producidas por el momento de flexión, cuando se considera este tipo de elemento mecánico en un diafragma. El colector es un elemento de borde en el diafragma paralelo a la fuerza sísmica y transmite las fuerzas del diafragma a los elementos verticales del sistema sismo-resistente.

FUERZAS SISMICAS PARA EL DISEÑO DE DIAFRAGMAS EN EDIFICIOS

ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA Fpx =

C px Rs

w px

(1)

donde Cpx es coeficiente de aceleración de diseño del nivel x, wpx es el peso tributario al diafragma del nivel x, Rs es el factor de reducción de fuerzas elásticas en el diafragma, el cual toma en cuenta la capacidad de comportamiento inelástico del diafragma. El parámetro Cpx se calcula empleando los parámetros Cp0, Cpi, y Cpn, los que se describen más adelante, y su significado se ilustra en la Figura 1, donde n es el número de niveles del edificio.

O T I C I A S I N T E R N A S

(a)

(b)

Figura 1. Envolvente de coeficientes de aceleraciones de piso para el cálculo de los coeficientes de aceleraciones Cp0, Cpi, y Cpn, (a) Edificios con n≤2 , (b) Edificios con n≥3. La fuerza sísmica Fpx no debe ser menor que:

Fpx = 0.2SDS Ie wpx (2) donde Ie es el factor de importancia. El parámetro SDS es el coeficiente de aceleración definido en la sección 11.4.4 de la ASCE/SEI 7-10 (ASCE/SEI 7, 2010). El valor 0.4SDS se puede interpretar como el valor de la aceleración máxima del terreno del espectro de diseño, lo que se obtiene haciendo T=0 en el espectro especificado por la ASCE 7-10 en la zona de periodos cortos, ecuación 11.4-5. Esta observación y la ecuación (2) indican que el valor Cpx/ Rs en la ecuación (1) debe ser mayor que la mitad de la aceleración máxima del terreno expresada como fracción de g. Coeficientes de aceleraciones de diseño Cp0, Cpi y Cpn Coeficiente de aceleraciones Cpo El coeficiente Cpo multiplicado por la aceleración de la gravedad, g, representa la aceleración máxima del terreno, por lo tanto:

Coeficiente de aceleraciones Cpn El coeficiente de aceleración en el techo (nivel n), Cpn, se define como: ACHISINA – ASOCIACIÓN CHILENA DE SISMOLOGÍA E INGENIERÍA ANTISÍSMICA

(3) Página

C p0 = 0.4 SDS I e

ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA C pn =

2 2  Γm1 Ω0 Cs  +  Γm2 Cs2  (4)

El parámetro Cs es el coeficiente basal de diseño definido por la ASCE/SEI 7-10, se debe observar que este coeficiente ya toma en cuenta el factor de reducción de fuerzas elásticas de diseño, R, correspondiente al sistema estructural sismo-resistente. El producto Ω0 Cs de la ecuación (4) representa la resistencia probable de la estructura asociada al primer modo, donde el factor Ω0 representa la sobre-resistencia de la estructura, mostrado en la Tabla 12.2-1 de la ASCE/SEI 7-10. Este factor hace que las fuerzas inerciales del primer modo sean mayores que las correspondientes a las fuerzas de diseño. Para definir el coeficiente sísmico de diseño elástico correspondiente a los modos superiores del edificio, en esta propuesta se emplea sólo la contribución del segundo modo. El valor de este coeficiente es igual a la ordenada del espectro de diseño para el periodo correspondiente al segundo modo. Sin embargo, en esta propuesta se emplean expresiones específicas para el cálculo de Cs2, para evitar que en el proceso de diseño sísmico se empleen valores erróneos de este coeficiente al emplear de manera indiscriminada los resultados de un análisis dinámico modal convencional, principalmente cuando hay acoplamiento de acciones sísmicas de torsión y de desplazamientos laterales. Las expresiones para el cálculo de Cs2 son:

Cs2 =  0.15 n+ 0.25 I e S DS

(5)

Cs2 = I e S DS

(6)

Cs2 =

T I C I A S I N T E R N

I e S D1 0.03(n - 1 )

Cs2 = 0

(7a) para n = 1

A S

(7b)

El parámetro SD1 es el coeficiente de aceleración del espectro de aceleraciones para T=1 s, definido en la sección 11.4.4 de la ASCE/SEI 7-10. Las ecuaciones (5) a la (7) consideran que los periodos de los modos superiores que contribuyen a las fuerzas inerciales en un diafragma se encuentran en la zona de periodos de las ordenadas espectrales de diseño ascendente, constante o descendente, respectivamente. En la ecuación 4 se emplean los factores de contribución modal, definidos como el valor de la forma modal en cada piso multiplicada por el factor de participación modal, que tiene un valor único definido para cada modo (Chopra,1995). Los factores m1 y m2 en la ecuación 4 representan los factores de contribución modal de los modos 1 y 2. Analizando diferentes sistemas sismo resistentes, entre 3 y 23 pisos, se obtuvieron expresiones aproximadas para los factores de contribución de los dos primeros modos: Γ m1 = 1+

zs  1  1-  2  n

(8)

y  1 Γ m2 = 0.9 zs 1-   n 

(9)

donde el factor de forma modal, zs, es igual a:

0.85 para edificios con sistemas duales definidos en la Tabla12.2.1 con pórticos especiales ó intermedios que deban resistir al menos el 25% de las fuerzas sísmicas de diseño ACHISINA – ASOCIACIÓN CHILENA DE SISMOLOGÍA E INGENIERÍA ANTISÍSMICA

Página

0.7 para edificios con sistemas de pórticos definidos en la Tabla 12.2.1 de la ASCE 7-10.

0.3 para edificios diseñados con sistemas de marcos con elementos restringidos para el pandeo.

ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA o 1.0 para edificios diseñados con otros sistemas sismo-resistentes no incluidos en la clasificación que aquí se considera. En la Figura 2 se comparan los factores Γm1 y Γm2 obtenidos de los modelos analíticos empleados con los resultantes de aplicar las ecuaciones (8) y (9).

N O T I C

1.6

I A

1.5

Γm1

S 1.4

I N

1.3

T 1.2

Ec. (8), zEq. 1 zs = 1zs = 1 s = 12.10-10 Eq. 3.1 Ec. (8), zEq. = 0.7 zs = 0.7 s 12.10-10 zs = 0.7 Eq. 3.1

1.1

R N

Wall buildings Frame buildings

1.0

A 25

Number of levels, n e (a) Factor de contribución modal Γm1 1.0

Γm2

0.8

0.6

0.4

Ec. (9), Eq. zs =12.10-11 1 zs = 1zs = 1 Eq. 3.1 Ec. (9), Eq. zEq. 0.7zs = 0.7 s =12.10-11 zs = 0.7 3.1

0.2

Wall buildings Frame buildings

0.0 0

Figura 2. Comparación de los factores Γm1 y Γm2 obtenidos de modelos analíticos y de las ecuaciones (8) y (9).

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Página

b) Factor de contribución modal Γm2

Number of levels, n e

ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA Coeficiente de aceleraciones Cpi N

El coeficiente de aceleraciones de diseño Cpi se define como el mayor de los valores de las expresiones siguientes:

Cpi = 0.3 SDS Ie

(10)

C pi = 0.9 Γm1 Ω0 Cs

(11)

O T I

Como el segundo modo no contribuye de manera significativa a un 80% de la atura del edificio, en la ecuación (11) se tomó el coeficiente de aceleraciones a ese nivel solo en función del primer modo, igual a 0.9 1, proveniente de tomar un promedio ponderado de la contribución del primer modo en su altura efectiva, alrededor de los dos tercios de la altura del edificio, y en la altura del edificio la ecuación (10) da un límite inferior que supone que a un 80% de la altura del edificio para grandes valores del factor de reducción Rs los valores de Cpi no deben ser muy pequeños.

C I A S I N

La foto de la Figura 3 muestra un sector de un edificio de siete pisos, estructurado con muros de hormigón armado, ensayado a escala natural en la mesa vibradora de la Universidad de California, San Diego, (Panagiotou et al., 2011). La Figura 3(b) muestra las formas modales obtenidas experimentalmente analizando los registros de aceleraciones medidos en los niveles del edificio. Se observa en la Figura 3(b) que, como se ha mencionado, la contribución del segundo modo a 80% de la altura del edificio no es significativa.

T E R N A S

1.0

0.9 0.8

Relative height

0.7 0.6 0.5 0.4 0.3

0.2

Mode type 1

0.1

Mode type 2

0.0 -1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

Modal contribution shape

(a) Edificio en mesa vibradora

b) Formas de contribución modal

Figura 3. Edificio de 7 niveles ensayado en la mesa vibradora de la UCSD, y formas de contribución modal obtenidas experimentalmente.

Página

Para validar el procedimiento propuesto para el diseño sísmico de diafragmas, en lo que se refiere a las fuerzas de diafragma de diseño, se compararon resultados de mediciones de aceleraciones obtenidas empleando el procedimiento propuesto de cálculo de Fpx con la ecuación (1), empleando para Rs el valor igual a 1, y las envolventes de aceleraciones medidas en el ensayo del edificio de siete pisos en la mesa vibradora para el sismo de diseño, Figura 4. Además, se hizo este ejercicio empleando la información de ensayes en mesa vibradora de varios edificios, estudiados en USA, Japón y México. Los resultados encontrados indican que los valores de las aceleraciones medidas son cercanos a los calculados siguiendo el procedimiento de esta propuesta.

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Relative height

1.0 0.9

0.8

0.7

0.6

0.5

0.4

0.3

Measured EQ4

Predicted

0.2

0.1 0.0 0.5

1.0

1.5

Floor acceleration (g) Figura 4. Comparación de aceleraciones de piso medidas en el edificio de 7 niveles en mesa vibradora y las obtenidas con la ecuación (1).

I N T E R N

Factor de reducción Rs Los valores propuestos para el factor de reducción Rs, consideran dos escenarios de comportamiento del diafragma ante acciones sísmicas, corte o flexión. Por ejemplo, en el caso de sistemas de losas de hormigón armado vaciadas en sitio y diseñadas con los requisitos del ACI 318 (ACI 318-11), los valores de Rs son iguales a 1.5 y 2, para corte y flexión, respectivamente. En el caso de sistemas de losas prefabricadas y diseñadas con ACI 318 y las recomendaciones de la Parte 3 de NEHRP 2015, los valores de Rs varían entre 0.7 y 1.4, y dependen del objetivo del diseño sísmico considerado para el diafragma.

A S

REFERENCIAS

Página

1. Iverson, J.K., y Hawkins, N. (1994), PCI Journal, Marzo-Abril, V 39, No2, pp 38-55 2. Canterbury Earthquakes Royal Commission (2012), Final Report, Vol 6, http://canterbury.royalcommission.govt.nz/FinalReport-Volume-Six-Contents. 3. ASCE/SEI 7-10, (2010). Minimum design loads for buildings and other structures. ASCE 7-10, Reston, Va., Estados Unidos. 4. Rodriguez, M., Restrepo, J.I., y Carr, A.J., (2002), “Earthquake induced floor horizontal accelerations in buildings”, Earthquake Engineering-Structural Dynamics, 31, pp. 693-718. 5. ASCE/SEI 7-10, (2010). Minimum design loads for buildings and other structures. ASCE 7-10, Reston, Va., Estados Unidos. 6. Panagiotou, M, Restrepo, J, and Conte J.P. 2011, “Shake-Table Test of a Full-Scale 7-Story Building Slice. Phase I: Rectangular Wall”, ASCE J. Struct. Engr., 137(6), 691-704 7. ACI Committee 318 (ACI 318, 2011), “Building Code Requirements for Reinforced Concrete (ACI 318-08)”. American Concrete Institute, Farmington Hills, MI., Estados Unidos

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ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA FOTOS SEMINARIO DISEÑO SISMO RESISTENTE ESTRUCTURAS PREFABRICADAS CONCRETO ARMADO: EDIFICACIONES Y PUENTES - 10 Y 11 DE JULIO DE 2013

N O T I C I A S I N T E R N A

Página

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ABSTRACTO SEMINARIO “MECÁNICA DE SUELOS APLICADA AL DISEÑO SÍSMICO”

N O T

An Overview of Ground Improvement Methods Ground Improvement is an efficient and cost effective way of increasing the shear strength, lowering the compressibility and reducing the liquefaction potential of soils by changing their characteristics. It is often the preferred solution to increasing the foundation type, size and/or a change in the superstructure configuration. In this presentation Dr. Lemnitzer provided a general overview of ground improvement methods and presented various applications and case studies. Particular emphasis was placed on ground improvement via vibro compaction, stone columns, wick drains, deep soil mixing and jet grouting. A detailed overview of the mechanical behavior and the advantages / limitations was highlighted. Several research projects such as stone columns with wick drains used for dam stabilization, liquefaction mitigation of pile foundations via jet grouting and the improvement of the site class and reduction of the liquefaction hazard via soil mixing was explained.

I C I A S I N T E R N A S

Clasificación Sísmica del Suelo La ubicación de Chile en el borde de colisión de dos placas tectónicas, hace que nuestro territorio sea uno de los de mayor actividad sísmica del mundo, resultando fundamental en todo cálculo estructural la estimación del nivel de demanda sísmica y las características de las solicitaciones inducidas por el terreno. El terremoto del 27/F dejó en evidencia, una vez más, que la intensidad del movimiento sísmico en superficie está directamente relacionada con el tipo de suelo existente. Se confirmó que el menor daño se observa en afloramientos rocosos, en tanto que el mayor se genera en depósitos profundos de suelos blandos. A raíz del comportamiento sísmico observado el 27/F, se han modificado las normas de cálculo en lo referente a la estimación de las solicitaciones sísmicas en función de los tipos de suelo, pero aún se está en proceso de estudios y modificaciones.

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Potencial y Efectos de Licuefacción La licuefacción es la “transformación de un material granular de un estado sólido a uno semi-líquido, como consecuencia de un incremento en las presiones de poros y consecuente reducción en las tensiones efectivas” (Marcuson, 1978). Tal cambio en las tensiones efectivas implica reducciones, en algunos casos muy significativas, de la rigidez y de la resistencia al corte de los suelos. Para evaluar el potencial de que determinados suelos sufran licuefacción, los procedimientos más usuales se basan en los resultados de ensayos ejecutados in-situ como SPT, CPT, o Vs, los que demostraron tener un razonable poder predictivo para el 27/F. Por otra parte, el impacto que la ocurrencia de licuefacción puede tener sobre la infraestructura es posible estimarlo, por ejemplo, mediante metodologías para evaluar asentamientos, falla de flujo, y corrimiento lateral (lateral spreading).

Página

Ramón Verdugo

Christian Ledezma

Anne Lemnitzer

Texto: Anne Lemnitzer, Ph.D., Universtity of California

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FORTALECIENDO LA RED SISMOLÓGICA Texto: Sergio Barrientos (Director Centro Sismológico Nacional), Jaime Campos (Director Departamento Geofísica) y Daniela Estela (Periodista Centro Sismológico Nacional)

Centro Sismológico Nacional de la Universidad de Chile presenta sus avances en la preparación para una emergencia sísmica A fines de octubre se presentó el "Reporte sobre el Estado de Avance y Nivel Operativo de la Red Sismológica Nacional para informar a la Comisión Mixta de Presupuesto y a la Dirección de Presupuesto", en donde se da cuenta de lo realizado en torno a las acciones, equipamiento e instrumentos para lograr una mejora sustancial ante una eventual crisis sísmica.

S M O L O G Í

Dr. Sergio Barrientos

Dr. Mario Pardo

Dada la sismicidad histórica y recurrente en nuestro país, se entendió la importancia de contar con mecanismos e instituciones especializadas, que puedan desarrollar un monitoreo constante y en tiempo real para así, frente a crisis sísmicas, poder reaccionar a tiempo y tomar las decisiones adecuadas para el bien de la población.

Dr. Jaime Campos

Dra. Diana Comte

Dr. Javier Ruiz

Dr. Sergio Ruiz

Dr. Francisco Ortega

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Con este objetivo, la Universidad de Chile creó el Centro Sismológico Nacional (CSN), con la misión de monitorear y llevar un registro sísmico a lo largo de todo Chile, para así entregar la más completa información sismológica que afecta al país, poniéndola a disposición de autoridades y, en especial, a aquellos entes encargados de mejorar las normas de diseño sismo-resistente de edificios y construcciones. El Centro continúa avanzando en las tareas de fortalecimiento de su Red Universitaria y en los aspectos de comunicaciones e instalaciones robustas, trabajando de forma permanente, monitoreando los sismos en turnos de 24 horas siete días a la semana, con el fin de responder oportunamente ante cualquier evento.

Página

El 28 de diciembre de 2012, se dio paso a uno de los acuerdos que marcarían un nuevo hito en la historia de la sismología en nuestro país. La Universidad de Chile y la Oficina Nacional de Emergencia del Ministerio del Interior y Seguridad Pública, firmarón un Convenio de Colaboración que entró en vigencia el 22 de marzo de 2013 y que, por un lado, busca fortalecer la Red Sismológica de esta Casa de Estudios y, por otro, establecer comunicaciones robustas y nuevas estaciones de la Red Sismológica Nacional.

ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA Monitoreando el paso a paso Con los recursos del Gobierno a través de la ONEMI, se han incorporado siete nuevas estaciones de las diez comprometidas por convenio, y la revisión de 21 de las 24 estaciones construidas por la Oficina Nacional. Al mismo tiempo, se han instalado 26 estaciones provisorias en la Región Metropolitana para la realización de pruebas de comunicaciones y de los equipos sismológicos adquiridos para despliegues rápidos en crisis sísmicas. Y en esta misma línea, a fines de enero de 2014 se concretará la instalación de los servidores y la remodelación del Data Center (Centro de Datos), para mejorar la descarga, respaldo, análisis y distribución de la información. El Convenio también contempla la instalación de nuevo equipamiento. El Centro Sismológico Nacional ha instalado y conectado seis estaciones de seis componentes en Valparaíso, también en lugares como las Universidades de Concepción y Adolfo Ibañez, en Isla Mocha y otros. Estas estaciones están compuestas por banda ancha y un acelerómetro con tres direcciones de movimiento cada uno. También se han conectado otras seis, construidas e instaladas por la ONEMI en Copiapó, Combarbalá e Isla de Pascua. Por otra parte, entre julio y octubre de este año, se han instalado instrumentos GPS en las siguientes estaciones: Quellón, Mamuil Malal, Isla Mocha, Pan de Azúcar, Aeropuerto de Copiapó, Minera Guanaco, Tierra Amarilla y Hualañé.

S I S M O L O G Í

Esta colaboración implica la incorporación a la Red Sismológica de al menos 30 acelerógrafos, que son instrumentos de movimiento fuerte para la evaluación rápida y oportuna del tamaño y localización de un sismo, y para caracterizar la distribución de las aceleraciones en la zona más afectada, permitiendo crear rápidamente mapas de movimiento fuerte o Shakemaps. Son 297 acelerógrafos los contemplados en el plan de adquisición de equipamiento, los que actualmente están siendo instalados por el Ministerio de Vivienda y Urbanismo (MINVU) y algunos de ellos serán conectados mediante internet bajo un proyecto auspiciado por ONEMI, sin la necesidad de enlaces robustos de comunicación para permitir distribuir los datos de manera inmediata y permanente durante la ocurrencia de terremotos de importancia.

Página

Bajo este escenario, la Universidad de Chile requiere examinar la posibilidad de reubicar algunos de estos instrumentos, así como las formas y mecanismos de transmisión remota para que, los 30 acelerógrafos contemplados, puedan ser incorporados a la Red -si es que éstos cumplen con los requisitos mínimos- y responder en forma eficiente a los requerimientos del país.

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ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA Estrellas y satélites que comunican En el informe presentado en abril de este año, se dio cuenta del trabajo que se está realizando para poder contar con tres hubs satelitales que le den fuerza al sistema de comunicaciones. Dos de ellos serán instalados en las dependencias del Centro Sismológico Nacional, en la Universidad de Chile, y un tercero fuera de él, para introducir redundancia al sistema. En la actualidad, lo que se busca es contar con tres líneas de contención en comunicaciones. La primera de ellas correspondería a una red de topología estrella que llega a alguna empresa del rubro de comunicaciones, o bien, a través de la Dirección General de Aeronáutica Civil (DGAC), y desde ahí trae las señales hasta el CSN. Una segunda opción es un enlace punto a punto a un hub fuera del CSN y, a través de esta conexión, la incorporación de 21 estaciones sismológicas completas. Y, por último, se evalúa también incluir comunicaciones sólidas con un 99,9 por ciento de operatividad, que involucrarían 19 sitios remotos, constituyendo la columna vertebral de nuestro sistema, y la línea de contención ante un evento mayor.

S I S M O L O G Í

A Uniendo fuerzas Se le ha dado especial importancia a las instituciones que forman parte de la red de emergencia nacional: la Oficina Nacional de Emergencia, ONEMI y el Servicio Hidrográfico y Oceanográfico de la Armada, SHOA. Así, se han establecido protocolos para un actuar en conjunto frente a eventuales emergencias que surjan producto de terremotos y posibles tsunamis. Uno de ellos es un protocolo de comunicación de la información entre la ONEMI y el CSN, que define un glosario de términos comunes para ambas instituciones al momento de ocurrido un evento sísmico. Adicionalmente, define quiénes son los representantes oficiales e incluye la manera de traspasar la información de una institución a otra. Al mismo tiempo, se está discutiendo un borrador del protocolo que abarcará a los tres organismos: ONEMI, SHOA y CSN. Éste busca establecer los procedimientos de actuación y comunicación, y consiste principalmente en la integración del CSN al protocolo que ya existe entre la ONEMI y el SHOA.

Estación Villa Cerro Castillo. Ubicada en Puerto Natales

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Página

Estación Maricunga. Ubicada en el paso fronterizo San Francisco, a 4.400 metros de altura, en Copiapó

Con estas medidas, el Centro Sismológico Nacional de la Universidad de Chile, en conjunto con las instituciones encargadas de proteger la vida de las personas, buscan mejorar las políticas públicas para alcanzar el bien común e ir desarrollando medidas eficientes para la emergencia en materia sísmica.

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DIPLO

PREMIO AL INGENIERO POR ACCIONES DISTINGUIDAS 2013 INSTITUTO DE INGENIEROS DE CHILE Fuente: Instituto de Ingenieros de Chile

El premio “al ingeniero por acciones distinguidas” año 2013, fue otorgado a nuestro colega René Lagos Contreras, este premio lo otorga el Instituto de Ingenieros de Chile desde 1984 al Ingeniero que se hubiere distinguido por haber desarrollado acciones, en el campo público y/o privado, durante los tres años anteriores a los de su otorgamiento. Cada año un profesional es premiado y se consideran como acciones distinguidas aquellas que excedan el desempeño normal y eficiente de las labores habituales del ingeniero y que redundan en un beneficio evidente para el país, la sociedad, la profesión o el Instituto.

C T U A L I D

La ceremonia se llevó a cabo el pasado 18 de octubre de 2013 y fue encabezada por Tomás Guendelman, presidente del Instituto de Ingenieros de Chile, quien junto al ingeniero José De Gregorio, entregaron este importante reconocimiento a René Lagos, presidente de la Asociación de Ingenieros Civiles Estructurales –AICE-. “Es un reconocimiento de los pares al trabajo que uno hace todos los días. Recibir este premio es motivo de mucho orgullo porque la institución que otorga el premio ya tiene 125 años y también porque las personas que han sido premiadas en los años anteriores son profesionales notables y con mucho mérito del premio”, expresó el Ingeniero René Lagos.

A D

N A C I René Lagos junto a Tomás Guendelman, Presidente del Instituto de Ingenieros,

PREMIO NACIONAL COLEGIO DE INGENIEROS DE CHILE 2013 Fuente: Colegio de Ingenieros de Chile

O N A L

El pasado jueves 26 de septiembre, a las 19 hrs. se realizó la Ceremonia en el Colegio de Ingenieros de Chile: Premio Nacional 2013, siendo nuestro colega Rodolfo Saragoni Huerta, distinguido con este premio en la categoría persona. El premio, que se otorga desde el año 1992, busca reconocer la labor de empresas, instituciones y profesionales que hayan destacado ya sea por las obras ejecutadas, los servicios prestados, los estudios o proyectos realizados que han contribuido al desarrollo del país. Rodolfo Saragoni se ha desempeñado por casi 40 años como académico del Departamento de Ingeniería Civil de la Facultad de Ciencias Físicas y Matemáticas de la Universidad de Chile; y es uno de los socios fundadores de la empresa S y S Ingenieros, la cual por más de 25 años ha participado en proyectos de estructura de alta complejidad en nuestro país y en el extranjero.

Página

"Me siento muy contento de haber sido reconocido por mi trabajo, los agradecimientos van a todos los que me han rodeado durante mis años de trabajo, principalmente a la FCFM porque uno es uno y sus circunstancias, y para mí mis circunstancias son la Facultad", señaló el Prof. Saragoni, quien agrega que "el ambiente intelectual en que uno se desenvuelve día a día en Beauchef, la posibilidad de relacionarse con premios nacionales y, lo más importante, la interacción con mis alumnos, son los grandes incentivos que me tienen aún vigente y haciendo clases".

Rodolfo Saragoni

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CONGRESO NACIONAL DE SISMOLOGÍA E INGENIERÍA SÍSMICA 2015 Texto: Francisca Maturana

La Asociación Chilena de Sismología e Ingeniería Antisísmica (ACHISINA) y el Departamento de Ingeniería Estructural y Geotécnica de la Pontificia Universidad Católica de Chile invitan a la presentación de trabajos en el XI Congreso Chileno de Sismología e Ingeniería Sísmica.

A C T U A

www.congresoachisina2015.com

L El Congreso Chileno de Sismología e Ingeniería Sísmica en su décimo primera versión, entregará la oportunidad para que investigadores y profesionales de la sismología y de la ingeniería sísmica compartan las lecciones aprendidas a partir de los grandes terremotos ocurridos en los últimos años, con énfasis en aquellos avances científicos asociados al Terremoto del Maule, de 2010. El Congreso está dirigido a todos los ingenieros civiles, con especialización en ingeniería sísmica, geotécnica, estructural y disciplinas afines. Se llevará a cabo los días 18, 19 y 20 de Marzo del 2015, en la ciudad de Santiago.

I D A

N A C I O N A L

El Comité Organizador principal está conformado por:

Hernán Santa María Chairman

Cristián Sandoval Secretario

Christian Ledezma Comité de Comunicaciones y Marketing

Matías Hube Comité de Finanzas

Diego López-García Presidente Comité Científico

La conferencia reunirá a investigadores, estudiantes y profesionales de la ingeniería estructural, ingeniería geotécnica, sismología, ciencias de la tierra, ciencias sociales, planificadores de respuestas a emergencias, y áreas afines, los que podrán compartir sus experiencias y conocimiento en la mitigación de los daños por terremotos y tsunamis.

ACHISINA – ASOCIACIÓN CHILENA DE SISMOLOGÍA E INGENIERÍA ANTISÍSMICA

Página

TEMAS SESIONES ESPECIALES El Comité Organizador del XI Congreso Chileno de Sismología e Ingeniería Sísmica invita a enviar propuestas de temas de sesiones especiales. Las propuestas deben ser dirigidas al Presidente del Comité Científico, Prof. Diego López-García (dlg@ing.puc.cl), hasta el día 15 de Enero de 2014.

RESÚMENES TRABAJOS CIENTÍFICOS. La fecha límite para el envío de los resúmenes es el 31 de marzo de 2014.

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PIONEROS EN EL MUNDO: PRDW PROYECTO PUERTO DE CORONEL Entrevista a: Gregorio Aldunate (Socio PRDW) y Joan Leal Jéldrez (Coordinador de Proyectos/Desarrollo de Negocios PRDW)

“EN EL MUNDO NO EXISTE OTRO PROYECTO COMO ESTE”

A C T U A

En 2007 comenzó quizás uno de los desafíos más grandes para la empresa PRDW liderada por Gregorio Aldunate. En la región del Bio-Bio, en la Bahía de Coronel, se levantaba el Puerto de Coronel; un proyecto pionero en materia antisísmica a nivel mundial.

Para nadie es una novedad que Chile, por su ubicación geográfica deberá lidiar, de por vida, con temblores y terremotos de altas magnitudes. Una realidad que a todos los Ingenieros les presenta un tremendo desafío ¿Cómo construir estructuras firmes y resistentes pero, con la flexibilidad necesaria para soportar los movimientos de la tierra? Este desafío lo asumieron en PRDW desde hace más de una década. Están seguros que, para crecer y hacer mejores proyectos la fórmula es “Estar al día en el tema sísmico”. Para ellos la capacitación continua de sus profesionales es vital para estimular la innovación y el desarrollo de soluciones sísmicas de primer nivel. Es por esto que el equipo de PRDW está continuamente capacitándose mediante estudios de post-grado tanto en Chile como en el extranjero, así como también asistiendo a congresos y seminarios relacionados con terremotos y Tsunamis.

Entre tanto estudio e investigación para la construcción del Puerto de Coronel, PRDW decidió usar aisladores de goma con un núcleo de plomo. Una técnica antisísmica muy usada en la construcción de edificios pero que, en el caso portuario chileno, no había sido utilizada hasta la fecha. El resultado, tras el terremoto y posterior tsunami de 2010 fue clarísimo; puentes, caminos y casas colapsaron pero, el puerto de Coronel siguió operando sin mayores problemas estructurales. “Yo creo que en el mundo no existe otro proyecto como este. A la fecha, probablemente existen otros puertos con aisladores sísmicos pero, probados como este no”, comenta el Ingeniero Joan Leal Jéldrez, Ingeniero Civil, M. Eng. y Coordinador de Proyectos de PRDW. El puerto requirió 96 aisladores sísmicos, una incorporación que sirvió para dos objetivos: Desarrollar un diseño estructural de menor costo y, mejorar el desempeño sísmico de la estructura; Una combinación que se tradujo en “un desarrollo que tiene las tres B: bueno, bonito y barato”. Sin embargo, esta hazaña de PRDW dejó en evidencia una de las falencias más grandes en materia de normativas antisísmicas en nuestro país... Chile no tiene un reglamento que determine la manera en que se deben diseñar este tipo de obras portuarias. “Nosotros hicimos una combinación entre normas nacionales y recomendaciones internacionales”.

I D

D I N T E R N A C

I O N A L

Consecuencias del éxito del Puerto de Coronel:

ACHISINA – ASOCIACIÓN CHILENA DE SISMOLOGÍA E INGENIERÍA ANTISÍSMICA

Página

Para PRDW el desafío que asumieron y los exitosos resultados le significaron un reconocimiento internacional. Joan Leal de PRDW fue invitado a presentar un paper del Proyecto de Puerto de Coronel en la Conferencia Internacional de Puertos 2013 de la American Society of Civil Engineers (ASCE) http://content.asce.org/conferences/ports2013/index.html Positivo reconocimiento a nivel internacional, sin embargo en el plano local ha costado generar conciencia de la necesidad de usar esta técnica antisísmica en otros proyectos de tan grandes magnitudes: “Con esta experiencia probada, nosotros pensamos que iba a ser mucho más fácil convencer a los inversionistas y también a las autoridades de que esto podía ser una solución definitiva pero, ha sido muy difícil porque ven que hay pocos casos probados, tienen temor de que los costos suban pero, principalmente porque nos falta una normativa que nos apoye”, explica el Ingeniero y Socio de PRDW Gregorio Aldunate.

“Hoy día podemos decir, con certeza, que lo que hemos profesado hace mucho tiempo, no solo en el aislamiento sísmico sino también en el diseño sísmico de las estructuras tradicionales queda validado y, nos deja en buen pie para seguir desarrollándolo con mayor profundidad”

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A C T

PRDW Consulting Port and Coastal Engineers, es un Grupo Internacional de ingeniería que presta servicios especializados de proyectos y consultoría en las disciplinas relacionadas con ingeniería de puertos, costas e hidráulica. El exitoso trabajo en conjunto realizado por este grupo lleva a la firma a ponerse a la vanguardia en el desarrollo de proyectos portuarios y marítimos en Latino América. Actualmente cuenta con oficinas en Chile, Sudáfrica, Australia y USA, y prontamente en Brasil y Perú.

U A L I D A

Los directores y el personal de alto nivel han dedicado su vida profesional a la búsqueda de la excelencia en el campo de la ingeniería de puertos y costas y son reconocidos, tanto a nivel local como a nivel internacional, como especialistas en este campo.

I N T E R

Puerto Coronel, Región del Bío Bío, Chile

Puerto de Coronel S.A. encargó a PRDW la ingeniería para el desarrollo del proyecto de un nuevo terminal de contenedores. El proyecto consistió en un muelle de penetración (finger pier) de 450m de longitud por 35m de ancho, apto para operar con dos grúas tipo Gantry Post-Panamax para dos sitios de atraque para contenedores por el sitio norte y para manejo de contenedores y carga general con grúas móviles por los dos sitios del lado sur. Resalta el diseño sísmico de la estructura, que incorporó el uso de Aisladores Sísmicos, pasando a ser un proyecto innovador y único a nivel mundial.

A C I O N A L

La ingeniería desarrollada por PRDW incluyó:  Estudio de oleaje operacional y tormentas de diseño.  Estudio de penetración de oleaje.  Definición del layout.

 Diseño básico y de detalle de todas las obras marítimas.  Coordinación y especificaciones para suministro de grúas. Además PRDW fue responsable, supervisó y coordinó los siguientes estudios y actividades:  Estudio de maniobras de barcos.  Mecánica de suelos.

Chile no tiene una normativa propia para el desarrollo de estructuras marítimo-portuarias. Tradicionalmente lo que se hace es combinar normas nacionales de edificación con regulaciones internacionales. En materia internacional son tomadas en cuenta las siguientes normas internacionales: - Norma Japonesa OCDI 1999 - Normativa USA, Shore Protección Manual - Normativa Española ROM (Recomendaciones para Obras Marítimas).

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 Estudio de downtime operacional.

 Estudios operacionales para definición de áreas de circulación y maniobras en muelle.

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UNIVERSIDAD DE CHILE – TRABAJO DE TESIS PARA OPTAR AL TÍTULO DE INGENIERO CIVIL

M U

TEMA DE TESIS: Estimación analítica de la capacidad al corte de muros cortos de hormigón armado mediante un modelo panel Autor: Marco Ulloa Profesor guía: Leonardo Massone

Los muros cortos de hormigón armado son usados comúnmente en estructuras las cuales necesitan tener resistencia a demandas sísmicas, es por esta razón que es necesario poder tener una herramienta que permita construir la respuesta carga-desplazamiento, y más importante aún que permita determinar la capacidad máxima que resiste el elemento estructural.

En este trabajo se desarrollan e implementan modelos para predecir la capacidad al corte de muros cortos de hormigón armado mediante la formulación tipo panel, además de proveer la curva carga versus deformación de corte. Similar a lo realizado por Kaseem y Elsheikh (2010), esta formulación considera al muro de hormigón armado como un solo elemento, el cual representa el estado de deformaciones y tensiones promedio del muro corto. Se asume que la dirección principal de tensiones del elemento, es igual a la dirección principal de deformaciones con el fin de simplificar el análisis. Para representar el comportamiento de los materiales se utilizan leyes constitutivas recomendadas en la literatura, en el caso del hormigón se considera la degradación de la capacidad de compresión debido a las fisuras provocadas por la tracción en el hormigón. Los modelos implementados se pueden diferenciar en dos categorías; (i) modelo con ángulo variable y (ii) modelos con ángulo fijo. En el primer caso, se considera que la dirección principal de tensiones y deformaciones (dirección de la falla), es variable para cada estado de desplazamiento mediante las calibraciones de expansión lateral ( ) (Massone, 2010) y expansión vertical del muro ( ), de tal forma que incrementalmente (no iterativo) se obtiene una respuesta. Para desplazamientos importantes esto genera inconsistencia en la predicción de la deformación del puntal de compresiones. Para los modelos con ángulo fijo se propone una dirección de falla fija la cual depende de la relación de aspecto y el nivel de carga axial y se resuelve la ecuación de equilibrio vertical en forma iterativa. Esta dirección es obtenida, suponiendo el estado de deformación para el modelo de ángulo variable (a bajas deformaciones) para el momento que se da inicio del agrietamiento ( )o cuando se ha reducido la capacidad a tracción a .

D O

C A

D É M I C O

En términos de capacidad, los resultados de las comparaciones con una base de datos experimental de 252 ensayos revelan que los modelos con ángulo fijo tienen mejores predicciones que el modelo de ángulo variable, aunque estos primeros requieren resolver iterativamente una ecuación de equilibrio. La razón promedio entre la capacidad predicha versus la capacidad experimental son valores cercanos a uno, y a su vez tienen un menor nivel de dispersión. Los valores promedios son iguales a: 0.77 para el modelo de ángulo variable ( y ), 0.97 para el modelo de ángulo fijo para , y 0.89 para el modelo de ángulo fijo para . Las dispersiones fueron iguales a: 0.31, 0.27 y 0.24, respectivamente. La simplicidad y buenos resultados de este modelo permiten que pueda ser usado como herramienta de diseño. N

L f L

L

L f L

d

r L

t

muro



t

 hormigón

t f t

panel  Lt L

r

acero

d

(a)

(b)

Figura 1 – Configuración del muro: (a) geometría y tensiones resultantes, (b) tensión en hormigón y acero (después de Kaseem y Elsheikh, 2010).

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ACHISINA LIDERANDO LA CULTURA SÍSMICA CHILENA PONTIFICIA UNIVERSIDAD CATÓLICA DE CHIL – ESCUELA DE INGENIERÍA Trabajo de tesis para optar al grado de Magíster en Ciencias de la Ingeniería

M U N

TEMA DE TESIS: Synthetic hybrid broadband seismograms based on InSAR coseismic displacements TESISTA Magister en Ciencias: Catalina Fortuño Profesor guía: Juan Carlos de la Llera

Los registros de aceleración obtenidos por acelerómetros no representan apropiadamente los desplazamientos cosísmicos ocurridos durante un terremoto, lo que se traduce en una definición imprecisa de la demanda sísmica de diseño de estructuras muy flexibles. Los grandes desplazamientos cosísmicos observados durante el terremoto del 27 de Febrero del 2010 sugieren que este efecto debiera ser considerado en el diseño de estructuras flexibles mediante la modificación de los registros y espectros de diseño.

En este trabajo se usaron Funciones de Green para calcular acelerogramas sintéticos consistentes con el campo de desplazamiento cosísmico obtenido mediante interferometría satelital. El campo de desplazamiento cosísmico fue determinado al realizar interferometría con 20 imágenes SAR (synthetic aperture radar) obtenidas por el satélite ALOSPALSAR entre el 12 de octubre de 2007 y el 28 de mayo de 2010. Estas imágenes cubren esencialmente toda la región afectada por el terremoto del 2010.

O A A D É M I C O

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Figura 1: Interferograma del terremoto del 27-F y comparación entre el espectro derivado a partir de un registro sísmico incluyendo el efecto de deformaciones co-sísmicas “medidas” por interferometría: (a) Extracto del interferograma obtenido en la zona de Concepción y península de Arauco; y (b) comparación entre espectros de desplazamiento promedio para el registro de San Pedro de la Paz en la dirección NS, obtenidos usando y , y el espectro calculado a partir del registro corregido del Colegio San Pedro provisto por SSN, todos ellos calculados con una razón de amortiguamiento de 5%.

A los acelerogramas sintéticos así obtenidos se les aplica un filtro pasa-bajo con el objeto de poder superponerlos a la componente estocástica de alta frecuencia obtenida a partir de registros reales. Se generan entonces acelerogramas sintéticos con un ancho de banda tal que permite incluir los desplazamientos cosísmicos obtenidos por interferometría y simultáneamente el contenido de frecuencias altas propias del terremoto. El análisis de sensibilidad realizado con respecto a diferentes parámetros del modelo muestra que el periodo de corte óptimo del filtro pasa-bajo, , influye de forma importante en la precisión de las aceleraciones y desplazamientos obtenidos. A pesar de que valores mayores de producen menores amplificaciones en el espectro de respuesta para periodos largos, estos espectros muestran desplazamientos que son hasta 25 veces mayores en estos periodos, i.e. , que los obtenidos usando registros corregidos con métodos tradicionales.

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