Espectro Diseño Chile

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Nº A01-10

PROPUESTA DE ESPECTROS DE RESPUESTA DE ACELERACIONES CON 2

PEAKS PARA LAS NORMAS DE DISEÑO SÍSMICO CHILENO QUE

CONSIDERAN EL EFECTO DEL SUELO Y DEL TIPO DE TERREMOTO

SUBDUCTIVO

Sergio Ruiz1 y G. Rodolfo Saragoni2

1.- Ingeniero Civil, Magister en Ingeniería Sísmica (estudiante) Departamento de Ingeniería Civil Universidad de Chile Blanco Encalada 2002, Santiago, Chile e-mail: [email protected] 2.- Ingeniero Jefe, Division Estructuras – Construcción – Geotecnia Departamento de Ingeniería Civil Universidad de Chile Blanco Encalada 2002, Santiago, Chile e-mail:[email protected] Palabras Clave: Espectros, Diseño, Norma, Chile, Subducción, Suelo, Fuente Sísmica

RESUMEN

Se proponen espectros de diseño para la norma NCh 433 Of 96 Diseño Sísmico de Edificios con dos peaks que considera simultáneamente el efecto del suelo y del tipo de terremoto. Con ello se considera los efectos de los terremotos interplaca tipo thrust e intraplaca de profundidad intermedia típicos de la sismicidad subductiva de Chile. El espectro propuesto consiste en la suma de los espectros de la fuente sísmica y del suelo, en el espectro propuesto se introduce explícitamente el efecto del amortiguamiento del suelo lo que conduce a un decaimiento más pronunciado que la actual norma para periodos altos. El espectro propuesto tiene un carácter envolvente pues considera simultáneamente el efecto de los dos tipos de terremotos. Los espectros se obtuvieron considerando sólo los acelerogramas de terremotos de gran magnitud próximos a las magnitudes de diseño y en área epicentral, evitando promediarlos con acelerogramas de pequeña amplitud correspondientes a terremotos de pequeña a mediana magnitud.

Congreso Chileno de Sismología e Ingeniería Antisísmica IX Jornadas, 16-19 de Noviembre de 2005, Concepción - Chile

1. INTRODUCCION

En general, los espectros de respuesta propuestos para diferentes normas sísmicas del mundo se han obtenido a partir de formas promedio de espectros de respuesta de aceleraciones absolutas de acelerogramas en los que obviamente, por razones de disponibilidad de registros de terremotos fuertes, predominan los de pequeñas amplitudes correspondientes a sismos de pequeña a moderada magnitud. Razón por la cual durante terremotos destructivos los espectros de respuesta de diseño propuestos en normas han sido incapaces de estimar las demandas impuestas, como ocurrió en forma notoria durante los terremotos de Northridge 1994, EEUU y Kobe 1995, Japón.

En los espectros de respuesta promedio de registros de acelerogramas de pequeña amplitud correspondientes a sismos de moderada magnitud, las vibraciones libres del suelo predominan, razón por la cual es posible observar sólo el período fundamental del suelo y no los períodos característicos de la fuente sísmica, típicos de los terremotos de gran magnitud consideradas en las normas de diseño.

Por este motivo ha sido práctica común de las normas sísmicas considerar el primer modo fundamental del suelo en los espectros de diseño, lo cual para condiciones de diseño puede ser incorrecto, pues en estos casos se observa en general más de un peak representativo. Para poder comprender el real comportamiento del suelo durante terremotos de diseño es necesario estudiar acelerogramas registrados en zonas epicentrales y de terremotos que representen o se acerquen a las magnitudes de terremotos destructivos, porque las diferentes propiedades que se observan durante los grandes terremotos no son extrapolables a partir de lo observado durante temblores de pequeña magnitud.

Motivados por lo poco representativo de los espectros de respuesta obtenidos como promedio de acelerogramas, Lobos (1999) estudiando los acelerogramas del terremoto de Chile Central de 1985 y Gómez (2002) los acelerogramas obtenidos en Ciudad de México en México, plantean la necesidad de desarrollar espectros de respuesta con más de un peak que represente los períodos observados en los acelerogramas estudiados.

2. TIPOS DE TERREMOTOS SUBDUCTIVOS CHILENOS

Chile a diferencia de otros países cuenta con acelerogramas de importantes terremotos de gran magnitud en condiciones epicentrales, esto ha permitido estudiar el comportamiento sísmico del suelo en condiciones cercanas a los casos de diseño. Con esta información se ha podido medir el período del suelo durante terremotos de gran magnitud (Ruiz y Saragoni, 2004 y Saragoni y Ruiz, 2004), caracterizar los modos superiores del suelo (Ruiz y Saragoni, 2005a) y además estimar los períodos característicos de las fuente sísmicas (Saragoni y otros, 2005a ; Saragoni y otros, 2005b; Luppichini, 2004 y Modena, 2004).

Por otro lado la presencia de importantes acelerogramas de terremotos subductivos chilenos de carácter destructivo asociados a la placa de Nazca interplaca tipo thrust y terremotos intraplaca de profundidad intermedia ha permitido cuantificar algunas de las características del movimiento sísmico durante estos


terremotos y establecer las diferencias entre ellos (Saragoni y Ruiz, 2005a y Ruiz y Saragoni, 2005b). Con estos acelerogramas es posible estudiar los espectros de respuesta para condiciones de diseño y comparar con espectros desarrollados a partir del promedio de acelerogramas de amplitud pequeña correspondiente a sismos de moderada magnitud.

3. ANÁLISIS DE ESPECTROS DE RESPUESTA DE ACELEROGRAMAS CHILENOS

El estudio de espectros de respuesta de importantes terremotos chilenos ha permitido observar que estos presentan más de un peak característico. Para los registros del terremoto del 3 de marzo de 1985, Lobos (1999) observó la presencia de más de un peak, proponiendo espectros de respuesta con dos peaks; Saragoni y Ruiz (2004) plantean la presencia de dos peaks característicos en los terremotos chilenos uno debido al período del suelo y otro a la fuente sísmica.

En la Fig. 1 se presentan los espectros de respuesta elásticos para diferentes terremotos obtenidos en la estación de Papudo (S40E), donde es posible encontrar dos peaks característicos, estando uno asociado principalmente al suelo y otro a la fuente sísmica (Saragoni y Ruiz, 2005b; Saragoni y Ruiz, 2004; Saragoni y otros 2005a y Saragoni y otros 2005b).

Figura 1. Comparación de espectros de respuesta elásticos de aceleración absoluta para amortiguamiento cero de terremotos chilenos de subducción interplaca thrust e intraplaca de profundidad intermedia, registrados en la estación Papudo (S40E), mostrando más de un peak predominante, consecuencia del suelo y del mecanismo de la fuente sísmica.

En la Fig. 1 se puede apreciar que el espectro de respuesta del registro de Papudo S40E para el terremoto intraplaca de profundidad intermedia de Papudo 1981, obtenido a pocos kilómetros del epicentro, presenta un peak de aceleración absoluta entorno a un período de 0.33 seg. y otro peak en el período de aproximadamente 0.15 [seg], este segundo peak no se observa en el otro registro obtenido para el terremoto interplaca de 1985 ubicado lejos del área epicentral que presenta un peak predominante aproximadamente en el período de 0.33 [seg], el que se asocia al movimiento libre del suelo (Saragoni y Ruiz, 2004). El peak alrededor de los 0.33 seg se observa también en otros terremotos de menor magnitud, registrados en la estación Papudo.


0.3· ; 0.50.15

· ;0.5 1.0

0.15· ;1.0

g T

Se g TT

g TT

�� ≤��= ≤ ≤�� ≤��

De los registros obtenidos en la estación Papudo para diferentes terremotos, se puede apreciar que si se considerara solo el promedio normalizado de los espectros pesarían más los de los registros obtenidos en zonas lejanas al epicentro o en terremotos de muy baja magnitud, pues ellos son mayoría respecto a los registros obtenidos en zona epicentral durante terremotos de magnitud importante, conduciendo en consecuencia a un espectro de un solo peak, que no toma en cuenta las variaciones debido a los diferentes tipos de terremotos subductivos que afectan a dicha estación.

4. ANTECEDENTES NORMATIVOS PREVIOS

La ingeniería sísmica chilena cuenta con la norma sísmica NCh 433.Of 96 Diseño Sísmico de Edificios, calibrada por el terremoto de Chile Central de 1985, en el que el buen comportamiento de los edificios de muros de hormigón armado ubicados en su zona epicentral y diseñados de acuerdo a la norma NCh 433 Of. 72, fue reconocido mundialmente (Wyllie et al. 1986). Tras este terremoto la norma chilena se volvió a ajustar incorporando las exitosas lecciones aprendidas en este terremoto las que se vienen a sumar a las ya aprendidas de los terremotos destructivos de diseño intraplaca de profundidad intermedia de Chillán 1939 e interplaca tipo thrust de Concepción 1960.

El buen comportamiento de las estructuras de período corto para el terremoto intraplaca de profundidad intermedia de diseño de Chillán 1939 (M = 8.0) (Astroza y otros, 2002), el buen comportamiento de las estructuras de acero de la planta de Huachipato para el terremoto interplaca tipo thrust de diseño de Concepción 1960 (M=7.8) (Blume, 1963) como el buen comportamiento de las obras civiles para el terremoto de Valdivia de 1960 (M=9.5) (Steinbrugge y Flores, 1963) y el buen comportamiento de los edificios altos de Viña del Mar para el terremoto de 1985 (M=7.8) (Wyllie et al. 1986); han permitido ajustar los parámetros de diseño de las normas sísmicas chilenas (Arze, 1993); lo cual representa una ventaja comparativas con otros países, en los cuales sus normas sísmicas aún no se encuentran calibradas y que tras observar las cuantiosas pérdidas en vidas humanas y económicas que dejan sus terremotos deben recalibrar sus normas de diseño.

El espectro propuesto por Rodrigo Flores a partir del espectro estimado por Blume (1963) para el terremoto de Concepción de 1960 basado en el comportamiento de las estructuras de acero de la planta de Huachipato se presenta en la Ec. (1).

(1) donde T = período de la estructura. El espectro de la norma Nch 433 of. 72 propuesto posteriormente en 1972 se presenta en la Ec. (2). Este espectro introduce por primera vez el efecto del suelo a través del período T0 y lo hace antes que el código


03

0

1 4.5·

1

p

n

n

TT

TT

α

� �+ � �

=� �

+� �

UBC de los EEUU, considera además un amortiguamiento implícito de 5% y una ductilidad implícita para las estructuras.

1 2 0

1 2 02 2

0.10· · · ;

2· ·0.10· · · · ;o

o

K K g T TSe T T

K K g T TT T

≤��= � ≥� +�

(2)

donde T = período de la estructura y T0 parámetro relativo al tipo de suelo de fundación. K1 y K2 son constantes que se refieren al uso e importancia de la estructura. Posteriormente al terremoto subductivo interplaca tipo thrust de Chile Central de 1985 de magnitud Ms = 7.8, donde se obtuvieron más de 20 importantes acelerogramas, se propuso un nuevo espectro de respuesta para la norma NCh 433 Of. 93 y que se mantendría en la norma Nch 433 of. 96. El espectro de la norma chilena NCh 433 of. 96 se presenta en la Ec. (3).

0*

· ·a

I AS

Rα= (3)

donde: I : Coeficiente relativo a la importancia y uso del edificio. A0 : Aceleración efectiva máxima, que se determina de acuerdo a la zonificación sísmica. R* : Factor de reducción, que es función de la estructura y del período del suelo. � : Factor de amplificación del suelo. En consecuencia el espectro básico elástico queda dado por:

SE(Tn) = A0·� (4) donde A0 corresponde a la aceleración efectiva que depende de cada zona sísmica y el factor � depende de las características del suelo y tiene la siguiente expresión:

(5) donde: Tn = Período de vibración del modo n de la estructura y

T0, p = Parámetros relativos al tipo de suelo de fundación. 5. LIMITACIONES DEL ESPECTRO DE DISEÑO DE LA NORMA NCh 433 Of. 96

El factor � del cual depende la forma del espectro de respuesta fue propuesto por Arias (1989) recurriendo a la evidencia empírica del momento. Resultando ser este factor un promedio de los espectros de respuesta de acelerogramas de terremotos chilenos, de los cuales la mayoría correspondía al terremoto interplaca


tipo thrust del 3 de marzo de 1985, motivo por el cual no puede ser representativo sólo de registros de acelerogramas epicentrales ni de terremotos intraplaca de profundidad intermedia. El factor �, estudiado previamente por Katayama (1982), mantiene la misma filosofía que utilizó Seed y otros (1976) al proponer espectros de respuesta para diferentes tipos de suelos, como un promedio de acelerogramas normalizados de muy baja aceleración máxima y de sismos de moderada magnitud. Al usar la técnica de Seed y otros (1976) se pierden las características de los acelerogramas de diseño que sólo se manifiestan en la zona epicentral de grandes terremotos, como consecuencia de promediar muy pocos acelerogramas epicentrales de grandes terremotos con muchos acelerogramas de muy baja aceleración máxima correspondiente a sismos de moderada amplitud.

En la Fig. 2 se presenta los espectros de respuesta para el 5% de amortiguamiento de la estación Papudo (S40E) para diferentes terremotos junto con el espectro propuesto por la norma Nch433 of. 96 para un Suelo tipo II ubicado en Zona 3. En dicha figura se han normalizado los espectros reales a A0 = 0.4·g.

Figura 2. Comparación de espectros normalizados al valor de aceleración efectiva A0 de la zona 3 (A0=0.4g), para amortiguamiento del 5%, de registros obtenidos en la estación Papudo, para el terremoto intraplaca de profundidad intermedia de 1981 y el terremoto interplaca tipo thrust de 1985 con el espectro básico elástico de la norma NCh 433 Of 96 correspondiente a suelo tipo II y Zona 3.

De la Fig. 2 se puede observar que el espectro actual de la norma chilena NCh 433 Of. 96 es incapaz de reproducir los peaks de los espectros de respuestas de acelerogramas epicentrales, como es el caso del registro de Papudo S40E para el terremoto intraplaca de profundidad intermedia de 1981 obtenido a unos 5 [km] del epicentro y que presenta un peak entorno al período de 0.15 seg. además del peak en el período del suelo de 0.33 seg.

En la Fig. 3 se observa como los espectros de los acelerogramas de Viña del Mar, Llolleo y Ventanas del terremoto del 3 de marzo de 1985, donde la actual norma sobreestima una zona intermedia, entre el período del suelo (valores entorno a 1 segundo) y período bajos (valores entorno a 0.3 seg).


Figura 3. Comparación del espectro básico elástico de la norma NCh 433 Of. 96 con espectros de aceleración absoluta normalizados al valor de aceleración efectiva A0 de la zona 3 (A0=0.4g), para amortiguamiento 5%. Mostrando una sobre estimación del espectro en la zona anterior al período del suelo y la presencia del segundo peak. Por otro lado los espectros de respuesta de terremotos chilenos deben ser entendidos como curvas ya calibradas por los terremotos destructivos de diseño de Chillán 1939, Concepción 1960, Valparaíso 1985 y Tarapacá 2005. Motivo por el cual es necesario plantear un factor de reducción por mecanismo RT como el propuesto por Saragoni y Calcagni (1989) de otra forma es inexplicable el poco daño observado con los altos valores espectrales obtenidos en algunas zonas de Chile para terremotos de diseño, tal como ocurrió en la estación de San Isidro para el terremoto interplaca tipo thrust del 3 de marzo de 1985 (Ms = 7.8) y en la ciudad de Pica para el terremoto intraplaca de profundidad intermedia de Tarapacá 2005 (M = 7.9). Los espectros de respuesta del 5% de amortiguamiento de estos acelerogramas son graficados en la Fig. 4 junto con el espectro de la norma NCh 433 of 96 para un suelo tipo II en zonas 3 y 2. La comparación mostrada en la Fig. 4b del espectro básico elástico de la norma para suelo II y zona II con el espectro correspondiente al registro de Pica EW del terremoto de Tarapacá del 2005, correspondería al caso de Santiago para un terremoto intraplaca de profundidad intermedia cerca de esta ciudad, apreciándose que el espectro de la norma no puede representar adecuadamente dicho caso, por corresponder más bien a espectros de acelerogramas de terremotos interplaca tipo thrust. 6. PERIODOS CARACTERÍSTICOS DE LOS SUELOS CHILENOS Y DE LAS FUENTES SÍSMICAS

Ruiz y Saragoni (2005c) basados en los trabajos de Saragoni y Ruiz (2005b), Ruiz y Saragoni (2004), Saragoni y Ruiz (2004), Luppichini (2004), Modena (2004), Saragoni y otros (2005a) y Saragoni y otros (2005b) proponen cuatro períodos fundamentales T0 para los cuatro tipos de suelos de la norma Chilena NCh 433 Of. 96. Sin embargo en los espectros de Fourier de los registros de aceleraciones es posible observar otros peaks, además del peak asociado al período fundamental del suelo y que los autores mencionados asocian al período de la fuente sísmica TR. En las Tablas 2 y 3 se presentan los 2 períodos


Suelo T0

Tipo [seg]I ---II 0,35III 0,60IV 1,00

principales observados en los registros de acelerogramas de terremotos chilenos respectivamente por Saragoni y otros (2005a) y Saragoni y otros (2005b). Las estaciones presentadas en las Tablas 2 y 3 han sido agrupados de acuerdo a la clasificación de suelos propuesta por Saragoni y Ruiz (2004).

(a) (b)

Figura 4a. Comparación del espectro básico elástico de la norma NCh 433 Of. 96 con el espectro de aceleración absoluta de San Isidro Long. para el terremoto interplaca thrust de Chile Central de 1985 normalizados al valor de aceleración efectiva A0 de la zona 3 (A0=0.4·g), para amortiguamiento del 5%. 4b Comparación del espectro básico elástico de la norma NCh 433 Of. 96 con espectro de aceleración absoluta de Pica para el terremoto intraplaca de Tarapacá 2005 normalizados al valor de aceleración efectiva A0 de la zona 2 (A0=0.3·g), para amortiguamiento del 5%.

Tabla 1. Períodos predominantes T0 propuestos Norma Nch 433 of. 96 para suelos chilenos. (Ruiz y Saragoni, 2005c)

Tabla 2.Periodos característicos de los suelos TS y períodos de la fuente sísmica TR, calculados a partir de los acelerogramas del terremoto de Chile Central de 1985. (Saragoni y otros, 2005a, Luppichini, 2004)

Estación Tipo Suelo TS (seg) TR (seg)

Valparaíso (UTFSM) I 0.67 0.20 Quintay I 0.50 0.20

Las Tórtolas I 0.25 --- Rapel I 0.40 0.30

Illapel II 0.25 ---

La Ligua II 0.29 0.16 Papudo II 0.34 ---

San Isidro II 0.33 --- Tabla 2. (Continuación)

Melipilla II 0.30 --- Pichilemu II 0.33 ---

San Fernando II 0.36 ---


Iloca II 0.33 0.16 Hualañe II 0.38 0.23

Talca II 0.33 --- Cauquenes II 0.45 ---

Zapallar III 0.50 0.18

San Felipe III 0.50 --- Llay Llay III 0.67 0.25

Viña del Mar III 0.67 0.22 Santiago, Endesa III 0.65 ---

Llolleo III 0.53 0.23

Ventanas IV 1.00 0.33 Valparaíso (Almendral) IV 0.83 0.27

Constitución IV 0.77 0.36 Chillán IV 0.77 ---

Tabla 3. .Periodos característicos de los suelos TS y períodos de la fuente sísmica TR, calculados a partir de los acelerogramas diferentes terremotos chilenos. (Saragoni y otros, 2005b, Modena, 2004)

Estación Terremoto Tipo Suelo TS (seg) TR (seg)

Papudo 07 – 11 - 1981 II 0.39 0.15 Papudo 14 – 10 - 1997 II 0.41 0.29

La Ligua 07 – 11 - 1981 II 0.40 0.18 Illapel 14 – 10 - 1997 II 0.23 0.24

Zapallar 14 – 10 - 1997 II 0.41 0.29 Punitaqui 03– 11 – 1997 II 0.29 0.40

San Fernando 03 -04 - 1985 II 0.41 0.18 Iloca 03 – 04 - 1985 II 0.29 0.13

7. ESPECTROS DE RESPUESTA DE ACELERACIONES CON 2 PEAKS

Como se ha indicado en las secciones previas, para proponer un espectro de diseño de norma, deben considerarse las características solo de los espectros de aceleraciones de terremotos de gran magnitud y no el promedio de espectros de acelerogramas escalados de pequeña magnitud, ello conduce a la presencia de dos peak en los espectros de aceleraciones.

Siguiendo la idea de Lobos (1999) de proponer espectros de respuesta de dos peaks para terremotos chilenos y de Gómez (2002) de espectros de varios peaks para Ciudad de México en México, en este trabajo se propone un espectro de respuesta con dos peaks para amortiguamiento estructural de 5%, un peak en el período fundamental del suelo (TS) y con el correspondiente amortiguamiento del suelo (�) y el otro peak asociado al período característico TF de la fuente sísmica, similar al TR de la sección anterior. Se propone en consecuencia que el espectro de respuesta elástico de aceleración absoluta sea la suma del espectro elástico propuesto para el suelo Sasuelo en la Ec. (6) y el espectro de respuesta elástico de la fuente sísmica Safuente en la Ec. (7). El espectro propuesto Sa(Tn,0.05) se indica en la Ec. (8).


( )0.8max

0.522 2

( · ) · 2· ·

1 2· ·

Ssuelo

S S

TA a

TSa

T TT T

β

β

� �� =

� �� − +� � � ��

( )max max

3

· ·

1

Ffuente

F

Ta B a

TSa

TT

+=

� �+� �

(6)

(7)

( ,0.05)n suelo fuenteSa T Sa Sa= + (8)

donde TS = período fundamental del suelo, � = amortiguamiento del suelo, TF = período de la fuente sísmica, A y B son constantes y amax = aceleración máxima del suelo. De esta forma el espectro de respuesta elástico de aceleración absoluta Sa(Tn, 0.05) incorpora además de las características de la fuente sísmica, las características fundamentales de los suelos chilenos como son su período fundamental (Ts) y su amortiguamiento (�). Además el espectro elástico propuesto depende de la aceleración máxima registrada, lo cual no corresponde a la aceleración efectiva A0 de la norma, que tiene un carácter espectral. Ello permite basándose en fórmulas de atenuación de aceleraciones máximas de terremotos chilenos extrapolar los resultados hacia las magnitudes de los terremotos de diseño que se deben considerar en Chile. La forma del espectro de respuesta elástico de aceleración absoluta para el suelo Sasuelo (Tn, 0.05) (Ec. 6), no decae linealmente con la aceleración si no que en razón de A0.8, esto porque la atenuación de las altas frecuencias de las ondas de la fuente sísmica es más rápida que la atenuación de ondas de movimiento libre del suelo, por tal motivo en registros de terremotos lejanos es posible observar principalmente el movimiento libre del suelo. Al estar el registro de aceleraciones controlado por el movimiento libre del suelo en esta expresión se incorpora el amortiguamiento del suelo (�), el cual determina el ancho del espectro de respuesta y su decaimiento. Observando los registros de mayor aceleración máxima obtenidos en terremotos chilenos se puede calibrar las curvas propuestas y obtener valores para A y B los cuales se presentan en la Tabla 4. Para estimar el valor TF, se propone además emplear la siguiente relación entre TF y T0 que refleja lo observado empíricamente en las Tablas 2 y 3 para cada tipo de suelo.

·F ST C T= (9)

donde TF período de la fuente sísmica, TS período del suelo y C constante que depende del tipo de suelo.


0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

Periodo [seg]

Sa

[g]

ESPECTROS DE RESPUESTA DEL 5%. PARA ACELEROGRAMAS DE TERREMOTOS CHILENOS

Ts = 0.25 seg ß = 0.12 Amax = 0.72 g

PICA EW TERREMOTO INTRAPLACA de TARAPACÁ 2005ESPECTRO DE 2 PEAKS

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

Periodo [seg]

Sa

[g]


Ts = 0.15 segß = 0.10 Amax = 0.16 g

UTFSM S20E, TERREMOTO THRUST CHILE CENTRAL 1985ESPECTRO DE 2 PEAKS

En la Fig. 5 se presentan los espectros de respuesta de aceleraciones absoluta para un amortiguamiento estructural de 5% utilizados para ajustar las constantes del espectro de dos peaks. En la Fig. 5a, se presenta el espectro de UTFSM S20E para el terremoto thrust de 1985 para suelo tipo I, donde se ha graficado para un período del suelo de Ts = 0.15 seg. como lo propone la norma NCh 433 Of 96 para suelo tipo I, sin embargo el período del suelo para UTFSM presentado en la Tabla II corresponde a Ts = 0.67, observándose que en general los registros en roca dura presentan movimientos de períodos largos. Se ha escogido arbitrariamente un amortiguamiento � del suelo de 0.10. En las Figs. 5b, 5c, 5d, se presentan los espectros de respuesta para terremotos intraplaca en suelo tipo II observándose como para el registro más epicentral (Papudo S40E terremoto de Papudo 1981, Fig. 5d) el peak observado en el periodo de la fuente es el que presenta la mayor amplitud. El espectro de la Fig. 5e corresponde al registro de San Isidro Long. para el terremoto thrust de 1985, este registro presentó la aceleración más alta de ese terremoto y cuyo espectro muestra la importante presencia del peak del suelo, el que no fue considerado en la estimación de � de la norma (Arias, 1989); para todos estos registros se utilizó un amortiguamiento del suelo � de 0.12, sólo para la estación Papudo se cuenta con estimaciones del amortiguamiento del suelo, cuyos valores varían entre 0.056 y 0.165 (Saragoni y Ruiz, 2004) . En las Figs. 5f y 5g se presentan espectros de respuesta para suelo tipo III que corresponden a los registros de Llolleo N10E y Viña del Mar S20W de 1985, donde se observa que el peak de la fuente es más importante para el primero y el peak del suelo es más importante para el segundo; esto se debe a que el registro de Llolleo está cerca de una fuente sísmica de alta frecuencia o aspereza (Ruiz y Saragoni, 2005d). El amortiguamiento del suelo � considerado para estas dos estaciones es de 0.17, Saragoni y Ruiz (2004) propusieron como amortiguamiento del suelo � un valor de 0.172 para el registro de Viña del Mar S20W para el terremoto thrust de 1985, que es el mismo registro del espectro de la Fig. 5g. Finalmente, en la Fig. 5h se presenta el registro de Ventanas EW para el terremoto thrust de 1985 con un período Ts = 1 seg; Saragoni y Ruiz (2004) propusieron como amortiguamiento del suelo � un valor de 0.117 para este registro.

(a) (b)

Figura 5 En esta Figura se presentan los espectros envolvente de aceleraciones del 5% utilizados para obtener los valores de las constantes A y B de los espectros de dos peaks, los valores de aceleración máxima utilizados se encuentran en g, el período del suelo TS en seg. y � es el amortiguamiento del suelo.


0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

Periodo [seg]

Sa

[g]


Ts = 0.34 seg ß = 0.12 Amax = 0.6 g

PAPUDO S40E TERREMOTO INTRAPLACA de PAPUDO 1981ESPECTRO DE 2 PEAKS

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.5

1

1.5

2

2.5

3

Periodo [seg]

Sa

[g]


Ts = 0.53 seg ß = 0.17 Amax = 0.67 g

LLOLLEO N10E, TERREMOTO THRUST CHILE CENTRAL 1985ESPECTRO DE 2 PEAKS

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

Periodo [seg]

Sa

[g]


Ts = 0.67 seg ß = 0.17 Amax = 0.35 g

VIÑA S20W, TERREMOTO THRUST CHILE CENTRAL 1985ESPECTRO DE 2 PEAKS

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.5

1

1.5

2

2.5

Periodo [seg]

Sa

[g]


Ts = 0.22 ß = 0.12 Amax = 0.43·g

CUYA LONG. TERREMOTO INTRAPLACA de TARAPACÁ 2005ESPECTRO DE 2 PEAKS

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

Periodo [seg]

Sa

[g]


Ts = 0.33 ß = 0.12 Amax = 0.72·g

SAN ISIDRO LONG, TERREMOTO THRUST CHILE CENTRAL 1985ESPECTRO DE 2 PEAKS

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

Periodo [seg]

Sa

[g]

ESPECTROS DE RESPUESTA DEL 5%. PARA LA ESTACION VENTANAS (EW). ��TERREMOTO 3 DE MARZO DE 1985

Ts = 1.00 seg ß = 0.12 Amax = 0.23 g

(c) (d)

(e) (f)

(g) (h)

Figura 5 (Continuación)

Tabla 4. Valores de las constantes utilizadas para cada espectro elástico propuesto de acuerdo al tipo de suelo.

Tipo de Suelo A B C I 2 8 1.5 II 5 6 2.0 III 3.5 6 2.5 IV 4 4.5 3.0


8. EL EFECTO DEL AMORTIGUAMIENTO DEL SUELO EN LA RESPUESTA DE EDIFICIOS ALTOS

El segundo peak de los espectros de la Fig. 5 corresponde al periodo del suelo, apreciándose en general una muy buena correspondencia entre los espectros observados y el propuesto para períodos estructurales T mayores que el período del suelo TS. En dicha zona (T>TS) el decaimiento del espectro propuesto Sa (Tn, 0.05) está controlado por el valor medido experimentalmente para el amortiguamiento � del suelo por Saragoni y Ruiz (2004). Este resultado indica que el espectro de respuesta para períodos altos T > Ts esta controlado físicamente por el amortiguamiento del suelo, lo que explicaría la rápida caída de los espectros chilenos con el incremento del período. Este resultado con interpretación física tiene una gran importancia en la demanda de edificios altos, pues indicaría que sería menor a lo considerado en la actual norma. 9. CALIBRACIÓN Y PROPUESTA DE ESPECTROS DE RESPUESTA DE ACELERACIONES CON 2 PEAKS PARA USO NORMATIVO El buen comportamiento de las estructuras diseñadas de acuerdo a las normas sísmicas chilenas durante los grandes terremotos de diseño que han afectado al país, permiten señalar que las normas se encuentran en general calibradas. Por tal motivo en este trabajo se ajustará la forma del espectro de dos peaks propuesto en la Ec. (9) a los valores de aceleración espectral A0 utilizados en la práctica chilena. Para esto la aceleración máxima Amax se cambia por la aceleración efectiva A0 que considera la norma NCh 433 Of 96, y los valores de Ts se reemplazan por los valores de T0 presentados en la Tabla I, considerando un valor de T0 = 0.15 seg, para suelo tipo I. Los valores de amortiguamiento del suelo � y los valores de A y B se presentan en la Tabla 5, los valores de C que dan la relación entre T0 y TF se han mantenido de la sección anterior. Finalmente, el espectro propuesto se presenta en la Ec 10.

0.80 0 0

00.5 32 22

0 0

( · ) · 2· · ( · )·( )

11 2· ·

Fn

F

T TA A A B A

T TSe T

TT TTT T

β

β

� � � �+� � � �

= +� � � �� +� � �� − +� ��

(10)

donde A0 es la aceleración efectiva de la norma NCh 433 Of 96 y depende de la zona sísmica A y B son constates que dependen del tipo de suelo (Tabla 5)

T0 es el período fundamental del suelo propuesto para cada tipo de suelo (Tabla 5) TF es el período propuesto para la fuente sísmica (Tabla 5) � es el amortiguamiento del suelo que depende de cada tipo de suelo (Tabla 5)

Tabla 5. Constantes utilizadas en los espectros elásticos propuestos de acuerdo al tipo de suelo. Tipo de Suelo A B � T0 [seg] TF [seg]

I 1 3.5 0.10 0.15 0.100 II 1.6 3 0.12 0.35 0.175 III 2.5 3.0 0.15 0.60 0.240 IV 2.8 2 0.15 1.00 0.333


0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

ESPECTROS DE DISEÑO ELASTICOS 5% DE MORTIGUAMIENTO SUELO TIPO II

Sa

[g]

Periodo [seg]

ESPECTRO NCh 433 of 96, ZONA 3ESPECTRO NCh 433 of 96, ZONA 2ESPECTRO NCh 433 of 96, ZONA 1ESPECTRO PROPUESTO DE 2 PEAKS, ZONA 3ESPECTRO PROPUESTO DE 2 PEAKS, ZONA 2ESPECTRO PROPUESTO DE 2 PEAKS, ZONA 1

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

Periodo [seg]

Sa

[g]

ESPECTROS DE DISEÑO ELASTICOS 5% DE AMORTIGUAMIENTO SUELO TIPO I


0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

ESPECTROS DE DISEÑO ELASTICOS 5% DE AMORTIGUAMIENTO

SUELO TIPO III

Sa

[g]

Periodo [seg]


0 0.5 1 1.5 2 2.5 30

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

ESPECTROS DE DISEÑO ELASTICOS 5% DE AMORTIGUAMIENTO SUELO TIPO IV

Sa

[g]

Periodo [seg]


Debe tenerse presente que en esta proposición, el espectro propuesto no corresponde a un solo tipo de terremoto, como en la norma actual, sino que es una envolvente que incluye tanto los terremotos interplaca tipo thrust como intraplaca de profundidad intermedia con sus respectivas magnitudes de diseño (Ms = 8.5 y 8.0). Los terremotos intraplaca de profundidad intermedia presentan un contenido mayor de alta frecuencia que los terremotos interplaca tipo thrust motivo por el cual para registros epicentrales, los terremotos intraplaca controlan la amplitud del primer peak de la fuente sísmica, a menos que un registro de terremoto thrust se encuentre cerca de una aspereza. El decaimiento que se observa a partir del segundo peak de los espectros propuestos esta relacionada directamente con el amortiguamiento del suelo y su valor esta controlado en la mayoría de los casos por el terremoto interplaca tipo thrust. En las Fig. 6 se presentan los espectros propuestos para cada tipo de suelo y para cada zona sísmica. Figura 6. Espectros de diseño de respuesta propuestos comparados con los de la actual norma NCh 433 Of 96 separadas por tipo de suelo y zona sísmica. Debe tenerse presente que la clasificación de suelos que se considera en esta proposición corresponde a la clasificación dinámica de suelos del UBC 1997 modificada por Ruiz y Saragoni (2005c). Esta clasificación considera el caso de rocas duras con velocidad de ondas de corte Vs � 1500 m/seg, que en la


actual norma no esta incluida, al considerar el suelo tipo I con Vs � 900 m/seg que corresponderían en la clasificación propuesta por Ruiz y Saragoni (2005c) a un suelo tipo II. Ello explicaría en parte la diferencia que se aprecia para el suelo tipo I en la Fig. 6 entre el espectro propuesto y el de la actual norma. En el resto de los casos, suelos tipo II, III y IV se aprecia que la norma actual tiene su peak en un valor intermedio entre los dos peaks. Los valores máximos de los espectros propuestos y de la norma son similares, respetando la calibración de la norma chilena. A parte de la diferencia que se aprecia por la introducción de los peaks, debido al efecto del suelo y de la fuente sísmica, que lleva a la actual norma a una sobreestimación del espectro en la zona de períodos entre ambos peaks, la mayor diferencia con la actual norma se aprecia en el decaimiento del espectro para valores de periodos superiores al periodo T0, que como ya se ha comentado al estar físicamente controlado por el amortiguamiento del suelo decae más rápido que lo indicado por el espectro de la norma NCh 433 Of 96, para los cuatro tipo de suelos. En esta zona la diferencia entre los espectros propuestos y el de la norma NCh 433 Of 96 son notables hasta la zona en que comienza controlar la disposición de corte basal mínimo. El peak de la fuente presenta una menor amplitud respecto al peak del suelo para el suelo tipo II y una amplitud cada vez menor para los suelos III y suelo tipos IV, esta mayor influencia del suelo hace que el decaimiento del espectro con el amortiguamiento del suelo, controle la mencionada diferencia con la actual norma NCh 433 Of 96.

10. COMENTARIOS Y CONCLUSIONES Se han propuesto espectros de diseño de aceleraciones absoluta para la norma NCh 433 Of 96 que tienen dos peaks como consecuencia del efecto del suelo y del tipo de terremoto, con esto la norma chilena sería la primera en introducir el efecto del tipo de terremoto, similar al caso del año 1972 cuando introdujo el efecto del suelo a través del período del suelo T0. Se ha encontrado una importante influencia del amortiguamiento del suelo en el decaimiento del espectro para periodos estructurales superiores al periodo del suelo, que tendrían una importante influencia en reducir la demanda sísmica en edificios altos lo cual significa una importante diferencia con la actual norma. Los espectros propuestos consideran los efectos de los terremotos subductivos interplaca tipo thrust e intraplaca de profundidad intermedia, sin embargo no considera los efectos de terremotos corticales superficiales ni el de terremotos lejanos. En la proposición espectral se ha considerado la clasificación dinámica de suelos, que considera la velocidad de propagación de ondas de corte Vs propuesta por Ruiz y Saragoni (2005c), que incluye una categoría de rocas duras Vs> 1500 m/seg dada la dureza de los suelos chilenos.Finalmente los espectros propuestos pueden modificarse adecuadamente para hacerlos extensivos a la norma NCh 2369 Of 2003. REFERENCIAS Arias, A., 1989. “Proposición de espectros de diseño para la nueva norma chilena de diseño sísmico”. V Jornadas Chilenas de Sismología e Ingeniería Antisísmica, Santiago, Chile. Arze, E., 1993. “Diseño sísmico de instalaciones industriales estado del arte en Chile”. VI Jornadas Chilenas de Sismología e Ingeniería Antisísmica, Santiago, Chile.


Astroza, I., R. Moya, and T. Sanhueza, 2002a. “Estudio comparativo de los efectos de los terremotos de Chillán de 1939 y de Talca de 1928”. VIII Jornadas Chilenas de Sismología e Ingeniería Antisísmica, Valparaíso, Chile. Blume, J., 1963. “A Structural-Dynamics analysis of steel plant structures”. BSSA. Vol 53, Nº2, pp. 439-480. Gómez Bernal, A., 2002. “Interpretación de los efectos del suelo en el valle de México empleando la red acelerográfica de alta densidad”, Tesis de doctorado, Universidad Nacional Autónoma de México, México. Katayama, T., 1982. “An engineering prediction model of acceleration response spectra and its application to seismic hazard mapping”. Earthquake Engineering and Structural Dynamics, Vol 10, nº 1. Lobos, C., 1999. “Efecto del mecanismo, de las ondas superficiales y del suelo en los acelerogramas del terremoto de Chile del 3 de marzo de 1985”. Memoria de Ingeniería Civil, Departamento de Ingeniería Civil, U.de Chile: Stgo, Chile. Luppichini, N., (2004). “Interpretación de los acelerogramas del terremoto de Chile Central de 1985 considerando ondas sísmicas de alta frecuencia”. Memoria para optar al título de Ingeniero Civil, Universidad de Chile, Santiago, Chile. Modena, P., (2004). “Interpretación de los acelerogramas de terremotos chilenos intraplaca de profundidad intermedia considerando ondas sísmicas de alta frecuencia”. Memoria para optar al título de Ingeniero Civil, U. de Chile, Stgo-Chile. Ruiz, S. y Saragoni, G. R., 2004. “Medida experimental de la respuesta dinámica 1D de suelos empleando los autocorrelogramas de los acelerogramas del terremoto Ms = 7.8 de Chile de 1985”. Proc. 5to Congreso Chileno de Geotecnia, Santiago, Chile. Ruiz, S. y Saragoni, G. R., 2005 a. “Modos de vibrar y amortiguamiento del suelo en registros de terremotos chilenos”. VIII Jornadas Chilenas de Sismología e Ingeniería Antisísmica, Concepción, Chile. Ruiz, S. y Saragoni, G. R., 2005 b. “Fórmulas de atenuación para la subducción de Chile considerando los dos mecanismos principales de sismogenesis y los efectos del suelo”. IX Jornadas de ACHISINA, Concepción, Chile. Ruiz, S. y Saragoni, G. R., 2005 c. “Proposición de parámetros y clasificación dinámica de suelos considerando las características de acelerogramas de terremotos chilenos para las normas de diseño sísmico”. IX Jornadas Chilenas de Sismología e Ingeniería Antisísmica, Concepción, Chile. Ruiz, S. y Saragoni, G. R., 2005d. “Ubicación de las asperezas de la subducción de Chile central mediante el análisis de los acelerogramas del terremoto de chile de 1985”. IX Jornadas de ACHISINA, Concepción Chile. Saragoni, G. R y Calcagni, J. 1989. “Estimación del espectro de diseño sísmico para las condiciones epicentrales del terremoto de Valparaíso, Chile 1985”. V Jornadas Chilenas de Sismología e Ingeniería Antisísmica, Santiago, Chile. Saragoni, G. R y Ruiz, S., 2004. “Modelos elásticos 1D para la respuesta dinámica de suelos obtenidas del análisis de acelerogramas de sismos de Chile Central”. Proc. 5to Congreso Chileno de Geotecnia, Chile. Saragoni, G. R. y Ruiz, S. 2005 a. “Strong Ground Motion Attenuation Relationships for Chilean Type Subduction Zone Earthquakes.” Enviado a Seismological Research Letters. Saragoni, G. R. y Ruiz, S. 2005 b. Por enviar. “Large Earthquake Soil Response”. Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division. ASCE. Saragoni , Luppichini y Ruiz (2005 a) “Estudio del movimiento libre del suelo y de las ondas tipo Rayleigh de alta frecuencia de los acelerogramas del terremoto de chile central de 1985”. IX Jornadas de ACHISINA, Concepción, Chile. Saragoni , Modena y Ruiz (2005 b) “Estudio del movimiento libre del suelo y de las ondas tipo rayleigh de alta frecuencia de los acelerogramas del sismo intraplaca de profundidad intermedia de papudo 1981”. IX Jornadas Chilenas de Sismología e Ingeniería Antisísmica, Concepción, Chile. Seed, B., Ugas, C. y Lysmer, J., (1976). “Site dependent spectra for earthquake resistant design”. BSSA., Vol 66, nº1. Steinbrugge, K. V. y Flores, R. (1963). “A structural engineering viewpoint “.Bull. Seis. Soc. Am. 53, 2, 225-309. Wyllie, L. A., ed., (1986) "The Chile Earthquake of March 3, 1985," Earthquake Spectra, Vol. 2, No. 2, February.

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