Nuevas disposiciones de diseño NCh2369 Capitulo 13 “Estructuras marítimo-

portuarias de tipo muelle transparente”. Ejemplo de diferencias entre desempeños

esperados

C. Peña L. (1), D. Durán S. (2)

(1) Ingeniero Civil, M. Eng., Ph. D©., P&M Structural/Seismic Engineering, carlos.pena@pymse.com
(2) Ingeniero Civil, d.duransoto@gmail.com

Resumen
Si bien el nuevo Capítulo 13 del proyecto de actualización de NCh2369 dedicado al diseño sismorresistente de estructuras
marítimo-portuarias ha sido concebido (en palabras del subcomité de obras marítimas) a modo de “formalización de todo
aquello que al aplicar correctamente la filosofía de NCh2369 debía haberse entendido siempre”, resulta claro que al no
existir previamente un marco de disposiciones explícitas a este respecto los diseñadores pudieran seguir diferentes
caminos de acuerdo con su propio criterio y experiencia. Es en este escenario que se hace imprescindible estudiar las
posibles diferencias en los diseños realizados al utilizar “la práctica tradicional” contra la utilización de nuevos requisitos
explícitos.
Este artículo estudia los nuevos requisitos propuestos al ser aplicados en un muelle transparente arriostrado mediante
cuplas de pilotes concéntricos. Se evalúan dos soluciones, la primera corresponde a un diseño del muelle utilizando la
“interpretación tradicional selectiva” de los requisitos de diseño presentes en NCh2369, y la segunda corresponde a la
aplicación de los nuevos requisitos. Adicionalmente, luego de determinar el cumplimiento normativo en cada caso, se
realizan evaluaciones explícitas del desempeño esperado a través de análisis no-lineal para diferentes niveles de demanda
sísmica con el fin de determinar si los objetivos del diseño efectivamente se han cumplido.
Palabras-Clave: Estructuras Industriales, Diseño Sísmico, Desempeño Sísmico

Abstract
While the new Chapter 13 that updates the NCh2369 dedicated to the seismic design of sea-port structures has been
conceived (in words of subcommittee of sea structures) with the objective of "formalizing everything that correctly applies
the philosophy of NCh2369 and that should have always been understood", it is clear that since there was not previously a
framework of explicit provisions in this regard, designers could follow different paths according to their own criteria and
experience. It is in this scenario that it is essential to study the possible differences in designs made with “traditional
practice” against the use of new explicit requirements.
This article studies the new requirements proposed in the application of a transparent pier using concentric piles of
couplings. Two solutions are evaluated, the first corresponds to a design of the dock using the "traditional selective
interpretation" of the design requirements present in NCh2369, and the second corresponds to the application of the new
requirements. Additionally, after determining the regulatory compliance in each case, explicit evaluations of the expected
performance are made through non-linear analysis for different levels of seismic demand in order to determine if the
design objectives have actually been met.
Keywords: Industrial Structures, Seismic Design, Seismic Performance
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1 Introducción
En Chile, actualmente existen seis códigos principales que abordan el tema del diseño sismorresistente. Uno de
ellos es NCh433 que establece explícitamente en su alcance que no es aplicable a muelles ni a instalaciones
industriales. Luego está NCh2745, que cubre la aislación basal de edificios y es complementaria a NCh433. Por
su parte, NCh3411 aplica a estructuras que cuenten con dispositivos de disipación de energía específicos, lo
cual no es común aún en muelles. En otra línea, NCh3357 está orientada al diseño sísmico de componentes y
sistemas no estructurales. Como complemento tenemos también el manual de carreteras (MOP), orientado al
diseño vial, y aun cuando los puentes presentan bastantes similitudes estructurales con los muelles, no se
encuentran dentro del alcance definido. Por último, tenemos NCh2369, que es efectivamente aplicable al
diseño de estructuras portuarias del tipo muelle (dentro de alcance), pero que no establece en su versión 2003
criterios claros y específicos a este respecto. En particular no es precisa en definir la razón de amortiguamiento
y en el factor de modificación de la respuesta para la evaluación del espectro de diseño, dejando a criterio del
ingeniero especialista la elección de estos parámetros que son determinantes en el desempeño final de la
estructura.

2 Disposiciones de NCh2369 y nuevo capítulo 13

Las principales diferencias conceptuales entre los requisitos actuales y las nuevas disposiciones de NCh2369
son las siguientes:
a) El nuevo capítulo 13 de NCh2369 establece que para el diseño de la unión pilote - viga de tablero y para la
definición de la ficha de los pilotes sísmicos, se debe considerar el uso de cargas sísmicas amplificadas. Es
decir, combinaciones en que la componente sísmica (reducida) ha sido amplificada por 0.7R1 (mayor o igual
que 2). En palabras simples, se catalogan algunos tipos de falla como de baja ductilidad y se prefiere la vía
del diseño basado en sobrerresistencia por sobre la dependencia de una ductilidad que podría no estar
garantizada.
b) El nuevo capítulo 8 (estructuras de acero) de NCh2369, el cual debe ser respetado al usar pilotes de acero,
establece que en el diseño de la viga que se ubica sobre la cupla sísmica (coronamiento de
“arriostramientos tipo chevron”), se debe contemplar el desequilibrio generado por el potencial pandeo
del pilote en compresión al mismo tiempo que el pilote en tracción alcanza su máxima carga esperada,
generando una carga vertical en la viga. Notar que este desequilibrio disminuye en la medida que el muelle
tenga una respuesta esencialmente elástica, que es uno de los objetivos planteados al interior del
subcomité (control de daño y continuidad de operación).
c) El nuevo capítulo 13 establece razones de amortiguamiento y factores de modificación de la respuesta
específicos para las configuraciones de muelles. Este es un punto especialmente importante debido a que
anteriormente el uso riguroso de NCh2369 obligaba a adoptar los valores R=2 y =2%, los cuales no
resultan adecuados en la mayoría de los casos prácticos. Por otra parte, la percepción del subcomité es que
los valores de diseño usados comúnmente corresponden a R=5 y =5% (no avalados por NCh2369), lo que
se reconoce como un error de concepto dado que no se desea hacer uso de alta ductilidad en estructuras
de tipo muelle (consenso subcomité).
d) De acuerdo con el proyecto de actualización la evaluación de los desplazamientos esperados debe
considerar el espectro elástico de NCh2745. Por tal motivo pueden resultar notablemente mayores que los
tradicionalmente obtenidos (mayor exigencia de rigidez). Sin embargo, el límite de aceptación de las
deformaciones laterales se mantiene y se incluye el criterio de protección de equipos que trabajen sobre el
muelle.

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e) Un aspecto no menor, es que el capítulo 13 establece que se debe considerar la respuesta dinámica
conjunta que pueden generar tanto el muelle como las estructuras ubicadas sobre él, especialmente
cuando se trata de grúas portacontenedores. Adicionalmente, se debe estudiar el potencial levantamiento
en los apoyos de las grúas. Si bien la norma no prohíbe el levantamiento de los equipos durante eventos
sísmicos severos, se estima que se trata de un antecedente muy necesario para definir medidas de
prevención de descarrilamiento y para el diseño interno de los equipos.

3 Características de las estructuras en estudio y condiciones generales de diseño

Los muelles a estudiar poseen un sistema sismorresistente formado por marcos arriostrados concéntricamente
(V invertida) en ambas direcciones principales. Los pilotes diagonales tienen una inclinación de 1:3 (H:V), son
de sección circular, y se encuentran hincados en el fondo marino.

Figura 1: Vista en planta de muelle transparente

En la figura 1 se muestra una vista en planta de la estructura, la cual posee 36 ejes transversales (350m entre 1
y 36) y 5 ejes longitudinales (30m entre A y E). Los pilotes gravitacionales, están ubicados en la intersección de
los ejes longitudinales A-C-D y transversales 1@36. Las cuplas sísmicas que trabajan en la dirección longitudinal
se encuentran en la intersección de los ejes 2, 9, 15, 22, 28 y 35 con los ejes B y D, y las que trabajan
transversalmente están en la intersección de los ejes 4, 7, 12, 17, 20, 25, 30 y 33 con los ejes longitudinales B y
D. Notar que dada la estructuración elegida el sistema sismorresistente se encuentra desacoplado del sistema
gravitacional.
La figura 2 muestra una elevación transversal típica. Los pilotes gravitacionales de los ejes A y E son
denominados “P1” (ubicados directamente bajo la circulación de las grúas), y los pilotes gravitacionales
ubicados en el eje C se denominan “P2”. Las cuplas sísmicas se componen de pilotes tipo “P3”.
Las solicitaciones sísmicamente relevantes para las cuales debe ser verificada la estructura son las siguientes:

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1) Peso estructural del muelle en estudio. Depende del diseño en cada caso. Sin embargo, en ambos
escenarios de estudio (tradicional y nuevo) se acerca a 22500tonf (+-200tonf).
2) Peso de equipos. Se consideran 3 grúas portacontenedores tipo Gantry, las que tributan 1400tonf cada una.
3) Sobrecargas de uso en plataformas de muelle. Se considera 2.5tonf/m2, aplicada a toda la superficie útil del
muelle por concepto de acopio de conteiner y operación de diferentes tipos de grúas y equipos menores.

Figura 2: Detalle de elementos estructurales

Al momento de producirse el evento sísmico de diseño se estima que la carga sobre la estructura corresponde
a la totalidad del peso estructural y de las grúas portacontenedores tipo Gantry, y al 50% de la sobrecarga
operacional asociada.
En la figura 3 se muestra una vista general del modelo de análisis. Cabe comentar que el modelo utilizado para
las grúas fue calibrado de acuerdo a la ubicación de las masas involucradas y a los periodos en base fija que
corresponden en cada dirección. Adicionalmente, la carga en apoyos de grúas no se ha asumido como puntual,
sino que se distribuye según el carro (ruedas) correspondiente.

Figura 3: Vista Isométrica, Lateral Isométrica y Elevación de Modelo

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4 Escenarios de Diseño y Estructuras Resultantes

Las estructuras se diseñan para ubicarse en la zona de máxima sismicidad chilena (Ao=0.4g), sobre un suelo
Tipo III según NCh2369 o Tipo D según NCh433 con DS61, y para ser construidas en acero comercial para
pilotes de tipo API 5L. Se desarrolla la ingeniería en base al estado de la práctica chilena para los siguientes dos
escenarios:
I) Diseño tradicional NCh2369.Of2003. Considera exclusivamente lo establecido en la normativa para un
muelle de importancia “normal”, estructurado en base a marcos arriostrados concéntricos. Se utiliza la
elección de parámetros de diseño sísmico que a juicio del subcomité corresponde a una práctica nacional
común para muelles transparentes.
II) Diseño considerando proyecto de actualización de NCh2369. Considera lo establecido en el nuevo capítulo
13 para una estructura de tipo “muelle transparente” de importancia “normal” estructurada en base a
marcos arriostrados concéntricos.
Al ejecutar el diseño para los 2 escenarios presentados, se elige utilizar el método ASD. Con esto, las
combinaciones básicas de diseño a considerar corresponden a las mostradas en las Tablas 1 y 2.
Es importante señalar que de acuerdo con los requisitos específicos del proyecto de actualización, la unión del
pilote sísmico contra la viga de tablero y las fichas de los pilotes sísmicos, deben ser diseñadas para
solicitaciones sísmicas amplificadas y condiciones de borde especialmente estrictas, las cuales son consistentes
con el mecanismo de falla esperado.

Tabla 1: Combinaciones básicas de diseño para elementos estructurales para Escenario I y II.
Comb. PP SC Ex Ey
A1a 1.00 1.00 - -
A2x 1.00 0.50 ±0.75 -
A2y 1.00 0.50 - ±0.75

Tabla 2: Combinaciones básicas de diseño para uniones, fichas, y elementos no dúctiles. Escenario II.
Comb. PP SC Ex Ey
A1a 1.00 1.00 - -
A2x 1.00 0.50 ±0.7R -
A2y 1.00 0.50 - ±0.7R

Cabe especificar que en ambos casos la unión entre el pilote cilíndrico de acero y la viga de hormigón armado
que lo recibe se materializa mediante el uso de barras de refuerzo embebidas. Estas barras se anclan a ambos
lados de la superficie crítica, esto es, tanto al interior del pilote como al interior de la viga de tablero. La
diferencia fundamental entre ambos diseños corresponde a la cantidad de refuerzo dispuesto y
consistentemente a la resistencia de la unión resultante.
Como condición de diseño se ha establecido que las grúas pueden encontrarse ubicadas en el “extremo” del
tablero (figura 3 y 4). Notar que debido a la flexibilidad del tablero en la dirección transversal y a la ubicación
de los equipos, la dirección longitudinal presenta menor cantidad de cuplas (menor resistencia requerida). En
adelante y para efecto de los análisis de desempeño se considerará la dirección longitudinal del muelle como
objeto de estudio.

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La Tabla 3 muestra un resumen comparativo entre los 2 escenarios en estudio. Dado que en el escenario I el
corte basal de diseño original se encuentra bajo su límite mínimo, debió ser corregido, y en consecuencia el
diseño se desarrolla con un R1 cercano a 3 (similar al escenario II).

Tabla 3: Resumen comparativo de parámetros relevantes entre los 2 escenarios.

Escenario I Escenario II
Parámetro
(NCh2369.Of2003) (NCh2369.Of2018)
Factor Importancia I 1.00 1.00
Factor Mod. Resp. R 5.00 3.00
Amortiguamiento  [%] 5.00 4.00
Coef. Sís. Mínimo Cmín 0.10 0.10
Coef. Sís. Máximo Cmáx 0.18 0.30
Corte Sís. Mínimo Vmín [tonf] 4197 4238
Corte Sís. Máximo Vmáx [tonf] 7554 12715
Período primer modo T [seg] 1.15 1.12
Factor Mod. Resp. Efect. Reff 2.79 3.00
Corte de diseño Qo [tonf] 4197 5031

Una vez ejecutado el diseño se obtienen las 2 estructuras resumidas en la Tabla 4. Es importante hacer notar
que si bien los elementos sismorresistentes principales han resultado casi idénticos (sistema gravitacional
idéntico) desde el punto de vista de la escuadría, existen diferencias fundamentales a nivel del detallamiento
de conexiones y especialmente de las fichas, tal como lo indica la Tabla 5.

Tabla 4: Resumen de estructuras resultantes.

Escenario I (NCh2369.Of2003) Escenario II (NCh2369.Of2018)
Elemento
Sección FU Sección FU
Losa de hormigon e = 35 cm 0.97 e = 35 cm 0.92
Viga Longitudinal Exterior V150x100 0.89 V150x100 0.85
Viga Longitudinal Intermedia V100x100 0.94 V100x100 0.96
Viga Transversal V150x100 1.00 V150x100 1.00
Pilote Gravitacional (P1) OE 96.52x444.5 0.82 OE 96.52x444.5 0.82
Pilote Gravitacional (P2) OE 96.52x408.44 0.84 OE 96.52x408.44 0.83
Pilote Diagonal (P3) OE 91.44x351.77 0.96 OE 91.44x386.54 1.01
Conexion Pilote-Viga - 0.98 - 0.98

Tabla 5: Comparativa de cantidades.

Elementos Unid. Escenario I Escenario II Aumento %
Ficha de Pilotes mts 3312 4352 31
Peso de Pilotes ton 2720 3209 18
Vigas de Hormigón m3 3990 4158 4

Notar que si bien el aumento de acero de refuerzo en la zona de conexión entre pilotes y vigas de hormigón
armado, y el aumento en la armadura de corte y flexural de las vigas ubicadas sobre las cuplas (derivado del
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potencial desequilibrio inelástico en la carga de los pilotes), no representan un ítem que pueda impactar
demasiado en el presupuesto general (aunque exigen una mejor calidad de detallamiento y soluciones locales),
el aumento de longitud en fichas de pilotes (sísmicos esencialmente aunque no únicamente) sí representa un
impacto importante en los costos de construcción, tanto desde el punto de vista de la cantidad de material
(acero de pilotes) como de los trabajos asociados al hincado. Debido a este “encarecimiento” de la obra es que
se genera la necesidad de evaluar mediante análisis de desempeño si realmente se requiere la implementación
de las “mejoras” en el caso estudiado.
Debido a que la rigidez lateral de las estructuras es provista esencialmente por las diagonales sísmicas, las
formas y períodos modales principales resultan casi idénticos y corresponden a las mostradas en la Fig. 4.

Figura 4: Formas modales

5 Demanda máxima esperada durante eventos sísmicos

Una vez definido el diseño completo de acuerdo a los requisitos establecidos para cada uno de los escenarios,
se estudia la respuesta inelástica de las estructuras al ser sometidas a una demanda sísmica consistente con
cada caso. Para esto, se consideran los siguientes 3 niveles de demanda sísmica:
1) Operating Level Earthquake (OLE): Corresponde a un nivel de solicitación para la cual se espera que las
estructuras se encuentren 100% operativas luego de ocurrido el evento. En este caso, se elige como
representativa de este nivel a una demanda cuya probabilidad de excedencia sea del orden de 50% en 30
años (periodo de retorno medio de 43 años).
2) Design Level Earthquake (DLE): Corresponde a un nivel de solicitación para la cual se esperan incursiones
inelásticas limitadas y daños menores, de manera que sean necesarias reparaciones rápidas o nulas y que
la industria detenga su producción durante el menor tiempo posible. De manera generalista se elige como
representativa de este nivel a una demanda cuya probabilidad de excedencia sea del orden de 10% en 50
años (periodo de retorno medio de 475 años).
3) Maximum Considered Earthquake (MCE): Corresponde a un nivel de solicitación para la cual se espera
que la estructura no presente colapso. En este caso, se elige como representativa de este nivel a una

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demanda cuya probabilidad de excedencia sea del orden de 2% en 50 años (periodo de retorno medio de
2475 años).
Por simplicidad, para estos estudios se ha elegido definir un espectro base representativo del nivel DLE, y
generar los correspondientes espectros tanto de nivel MCE como de nivel OLE ponderando los valores base por
los factores 1.5 y 0.6 respectivamente. Estos factores corresponden a aproximaciones derivadas del estudio de
Curvas de Riesgo definidas para la zona de mayor sismicidad chilena. Cada nivel, en cada escenario, se ha
representado por 3 registros artificiales compatibles con el espectro de desplazamientos correspondiente. Los
registros artificiales se ajustan al espectro de desplazamientos definido por DS61 para Zona sísmica 3 y Suelo
tipo D (ver Fig. 5).

Figura 5: Espectro de demanda v/s registros sintéticos.

6 Comportamiento inelástico idealizado

Debido a que la configuración de la estructura en estudio corresponde a arriostramientos en V invertida, se
espera que las potenciales inelasticidades (leves) se concentren en las diagonales (pilotes inclinados) y en el
centro de las vigas ubicadas sobre las cuplas. Para la definición idealizada de dichas relaciones constitutivas se
considera un factor de sobrefluencia esperada para el acero API 5L con que serán construidos los pilotes de
Ry=1.4. Se ajusta un modelo de comportamiento que trata de representar de buena forma la inexistencia de
simetría en el comportamiento axial que produce el pandeo en compresión. Dicho modelo de histéresis
depende principalmente de la esbeltez global de cada uno de los elementos (curvas tradicionales de Black et
al.). Para el caso de modelación con el programa SAP2000 se utiliza una constitutiva multilineal plástica de tipo
“pivot” (ajustada en cada caso a los pilotes específicos).
Los análisis inelásticos de tipo tiempo-historia se desarrollan mediante integración directa, sin considerar
efectos de segundo orden, e incorporando amortiguamiento de Rayleigh al 2% para los períodos asociados a
las primeras dos formas modales en la dirección principal de análisis (longitudinal).

7 Respuesta inelástica de los análisis tiempo-historia

Las Figuras 6 a 9 muestran diferentes respuestas inelásticas para cada uno de los 2 escenarios y cada uno de los
3 niveles considerados. De manera similar, la Tabla 6 presenta un resumen de parámetros representativos del
comportamiento promedio de cada escenario para cada nivel. Se presentan únicamente los resultados
correspondientes a la dirección de respuesta longitudinal (menor resistencia).

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Tabla 6: Resumen de resultados promedios inelásticos

Escenario I Escenario II
Resultados Promedios Inelásticos
OLE DLE MCE OLE DLE MCE
Desplazamiento de Tablero (cm) 18.92 25.03 37.16 16.84 25.76 35.19
Desplazamiento de Tablero (%) 0.83 1.10 1.63 0.74 1.13 1.54
Fuerza Axial en Compresión (tonf) 1550 1550 1550 1724 1724 1725
Fuerza Axial en Tracción (tonf) 1485 1816 1860 1505 2016 2071
Corte Basal dirección longitudinal (tonf) 4342 4790 5066 4613 5231 5391
Deformación axial en compresión (cm) 7.07 9.68 13.92 6.22 10.07 13.46
Deformación axial en compresión (%) 0.29 0.40 0.58 0.26 0.42 0.56
Deformación axial en tracción (cm) 4.94 6.16 9.64 4.50 6.27 8.90
Deformación axial en tracción (%) 0.21 0.26 0.40 0.19 0.26 0.37
Deformación residual de tablero (cm) 0.67 1.28 3.07 0.40 1.77 2.07
Corte en Viga (tonf) 283 514 653 232 566 703
*Corte en Viga (FU) 0.42 0.77 0.98 0.25 0.62 0.77
Momento en Viga (tonf*m) 350 639 812 286 703 875
*Momento en Viga (FU) 0.40 0.73 0.93 0.19 0.47 0.59
*Ficha Cupla Tracción (FU) 1.09 1.34 1.37 0.47 0.63 0.65
*Ficha Cupla Compresión (FU) 1.02 1.02 1.02 0.53 0.52 0.53
Carga de solicitante en tapón (tonf) 1485 1816 1860 1505 2016 2071
*Conexión Pilote Sísmico - Viga (FU) 1.26 1.55 1.58 0.64 0.86 0.88
Tracción en base de grúa SI SI SI SI SI SI
*Dado que se trata de análisis de desempeño, los FU mostrados corresponden a la razón entre la demanda esperada y la
resistencia disponible. En este contexto, un FU mayor que 1.0 representa falla o rotura del elemento o vínculo.
De la Tabla 5 se puede comentar lo siguiente:
En términos muy generales, a nivel de demanda de deformaciones y cargas, ambos escenarios han resultado
muy similares. No obstante, a nivel de detallamiento se han presentado fuertes diferencias.
Tanto el corte como la flexión en las vigas sísmicas de tablero no han presentado falla. Sin embargo, en el
Escenario II existe un mayor resguardo frente a este tipo de falla que podría limitar la continuidad de operación
debido al compromiso del tablero.
La unión pilote-viga en el Escenario I ha presentado falla para todos los niveles de análisis. Esta situación
compromete fuertemente la resistencia y estabilidad lateral de la estructura ya que puede generar falla en
cadena, ocasionando la perdida de la mayoría de los pilotes sísmicos durante el transcurso del evento. En
estricto rigor, al presentar falla para eventos de tipo OLE, no existe posibilidad de respuesta para eventos DLE y
MCE, pero se ha elegido continuar los análisis ignorando momentáneamente este efecto a fin de recopilar
información que posibilite la comparación.
Para el Escenario I (en el caso potencial que la unión pilote-viga no presentara colapso), se presentan fallas a
nivel de la ficha del pilote sísmico para todos los niveles de análisis. Al igual que en el caso de la unión superior,
la potencial existencia de fallas para niveles operativos elimina la posibilidad de análisis para niveles mayores.
Este tipo de falla puede comprometer fuertemente la operación del muelle y resulta de muy difícil reparación.

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Figura 6: Corte basal v/s Deformación de Techo – Escenario I (NCh2369.Of2003). Se presenta

historia para registro más exigente en cada nivel de demanda, OLE, DLE y MCE.

Figura 7: Corte basal v/s Deformación de Techo – Escenario II (NCh2369.Of2018). Se presenta

historia para registro más exigente en cada nivel de demanda, OLE, DLE y MCE.

Figura 8: Fuerza axial v/s Deformación Diagonal – Escenario I (NCh2369.Of2003). Se presenta

historia para registro más exigente en cada nivel de demanda.

Figura 9: Fuerza axial v/s Deformación Diagonal – Escenario II (NCh2369.Of2018). Se presenta

historia para registro más exigente en cada nivel de demanda.
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8 Conclusiones

De acuerdo con los análisis realizados a las estructuras en estudio es posible concluir lo siguiente.

1) El escenario I presenta falla tanto en la unión pilote-viga como a nivel de la ficha (unión pilote-suelo), para
todos los niveles. Se hace hincapié en que incluso en el caso de eventos sísmicos “operativos” se han
generado daños relevantes que podrían comprometer la operación del muelle. Notar que en estricto rigor
no es posible analizar la respuesta de nivel DLE y MCE (la falla comienza en el nivel OLE). Sin embargo, se
ha preferido presentar los resultados potenciales (“si no hubiera fallado”) a fin de tener una herramienta
de comparación contra el escenario II.
2) El utilizar un factor de modificación de la respuesta (R) igual a 5 y un amortiguamiento (ξ) del 5% para el
diseño estructural, en el caso analizado no representa la capacidad de disipación de energía que puede (o
quiere) desarrollarse. Las fallas presentadas en el escenario I resultan frágiles (y potencialmente
catastróficas) incluso a niveles operativos. Por tal motivo, la estructura no presenta la posibilidad de
incursionar de manera estable dentro del rango inelástico.
3) Si bien ambas estructuras fueron diseñadas finalmente para un corte basal similar, la diferencia
fundamental radica en el detallamiento adicional que exige el nuevo capítulo 13 a nivel de uniones o
puntos frágiles. En términos simples, cualquier ductilidad disponible dentro de la estructura solo puede ser
desarrollada en la medida que no se generen fallas prematuras en puntos importantes y responsables de la
estabilidad lateral.
4) El uso de un factor de amplificación de cargas sísmicas (0.7R) para la evaluación de la ficha y la conexión
pilote-viga, genera mejoras sustanciales en el desempeño sísmico del escenario II, puesto que, para todos
los niveles de demanda, estas conexiones no presentan falla, posibilitando la existencia del mecanismo de
disipación de energía esperado.
5) Si bien en todos los casos los análisis arrojan la posibilidad de pandeo en los pilotes sísmicos, debe
considerarse también la deformación que cada uno de dichos pandeos tiene asociada. De esta manera, el
pandeo insipiente que se produce en el nivel OLE pudiera no ser detectable a simple vista y no
comprometer una posible respuesta sísmica posterior de mayor nivel. Incluso en los niveles sísmicos más
elevados el pandeo de los pilotes no incursiona en la zona de mayor degradación de la constitutiva
considerada. Si bien los análisis realizados no permiten entrar en temas de mayor complejidad,
preliminarmente no es claro que los niveles de pandeo detectados puedan ser asociados a fallas
generalizadas o compromiso operacional.
6) Aunque la generalización de las conclusiones obtenidas puede ser discutible, al menos en el caso estudiado
la aplicación de los requisitos de diseño presentes en el nuevo capítulo 13 de NCh2369 ha resultado muy
necesaria, ya que en términos simples se ha llevado una estructura desde una situación de elevada
probabilidad de colapso a una de potenciales daños menores.
7) A modo de comentario adicional. Para todos los análisis realizados se ha detectado la existencia de
tracciones netas en los apoyos de las grúas (ver Tabla 6). Aunque dichos análisis no permiten definir la
magnitud del potencial levantamiento ni su influencia en la respuesta interna de la grúa, es claro que se
trata de una situación que debe ser abordada desde el punto de vista del diseño conjunto del muelle y sus
equipos.

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Referencias
[1] Ministerio de Obras Públicas, Dirección de Obras Portuarias. Volumen 2: Diseño, Parte II, Guía para el
Diseño, Construcción, Operación y conservación de Obras Marítimas y Costeras. 2013.
[2] Instituto Nacional de Normalización INN-CHILE. NCh 2369Of.2003 Diseño sísmico de estructuras e
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[3] American Institute of Steel Construction. ANSI/AISC 360-10 Specification for Structural Steel Buildings.
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[4] Instituto Nacional de Normalización INN-CHILE. NCh 433Of.1996 Modificada en 2009 Diseño sísmico de
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[5] Decreto Supremo N°61, Ministerio de Vivienda y Urbanismo. Reglamento que fija del diseño sísmico de
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[6] Michel Bruneau, Chia-Ming Uang, Rafael Sabelli. Ductile Design of Steel Structures, 2nd Edition. 2013.
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[8] Instituto Nacional de Normalización INN-CHILE. NCh 427/1-2016 Especificaciones para el cálculo,
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[9] Instituto Nacional de Normalización INN-CHILE. NCh 430Of.2008 Hormigón armado – Requisitos de diseño
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[10] Proyecto de Norma NCh2369 Diseño sísmico de estructuras e instalaciones industriales. Consulta pública.

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