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PUENTE SOBRE EL CANAL DE CHACAO

Santiago, 28 de mayo de 2012

Tomás Guendelman Bedrack

I.E.C. Ingeniería S.A. Presidente

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ALCANCES

Se resumen en este documento las conclusiones más importantes que se alcanzaron en la acción de IEC, como Asesor Estructural y Sísmico de la Coordinación General de Concesiones, para el anteproyecto estructural del Puente sobre el Canal de Chacao. Concluye el documento con una serie de sugerencias para la fase de proyecto final.

PROFESIONALES PARTICIPANTES EN EL PROYECTO

Estudio Principal INGENIERIA 4 (I4)-COWI (Director del Proyecto Oscar Unanue Ph.d)

Rodolfo Saragoni Ph.d (UCLA),

Anton Petersen M. Sc (Director)

Pedro Ortigosa M.Sc, (MIT)

Torben Forsberg M.Sc (Estructural)

Allan Larsen Ph. D (Vientos)

Ole Jansen M.Sc (Hidráulica)

Instituto Danés de Hidráulica (D.H.I.)

Instituto Marítimo Danés (D.M.I.)

IDIEM, Geovenor, Bentos

OVE & ARUP, Bases de Licitación ( Ingeniería – Concesión), Revisión proyecto COWI

GEOTECNICA Consultores S.A. del grupo Arcadis (Estudio de Impacto Ambiental)

Instituto Nacional de Hidráulica Chile (INH) – Revisión de los Estudios e Investigaciones Marítimas

DICTUC – Revisión de los aspectos de Ingeniería Geotécnica

IEC INGENIERIA S.A. – Asesoría Estructural y Sísmica, Tomás Guendelman

CIPRES Ingenier ía Ltda, STEER DAVIES GLEAVE Ingeniería de Tránsito

FELLER RATE, Clasificación de Riesgo para el financiamiento

AON RISK Services S.A., Análisis de los seguros que se incorporan al proyecto

MBIA, seguros financieros AAA

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CARACTERIZACION DE LOS MOVIMIENTOS SISMICOS FUERTES

1. A través de un análisis determinístico, I4-COWI fijaron los parámetros de los terremotos de

diseño:

Terremoto de Servicio: magnitud Ms=8.0; profundidad focal H=30 Km.; ubicación epicentral inmediatamente costa afuera (D=40 Km).

Terremoto de Colapso: magnitud Ms=9.5; profundidad focal H=30 Km.; ubicación epicentral directamente sobre la fosa (D=160 Km).

2. Con estos antecedentes determinaron las características de estos terremotos:

Terremoto de Servicio:

o aceleración horizontal máxima esperada = 0.39g o velocidad máxima = 22 cm/seg

Terremoto de Colapso:

o aceleración horizontal máxima esperada = 0.67g o velocidad máxima = 22 cm/seg

3. Estas características son consistentes con las registradas en otras zonas de Chile y permiten

determinar acelerogramas artificiales adecuados para las condiciones de servicio y colapso, con sus correspondientes espectros de respuesta.

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ESPECTROS DE RESPUESTA

1. En conformidad al Documento Bases de Consultoría, se estimaron espectros de respuesta sísmica para la condición de servicio y colapso, correspondientes a un 2% y a un 5% de amortiguamiento.

2. Para la condición de servicio el diseño será elástico con R=1, y para la condición de

colapso se deberá considerar R=2, donde R es el Factor de Modificación de la Respuesta Estructural.

3. Estos espectros corresponden a los utilizados por I4-COWI en los análisis de Push-over.

En conformidad a lo señalado, se definen 2 niveles de desempeño, con sus espectros asociados:

Safety Evaluation Event Spectra (SEE)

Se utiliza para fines de diseño elástico.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.5 9 9.5 10

T [s]

Acc

eler

atio

n [g

]

5

Extreme Event Check Spectra (EEC):

Se utiliza para medir la capacidad de la torre frente a demandas elevadas de desplazamiento sísmico. Este espectro amplifica por 2.5 el PGA (Peak Ground Acceleration).

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

0.00 1.00 2.00 3.00 4.00 5.00 6.00 7.00 8.00 9.00

T[s]

Se [g

]

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ROCA REMOLINOS

Revisión del estudio de factibilidad realizado por I4-COWI

Modelo estructural de la torre central

Estructura de hormigón armado con armaduras estimadas en 2% de la sección bruta.

Fundaciones: Recomendación de especialistas sísmicos y geotécnicos (para prediseño)

1. Hincar pilotes de 3 metros de diámetro en la Roca Remolinos, en profundidades dependientes de la calidad de la roca.

2. Grupos de 8 pilotes se concurren en su extremo superior a gruesos pedestales de hormigón

armado que se conectan entre sí mediante vigas horizontales de amarre.

3. Los pedestales reciben a las 4 piernas de la torre a nivel superior de agua.

4. Alternativas de profundidad de pilotes:

A: 25 metros (superficial, roca de buena calidad)

B: 42 metros (intermedia, roca y arena)

C: 60 metros (profunda, caso muy improbable) 5. Recomendación: Caso B.

-200.00 -150.00 -100.00 -50.00 0.00 50.00 100.00 150.00 200.00 m

-50.00

0.00

50.00

100.00

150.00

M 1 : 1500X Y

Z

X * 0.816Y * 0.816Z * 0.816

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ANÁLISIS DINÁMICO DE LA TORRE CENTRAL

Se realiza el análisis con los espectros SEE y EEC.

RESULTADOS OBTENIDOS POR I4-COWI

1. Para el espectro SEE, la estructura es es sísmicamente competente.

2. Para el espectro EEC, los esfuerzos son generalmente mayores que las capacidades de resistencia seccionales, especialmente en el caso de las vigas transversales cruzadas, lo que requiere incrementar las armaduras, estimadas en 2% de las secciones brutas correspondientes.

RESULTADOS DE LA REVISION SISMICA DE IEC

1. La comparación de los principales períodos traslacionales de vibración y sus respectivas masas equivalentes, permiten concluir que el modelo considerado por I4-COWI, para la torre central empotrada en una fundación, fija o libre (infraestructura conformada por pilotes y fundación), son razonables y validan este tipo de estructuración en forma de A.

SENTIDO

PERIODO (s) COWI

PERIODOS (s) IEC FUNDACION FIJA FUNDACION LIBRE

TRANSV. 2.577 2.5754 2.6620

TRANSV. 0.893 0.8828 0.9414

LONGIT. 1.591 1.6622 1.7171

LONGIT. 0.711 0.7391 0.7522

2. Conclusión del análisis: resultados satisfactorios.

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ANALISIS NO LINEAL TORRE CENTRAL

En esta etapa, se utiliza el procedimiento CAPACIDAD-DEMANDA, que consiste en una alternativa estática equivalente de un análisis formal tiempo- historia. Fundamentos del procedimiento: Igualdad de la CAPACIDAD (Oferta resistente de la Estructura) con la DEMANDA (resistencia que exige el sismo). La CAPACIDAD se determina mediante el procedimiento denominado push-over

V

Mg

V

g

a

La DEMANDA se determina a partir de los espectros de respuesta del sismo Sa

g

T

T

2,

SaSdpero y

2T

Sa

g

Sd

9

Representación gráfica del procedimiento Capacidad-Demanda:

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

0.00 0.05 0.10

Sd (m)

Figura N°5: Diagrama de Capacidad-Demanda

Sa

(g)

capacidad

demanda u= 1

demanda u= 1.5

demanda u= 3

Punto de

Desempeño

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REVISION DEL ANALISIS CAPACIDAD-DEMANDA TORRE CENTRAL

Niveles de desempeño:

Nivel No. 1: requerimiento de desempeño elástico, para sismo SEE : (d/H)max = 0.2%

Nivel No. 2: desempeño seguro, para sismo EEC: (d/H)max = 0.5%

Desplazamientos en los puntos de desempeño menores que respectivos (d/H)max .

Importante reducción de esfuerzos debido al comportamiento no lineal de la estructura.

Anteproyecto estructural satisface requerimientos de seguridad sísmica.

Pila central Canal de Chacao - Sentido Transversal

Punto de Desempeño para Nivel Nº 1 : D/H - max = 0.002

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5

Sd

Sa/g

Sa/g-Elastico

Sa/g-Inelastico

a/g-Capacidad

Pila central Canal de Chacao - Sentido Transversal

Punto de Desempeño para Nivel Nº 2 : D/H - max = 0.005

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5

Sd

Sa/g Sa/g-Elastico

Sa/g-Inelastico

a/g-Capacidad

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PRINCIPALES REQUISITOS DE DESEMPEÑO PARA EL PUENTE

1. Capacidad resistente local y global con adecuados márgenes de seguridad.

2. Período fundamental de vibración del tablero alejado del de la torre central.

3. Lo propio con respecto a viento (caso puente Tacoma, USA).

4. Disipación de energía que reduzca la duración y magnitud de las vibraciones.

yo

vo

t(seg)

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Resultados:

1. El prediseño estructural satisface los requisitos relativos a resistencia.

2. Los valores resultantes del análisis muestran que el período traslacional del tablero es entre 5 y 8 veces mayor que el período traslacional de la torre central.

3. En el caso del puente Tacoma, el período torsional del tablero coincidió con el de la ráfaga de viento que ocasionó su colapso (5 segundos). En este caso, el período fundamental del tablero está comprendido entre 12 y 18 segundos, lo que origina una satisfactoria lejanía entre períodos.

4. En la etapa de diseño final, deberá exigirse que los períodos traslacionales y torsionales del tablero se alejen entre sí, y de los de las ráfagas estimadas para la zona de emplazamiento.

5. El amortiguamiento intrínseco de una estructura se debe a disipación por aumento de temperatura o por daño. En este caso, ese valor es muy bajo, lo que hace necesario incorporar dispositivos de disipación, probablemente aisladores y amortiguadores de tipo viscoso.

6. Cabe recordar que para el sismo de servicio se admitió un 2% de amortiguamiento y para el de colapso, 5%. Este último toma en consideración disipación propia, solamente.

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FACTIBILIDAD TECNICA DE LAS FUNDACIONES DE LA TORRE CENTRAL

1. Los especialistas geotécnicos y sísmicos han señalado que no existe duda acerca de la factibilidad de fundar sobre la Roca Remolinos.

2. La Roca Remolinos es un suelo terciario - cuaternario cementado y compactado, que

indudablemente es resistente a las descargas esperadas, pero a su alrededor existen fuertes corrientes marinas, con velocidades que superan los 10 nudos, causantes de fuertes erosiones, lo que puede condicionar la profundidad de hincado, importante en la capacidad de soporte.

3. I4-COWI supone que la alternativa B (42metros) constituye la base de su estudio. Coincidimos en descartar la alternativa A (25 metros), pero lo ya mencionado respecto a la erosión, puede igualmente descartar la alternativa B, haciendo necesario emplear fundaciones profundas (60 metros o más). Este aspecto debe ser considerado en la etapa de diseño final.

4. La existencia de la Falla Golfo de Ancud - Canal de Chacao (FGA), cuya traza pasa por ambos lados de la Roca Remolinos, indudablemente introduce una discontinuidad en los suelos bajo la Torre Central respecto de aquellos bajo la Torre en la Isla de Chiloé, produciendo eventualmente alteraciones en la propagación de las ondas sísmicas. Estos aspectos deberán ser debidamente considerados en el diseño final.

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SUGERENCIA DE ESTUDIOS COMPLEMENTARIOS

1. Estudios Geológicos y Sismológicos: Para justificar el largo esperado de ruptura o, en su defecto, documentar la magnitud máxima del terremoto superficial de colapso, se deberían realizar los siguiente estudios:

Geología de campo o métodos geofísicos para mapear la Falla.

Análisis estadístico de otras fallas intraplacas.

Estimación más precisa de las características y ubicación de la zona de ruptura de la Falla Golfo de Ancud.

2. Sondajes en la Roca Remolinos:

Sería recomendable que en la fase de Proyecto se realizaran sondajes, pues éstos podrían revelar antecedentes hasta ahora sólo estimados. La erosión, puede hacer necesario emplear fundaciones profundas (60 metros o más).

3. Espectros de diseño de las Torres:

Los espectros propuestos para el diseño son adecuados. Sin embargo se sugiere que en el proyecto final se analicen otras fuentes sísmicas que pudieran generar espectros de mayores ordenadas para períodos entre 2 y 3 segundos, en los que se sitúan las torres del Puente.

El punto 3.7.12.4 de las Bases de Consultoría se refiere a elementos disipadores de energía. Señala que los aisladores sísmicos, en conjunto con amortiguadores viscosos, podrán ser considerados en el diseño. Al respecto, el diseñador debería estimar la amplitud y tiempo de atenuación de la respuesta sísmica transversal del tablero y el efecto del eventual empleo de los mencionados elementos disipadores de energía.

Considerando lo señalado en el Documento ATC-32-1: Improved Seismic Design Criteria for California Bridges, se puede señalar que una de las más importantes decisiones para el diseño sísmico consiste en seleccionar un terremoto de diseño que represente adecuadamente el movimiento esperado del suelo en la ubicación real de la estructura, y en particular, identificar aquel movimiento que produce en la estructura una respuesta crítica, que resulte en el mayor potencial de daños.

Para todos los casos es fundamental el uso de acelerogramas que incorporen adecuadamente las características de las fuentes sísmicas y el camino de las ondas sísmicas. Más aun, es importante que estos registros incorporen adecuadamente los efectos cercanos a la falla y la energía suministrada por ondas de períodos altos, que aportan las ondas superficiales.

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4. Amplificación Dinámica del Suelo

Las especificaciones del Departamento de Transporte de California (Caltran 1986) utilizan el concepto de Terremoto Máximo Creíble (MCE) y definen la carga sísmica para puentes en una amplia variedad de condiciones del suelo, en función de las curvas ARS, que dependen de:

o A: La máxima aceleración espectral de la roca base debido al terremoto máximo creíble. o R: Espectro elástico de aceleración de la roca, suavizado y normalizado para un 5% de

amortiguamiento. o S: Factor espectral de amplificación dinámica del suelo

En el caso del Puente sobre el Canal de Chacao, las torres Norte y Central se fundarán directamente en la Unidad Cementada U-2: "Cancagua", la que de acuerdo a los resultados de los estudios de reflexión sísmica efectuados, corresponde a un suelo tipo Roca.

La torre sur se fundará en la Unidad Granular U-1, que de acuerdo a los resultados de los estudios de reflexión sísmica, corresponde a un suelo tipo Roca Blanda, con un período de 0.11 segundos. El espesor entre el sello de fundación y la Cancagua será de alrededor de 20 metros.

Con estos antecedentes, se estima que el efecto de la amplificación dinámica del suelo no resulta relevante, en el rango de períodos que determinan el diseño del Puente.

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CONCLUSIONES FINALES

1. El proyecto del Puente sobre el Canal de Chacao es técnicamente factible.

2. Este consultor no se pronuncia respecto de factores de índole económico-social, que puedan tener mayor importancia para la materialización de la obra, que los de tipo técnico-estructural.

MUCHAS GRACIAS