ESTADO DEL ARTE EN LA EVALUACIÓN DE LA LICUACIÓN DEL SUELO INDUCIDO POR EL SISMO Y LA SITUACIÓN EN PERÚ

INTRODUCCIÓN

Este reporte es un resumen del documento de la Ref.1, que junto con el Informe del caso del Puente Quilca (Arequipa) presentado en el Anexo, tiene el objetivo de concientizar a la ingeniería civil-geotécnica del país, que nuestras condiciones sísmicas-geológicas pueden colocarnos aún más alejados del estado del arte, que el resto del mundo, en lo que se refiere a la capacidad de evaluar el fenómeno de licuación del suelo inducido por el sismo; por lo que debiéramos esmerarnos en ejecutar nuestra propia investigación de alto nivel.

DEFINICIÓN

Licuación es el fenómeno por el que a raíz de los movimientos cíclicos de un sismo, se va generando presión en el agua de poros del subsuelo saturado, generalmente arenoso, ocasionando su consecuente ablandamiento, y su posterior densificación, una vez disipada el exceso de presiones del agua de poros. No todos los suelos son susceptibles a licuación, sino, solo los suelos como la arena, arena limosa, limos no-plásticos, y gravas, aunque estas últimas, de manera excepcional, y solo si están confinadas por estratos de baja permeabilidad, y bajo la condición de que estén saturadas. Mayores detalles de este fenómeno de licuación se pueden encontrar en las Refs. 1, 2, 3 y 4.

CASOS HISTÓRICOS

Los casos históricos de licuación son importantes para validar los procedimientos de análisis; por ello es importante tener los protocolos de cuantificación bien definidos. Aun así, hay inconsistencias que alimentan a las incertidumbres de la evaluación. En particular, la base de datos necesita información a profundidades mayores a 15m, y para magnitudes mayores a 7.8. Esto último es precisamente el caso del Puente Quilca (ver Anexo), en donde resulta imposible precisar el desempeño del subsuelo ante el sismo de diseño.

El fenómeno de licuación siempre ha ocurrido, sobre todo, como consecuencia de los terremotos más fuertes y en arenas en estado suelto, por debajo del nivel freático; sin embargo, recién ganó notoriedad, y se estudió como tal, a partir de los terremotos de 1964 en Alaska y Japón. El terremoto de Alaska fue de magnitud M=9.2, y la licuación causó una interrupción generalizada en las redes de ferrocarriles y carreteras. El terremoto de Niigata-Japón fue de M=7.5, y la licuación causó varios daños, como la inclinación de edificios de apartamentos en terrenos ganados al río, la falla de la cimentación del Puente Showa (ver fotos 1-a y 1-b), etc.

EL ENFOQUE BASADO EN UN MECANISMO SIMPLIFICADO DE ESFUERZOS

En el método simplificado, el Factor de Seguridad (FS_L), contra la activación de la licuación es: FS_L=CRR/CSR; donde CSR, es la razón de esfuerzo cíclico, siendo una medida de la carga sísmica inducida en el suelo (esfuerzo de corte cíclico); y CRR, es la razón de resistencia cíclica, siendo una medida de la resistencia del suelo (la razón de esfuerzo cíclico de corte, que se espera que cause la licuación). La simplificación en CSR (en función de la profundidad Z), consiste en adoptar:

CSR (Z)= 0.65 x (Amax/g) x (σ_v/σ’_v) x r_d

Donde Amax es la máxima aceleración horizontal en la superficie del terreno; r_d, es una factor (en función de Z), que toma en cuenta la variación de la aceleración con la profundidad; σ_v y σ’_v, son el esfuerzo vertical inicial, total y efectivo, respectivamente, a la profundidad en evaluación Z.

CRR_7.5 representa la resistencia contra la licuación para una magnitud M=7.5, para los casos donde no hay esfuerzo de corte estático inicial sobre el plano horizontal, y donde el esfuerzo efectivo vertical inicial es de 96 kPa (1 atmosfera). Por tanto, para situaciones diferentes, se usan los factores correctores Kα y Kσ, respectivamente (ver Refs.1, 2, 3 y 4). Para tener en cuenta la duración del sismo, que está relacionada con la magnitud de este, CRR se tiene que corregir por el factor de escalación de la magnitud (MSF), de tal manera que: CRR = CRR_7.5 x MSF. De esta manera, la ecuación para FS_L, a una profundidad “Z”, se reformularía de la siguiente forma:

FS_L = (CRR_7.5 x Kα x Kσ x MSF) / (0.65 x Amax/g x σ_v/σ’_v x r_d)……………………(ec.1)

Mucha de la incertidumbre asociada a la actual practica del análisis de licuación (y la diferencia entre los métodos más usuales en la práctica) gira alrededor del valor de “r_d”, CRR_7.5, los valores de corrección Kσ and Kα; y también Amax influye en la incertidumbre. Requerir FS_L>1 está asociado con sismos extremos; aunque en la práctica se ha usado valores entre 1.1 y 1.3.

INCERTIDUMBRES PARA DETERMINAR LA DEMANDA SÍSMICA (CSR)

En la Fig.1 se puede observar la diferencia entre los diversos valores de r_d propuestos. Cetin y Seed (2004) realizaron análisis de la respuesta de 50 sitios bien caracterizados que previamente habían licuado en un sismo, mientras que en los otros estudios se analizaron sitios mayormente hipotéticos. Las diferencias se reducen con los otros valores de r_d propuestos, para el caso de suelos más rígidos. Sin embargo, los valores r_d propuestos por Cetin y Seed (2004) no debieran usarse con otras metodologías para la determinación de CRR, pues estas se han derivado basados en sus propios valores de r_d. Otra razón para los diferentes valores de r_d, son los diferentes valores de módulos de corte de reducción (G/G_max) y amortiguamiento (D/D_max) usados por los diferentes investigadores; aunque en el caso del grafico de la Fig.1 se asumió Vs=150m/seg en promedio (“Vs” es la velocidad de onda de corte), para los 12m superiores del subsuelo, en todos los casos.

En vez del método simplificado expresado en la Ec.1, se puede determinar los esfuerzos de corte directamente de un análisis de la respuesta dinámica del sitio; siendo el más común, el análisis lineal-equivalente 1D; aunque también se usa métodos más sofisticados. Muchos ingenieros prefieren usar el análisis de respuesta dinámica para evaluar CSR para tomar en cuenta la disponibilidad de los valores del perfil de Vs. Sin embargo estos análisis podrían no ser consistentes con las ecuaciones empíricas para determinar CRR, pues estas han sido derivadas, usando valores empíricos de r_d, que están sesgados respecto al análisis de la respuesta en el sitio.

Para el análisis de la respuesta dinámica, se requiere más información que para el método simplificado, tales como el perfil de Vs hasta el basamento rocoso, las propiedades mecánicas no-lineales del subsuelo (G/G_max y D/D_max), y un conjunto de registros sísmicos apropiados (al menos 5, según recomendación del IBC) , que calcen con la intensidad y contenido de frecuencia esperados en el sitio.

Como gran parte de la base de datos de casos de licuación provienen de sismos con magnitudes 6.9<M<7.6, donde MSF es cercano a 1 (ver Fig.2), entonces inferir valores fuera de este rango de M, puede ser cuestionable. Por otro lado, antes del 2001, MSF dependía solamente de M; sin embargo, de acuerdo con posteriores revisiones, no hay consenso al respecto. El número de ciclos equivalentes uniformes de carga (Neq) que causan licuación en los ensayos de laboratorio, está íntimamente ligado con el valor de M. Sin embargo, recientes estudios sugieren una correlación negativa de Neq con Amax, sugieren que Neq depende de la distancia al epicentro, y que Neq podría variar con la profundidad. Desde que Neq es dependiente de estos factores, entonces MSF también debe ser dependiente de los mismos factores. Dada la importancia de MSF para magnitudes pequeñas (M<6.5) y grandes (M>8), se requiere resolver sus inconsistencias con Neq, para estas magnitudes.

Se ha vuelto normal determinar Amax, en base a un análisis probabilístico de riesgo sísmico; sin embargo, no existe una sola magnitud M, asociada con Amax, para calcular MSF.

INCERTIDUMBRES PARA DETERMINAR LA RESISTENCIA A LA LICUACIÓN (CRR)

Las propuestas para CRR se han basado en las observaciones de campo de numerosos sitios y sismos, tanto para los casos de licuación y de no-licuación. Los parámetros más comunes provienen de los ensayos de penetración estándar (SPT), de la resistencia de punta (qc) de los ensayos de penetración de cono (CPT) y de Vs (velocidad de onda de corte). Todas estas mediciones tienen que ajustarse por sus esfuerzos efectivos (C_N para SPT); y además, en el caso del SPT, se tiene que reajustar según la energía real transmitida al martillo (C_E), según el diámetro del sondeo (C_B), según la longitud de la varilla (C_R) y según el contenido de finos (Δ(N₁)₆₀), de tal manera que: (N₁)_60-CS = N_spt.C_N.C_E.C_B.C_R + Δ(N₁)₆₀ (ver Refs.1,2,3 y 4). Estos 3 tipos de investigación (SPT, CPT y Vs) debieran ejecutarse en los proyectos importantes. Los siguientes son aspectos a definir para considerarlo en la evaluación de CRR:

Propuestas para CRR

Por acuerdo, las propuestas de los investigadores se dan para σ’_v=1 atm, M=7.5, τ_H=0 (esfuerzo tangencial horizontal) y contenido de finos, CF<5%.

Las relaciones más comúnmente utilizadas para predecir CRR a partir del SPT, son las propuestas por Youd et al (2001), Cetin et al (2004), Idriss y Boulanger (2008) y Boulanger e Idriss (2014). La relación de Youd y colegas (2001) se acordó por consenso en los talleres de NCEER / NSF en 1996 y 1998, y las otras se publicaron desde entonces (ver Fig.3). La relación de Cetin et al (2004) predecirá un CRR más pequeño. Sin embargo, comparar directamente las relaciones CRR es engañoso, porque incorporan diferentes factores de ajuste y utilizan diferentes relaciones 𝑟_𝑑. Estas relaciones CRR se desarrollaron a partir de diferentes bases de datos de historias de casos, aunque muchas de las historias de casos son comunes a cada base de datos. Para cada uno de estos conjuntos de datos, el porcentaje de casos en los que se produjo la licuación está entre el 50% y el 55%, lo que representa una distribución relativamente equilibrada con la no-licuación.

Las relaciones más comúnmente utilizadas para predecir CRR a partir de la resistencia de la punta del CPT (qc) son las desarrolladas por Robertson y Wride (1998), Moss et al (2006) e Idriss y Boulanger (2008). En comparación con los conjuntos de datos de licuación para SPT, los conjuntos de datos para el CPT están más ponderados hacia los casos de «sí», con alrededor del 70% al 75% de los casos.

Una relación comúnmente utilizada para predecir CRR a partir de Vs es la relación desarrollada por Andrus y Stokoe (2000), que fue recomendada para su uso por los talleres NCEER / NSF informados en Youd et al (2001). La relación de Andrus y Stokoe (2000) se desarrolló a partir de una base de datos de 225 historias de casos, de las cuales alrededor del 55% representaban casos de licuación.

La probabilidad de licuación es una alternativa a FS_L. Cetin et al (2004) e Idriss y Boulanger (2014), ambos sugieren que la curva determinística esté asociada a una probabilidad del orden de 15%.

Factores de Ajuste aplicados a CRR

El consenso de los talleres de licuación de NCEER / NSF (Youd et al., 2001) fue, no recomendar valores de Kα debido a la gran dispersión en los datos experimentales y más bien, recomendar que se necesita más investigaciones sobre este tema. Para proyectos que requieren considerar Kα, se suele usar los factores recomendados por Boulanger (2003).

Se requiere mayor investigación para definir los ajustes por mayores esfuerzos de confinamiento (Kσ), pues ninguno de los casos tiene σ_v´>2 atm, que equivale del orden de unos 20m de profundidad. Una posible razón por la que las bases de datos de licuación existentes no incluyen suficientes datos a mayores profundidades es que, puede no producir una manifestación superficial.

Los desarrolladores de cada relación CRR recomiendan su propio método para ajustar el contenido de finos. La mayoría de los ajustes de contenido de finos se han desarrollado directamente a partir de las bases de datos del historial de casos y utilizan el contenido de finos medidos de las muestras de suelo, como entrada.

Cada procedimiento tiene ventajas y desventajas. Por ejemplo, una fortaleza notable del enfoque desarrollado por Idriss y Boulanger (2008) es el uso de principios de laboratorio y de mecánica de suelos para extrapolar el rango aplicable del procedimiento más allá de lo limitado por los datos del estudio de caso. Y, una fortaleza notable del procedimiento de Cetin et al (2004) es el uso del estimador no-sesgado para 𝑟_𝑑. Las diferencias entre varios métodos que tienen una base sólida pueden considerarse una incertidumbre epistémica.

Los SPT y el CPT puede no ser muy sensible a los efectos del envejecimiento del suelo (Andrus et al., 2009) porque estas pruebas inducen grandes tensiones en el suelo que pueden destruir los efectos beneficiosos del envejecimiento. Andrus et al(2009) han sugerido que Vs, al reflejar la rigidez del suelo a pequeñas deformaciones, es más sensible a los efectos del envejecimiento y, por lo tanto, se puede utilizar para explicar los efectos del envejecimiento.

Caso de Suelos Finos (CF>35%)

Aunque todavía se utilizan los criterios chinos, los investigadores más recientes los han descartado como insuficientes o simplemente incorrectos. Los criterios alternativos comúnmente utilizados en la práctica en los Estados Unidos son los desarrollados por Seed et al (2003), Bray y Sancio (2006), Boulanger e Idriss (2006) y Robertson y Wride (1998). Los primeros tres criterios se basan en propiedades índice determinadas a partir de pruebas de laboratorio. Robertson y Wride (1998) definen un índice de tipo de comportamiento del suelo, Ic, en términos de valores normalizados de resistencia de punta de CPT y relación de fricción.

Seed et al (2003) utilizan una combinación de CF e IP (Índice de Plasticidad) para definir el límite entre suelos susceptibles o no, a la licuación. En contraste, Bray y Sancio (2006) aplican sus criterios a todos los suelos que tienen CF> 35% (ver Fig.4), y Boulanger e Idriss (2006) afirman que su criterio puede usarse para suelos con CF<50% si se puede demostrar que el comportamiento del suelo se controla por la fracción de grano fino. Estos tres conjuntos de criterios también difieren en las propiedades de entrada requeridas y su uso previsto. Los criterios propuestos por Seed et al (2003) y Bray y Sancio (2006) requieren IP, LL (Limite Liquido) y contenido de humedad (wc), mientras que el criterio propuesto por Boulanger e Idriss (2006) requiere solo IP.

Seed et al (2003) y Boulanger e Idriss (2006) afirman que el método simplificado (con correcciones apropiadas de contenido de finos) puede usarse para los suelos que se identifican susceptibles a la licuación. Bray y Sancio (2006) no definen sobre la aplicabilidad del procedimiento simplificado de evaluación de licuación basado en esfuerzos, para suelos que caen en su zona susceptible (a la licuación). Sin embargo, para establecer si se necesitan o no pruebas de laboratorio para evaluar si un suelo es licuable, sus recomendaciones se aplican solo a suelos con CF superior al 35%, lo que sugiere que no se debe usar el método simplificado.

Caso de Gravas

Las mediciones limitadas de Vs en sitios con grava que se licuaron en terremotos anteriores han demostrado que las Vs de estos materiales eran consistentes con las relaciones CRR-Vs existentes desarrolladas para suelos arenosos (Andrus et al., 1992; Andrus y Stokoe, 2000). Se necesita más investigación para confirmar esta observación porque investigaciones previas (Seed e Idriss, 1970; Seed et al., 1986) indican que la Vs de las gravas es significativamente más alta que la de las arenas con la misma densidad relativa. Sin embargo, a través de investigaciones adicionales, Vs se puede desarrollar como una base práctica para evaluar la licuación de materiales con grava.

EVALUACIÓN DE ENFOQUES ALTERNATIVOS AL MÉTODO SIMPLIFICADO DE ESFUERZOS

Otras alternativas desarrolladas para evaluar el fenómeno de licuación, son: Métodos Simplificados de Deformaciones Cíclicas, Enfoques basado en la Energía, Modelos Físicos y de Laboratorio, y Métodos Mecánicos Computacionales. El problema es la falta de una validación rigurosa, que se debe en gran parte, a la escasez de historias de casos debidamente documentadas con las consecuencias de la licuación.

Las pruebas de laboratorio que se pueden utilizar para evaluar o proporcionar información sobre la activación de la licuación en suelos, incluyen pruebas cíclicas triaxiales (CTX) y pruebas de corte cíclico directo simple (CCDS). Las pruebas de cizallamiento torsional cíclicos, de cilindros huecos, también se pueden utilizar para evaluar la activación de la licuación del suelo en el laboratorio; sin embargo, este tipo de prueba se usa mucho menos para investigar la licuación, que las pruebas CTX o CCDS, debido a las dificultades para preparar una muestra cilíndrica hueca de suelo sin cohesión.

Las pruebas CTX son más fáciles de realizar que las pruebas CCDS, pero las pruebas CCDS proporcionan una mejor representación, tanto del estado de tensión, incluyendo el inicial in situ (K₀) en terreno llano, como las tensiones inducidas por terremotos debido a ondas de corte que se propagan verticalmente.

Se ha demostrado que las muestras de un suelo dado, reconstituidas por varios métodos, a las mismas Vs, tienen una resistencia cíclica similar (Tokimatsu et al., 1986). Este hallazgo ha llevado a algunos investigadores a reconstituir muestras en el laboratorio a las mismas Vs que se midieron in situ, en lugar de a la misma densidad relativa. Sin embargo, no hay pruebas rigurosas de esta suposición, y la falta de confianza en la capacidad de replicar la textura in situ en muestras reconstituidas sigue siendo un obstáculo importante para los métodos de laboratorio para evaluar el potencial de licuación.

RESISTENCIA RESIDUAL AL CORTE DEL SUELO LICUADO

La Resistencia al corte residual post-desencadenamiento de la licuación (Sr), que ocurre a grandes deformaciones, es un parámetro importante en la evaluación de las consecuencias de la licuación.

Debido a la dificultad de replicar las condiciones del campo, en el laboratorio, las estimaciones de Sr, generalmente se basan en el retro-análisis de casos históricos de desplazamiento lateral (lateral spreading) y deslizamiento de flujo (flow sliding).

El valor de Nspt equivalente de arena-limpia ((𝑁₁)_{60−𝑐𝑠}), propuesto por Seed (1987), se obtiene de la siguiente ecuación: (𝑁₁)_{60−𝑐𝑠} = (𝑁₁)₆₀ + 𝑁_{𝑐𝑜𝑟𝑟} ; donde:

Ncorr	0	1	2	4	5
% finos	0	10	25	50	75

Seed y Harder (1990) hicieron la primera propuesta de “Sr vs (𝑁₁)_{60−𝑐𝑠}”; luego, Olson y Stark (2002), Idriss y Boulanger (2008), Kramer (2008) y Weber (2015), propusieron “Sr/σ’_vo vs (𝑁₁)_{60−𝑐𝑠}”. Esta última se muestra en la Fig.5, y es más realista y menos conservadora que la relación propuesta por Idriss y Boulanger (2008).

MÉTODOS EMPÍRICOS Y SEMI-EMPÍRICOS PARA EVALUAR LAS CONSECUENCIAS DE LA LICUACIÓN

Detección de Manifestaciones en la Superficie del Terreno

En la Fig.6 se muestra la influencia en la superficie, de una estrato licuable, subyacente a otro estrato no-licuable. Este método podría no identificar los casos donde un estrato licuable no tiene manifestaciones en superficie, como asentamiento diferencial o grietas en la superficie.

Deslizamiento de Flujo

Los procedimientos empíricos y semi-empíricos para analizar el potencial de deslizamiento de flujo, confía usualmente en el análisis de equilibrio limite (sin coeficiente sísmico), usando “Sr” en las zonas licuadas, y la resistencia post-sismica apropiada para los otros sectores en el terreno. Si FS<1, significa que ocurre el deslizamiento de flujo con grandes deformaciones.

Desplazamiento Lateral Post-licuación

Si se determina que no ocurrirá el deslizamiento de flujo, entonces se debe evaluar si ocurriría desplazamiento lateral. Los casos históricos demuestran que ha ocurrido este desplazamiento lateral, con pendientes del terreno, tan bajas como 0.5%. Es usual estimar los desplazamientos laterales, por 4 métodos (Idriss and Boulanger, 2008): (1) correlaciones empíricas basadas en casos históricos; (2) integración de la deformación permanente por corte (γ_max), en el suelo licuado; (3) análisis de deslizamiento de bloque, usando equilibrio límite con Sr en las zonas licuadas; y (4) métodos mecánicos computacionales. El Índice de Desplazamiento Lateral (LDI), en función de γ_max es:

La deformación permanente por corte (ϒ_max) se puede determinar en función de algunas variables, como las propuestas de Zhang, Robertson y Brachmann (2004) con ϒ_max (Dr, FS); Tokimatsu y Yoshimi (1983) con γ_max (CSR y (N₁)_60-CS); Shamoto (1998) con ϒ_max (CSR, (N₁)_60-CS), CF); Wu et al (2003) con ϒ_max (CSR, (N₁)_60-CS); y Cetin (2009) con γ_max (CSR, Kσ, Dr, (N₁)_60-CS). Ver ejemplo en Fig.7 y en el Anexo.

Asentamiento por Reconsolidación Post-licuación

El asentamiento vertical (δ) inducido por licuación, se puede determinar, integrando la deformación volumétrica (ε_v):

La deformación volumétrica permanente se puede determinar en función de algunas variables, como las propuestas de Shamoto (1984) con ε_v (CSR, (N₁)_60-CS, CF); Ishira y Yoshimine (1992) con ε_v (FS_L, Dr, γ_max) y γ_max, según Zhang, Robertson y Brachmann (2004); Wu (2003) con ε_v (CSR, (N₁)_60-CS); Tokimatsu y Seed (2004 – ver Fig.8) con ε_v (CSR, (N₁)_60-CS); y Cetin (2009) con ε_v (CSR, Kσ, Dr(N₁)_60-CS). Ver ejemplo en Fig.8, y comparaciones en Anexo.

Cimentaciones Profundas

Las posibles consecuencias de la licuación asociadas con cimentaciones profundas incluyen pérdida de capacidad de carga vertical, pérdida de rigidez y capacidad lateral, carga lateral debido a desplazamientos laterales del suelo y fricción negativa sobre pilotes debido a la reconsolidación posterior a la licuación del suelo. Estas consecuencias pueden dividirse en efectos inerciales (es decir, aquellos que impactan la respuesta dinámica del pilote) y efectos cinemáticos (es decir, los inducidos por el desplazamiento del suelo en relación con la cimentación). Los efectos inerciales y cinemáticos sobre cimentaciones profundas, a menudo se consideran por separado, porque los métodos simplificados disponibles no pueden explicarlos como fenómenos acoplados. Esto se justifica porque es probable que las cargas inerciales máximas ocurran antes de que el suelo se licue y comience a fluir, porque la intensidad del movimiento del suelo posterior a la licuación se reducirá y, por lo tanto, la carga inercial máxima puede considerarse por separado de las cargas cinemáticas, que son debidas a los desplazamientos inducidos por licuación (Kavazanjian et al., 2011). El principal efecto de interacción inercial antes de los desplazamientos inducidos por la licuación es una reducción en la rigidez lateral de la cimentación, que puede considerarse en el análisis de carga inercial. Los otros efectos citados anteriormente (pérdida de capacidad vertical y lateral, carga lateral debido a los desplazamientos laterales del suelo y fricción negativa en los pilotes debido a la reconsolidación del suelo posterior a la licuación) ocurrirán solo después de la activación de la licuación y, por lo tanto, se puede suponer que son independientes de la respuesta dinámica del sistema de cimentación.

Respecto a la “capacidad vertical”, no hay suficientes casos que avalen alguna recomendación sobre la fricción negativa como consecuencia de la licuación, por lo que es prudente tenerlo en cuenta en los diseños de la cimentación profunda con la metodología conocida.

La “rigidez lateral” reducida de las cimentaciones profundas en suelo licuado se explica de una manera simplificada al reducir la resistencia lateral del suelo licuado en un análisis de carga lateral “p-y”. Un análisis “p-y” trata el pilote como una viga sobre una base elástica con una respuesta elástica dependiente de la carga o dependiente del desplazamiento, descrita por una curva que relaciona la carga lateral, “p”, en un segmento del pilote, con el desplazamiento lateral correspondiente, “y” ( Reese y col., 1974). Sin embargo, sigue habiendo muchas incertidumbres en cuanto a la naturaleza de las curvas “p-y” posteriores a la licuación para los análisis de pilotes cargados lateralmente.

El desplazamiento lateral debido a la licuación puede impartir cargas y desplazamientos significativos en cimentaciones profundas, así como en las estructuras soportadas por los elementos de cimentación desplazados. Este tipo de carga a veces se denomina carga cinemática. En un análisis estructural, la carga cinemática se puede contabilizar de una manera simplificada, desplazando los cimientos de la estructura en una cantidad igual a los desplazamientos sísmicos de campo libre calculados. Este enfoque, sin embargo, ignora la interacción entre los elementos de los cimientos desplazados y la estructura que soportan, ya que la estructura resiste el desplazamiento de los cimientos. La contabilización adecuada de tales efectos de interacción suelo-estructura no es adecuada para el uso de modelos simplificados; por tanto, requiere el uso de modelos computacionales que incluyen elementos estructurales y de cimentación. Ver Ref.5 sobre procedimiento de diseño sugerido.

Cimentación Superficial

La capacidad de carga se puede estimar utilizando la resistencia al corte posterior a la licuación del suelo (Sr) debajo de la cimentación. Si se obtiene una falla por hundimiento, generalmente no es necesario evaluar los desplazamientos asociados, pues generalmente se decide reforzar.

El desplazamiento de cimentaciones poco profundas en suelo licuable, a menudo se analiza utilizando el enfoque de carga cinemática desacoplada para cimentaciones profundas discutido anteriormente. Los desplazamientos inducidos por la licuación, incluido el desplazamiento lateral y el asentamiento vertical, se calculan y aplican al suelo de cimentación como desplazamientos (es decir, como una carga cinemática), distorsionando la estructura sin aplicar ninguna carga inercial.

Daño a Estructuras de Contención

La licuación del suelo detrás de una estructura de retención de tierra, aumentará la presión lateral de la tierra (es decir, el empuje activo) sobre la estructura. La licuación del suelo frente a una estructura de retención de tierra reducirá la resistencia lateral (es decir, la resistencia pasiva) de la estructura. La licuación del suelo debajo de una estructura de contención puede resultar en pérdida de capacidad de carga y resistencia al deslizamiento lateral, así como asentamiento vertical. Tanto el empuje activo como la resistencia pasiva se calculan como presiones de fluido equivalentes basadas en el peso unitario total del suelo licuado.

Servicios Públicos y Estructuras Enterradas

El análisis simplificado del impacto de las deformaciones del suelo inducidas por licuación en las tuberías y otros servicios lineales, se logra típicamente utilizando el enfoque de carga cinemática desacoplada discutido anteriormente (es decir, mediante la realización de un análisis estructural en el que las deformaciones calculadas del suelo en campo libre se imponen en la estructura sin ninguna carga inercial).

Modificación de los Movimientos del Terreno Inducido por Licuación

Youd y Carter (2005) examinaron los espectros de respuesta de aceleración derivados de registros de movimiento del suelo en cinco sitios instrumentados en suelo licuable. Encontraron una reducción general de las aceleraciones espectrales de período corto (período espectral <0,7 segundos) y una amplificación de aceleraciones espectrales de período largo (período espectral> 0,7 a 1,0 segundos) en esos sitios, en comparación con los sitios sin licuación.

Los factores de amplificación propuestos por Gingery y colegas (2014) proporcionan un medio para evaluar el impacto potencial de la licuefacción en los movimientos del suelo en un sitio, en el rango de período largo. Sin embargo, estos factores se basan en un pequeño conjunto de datos; por lo tanto, es posible que no reflejen la gama completa de condiciones que se encuentran en la práctica.

USO DE LA MECÁNICA COMPUTACIONAL PARA PREDECIR LA LICUACIÓN Y SUS CONSECUENCIAS

Modelado Computacional de Licuación en la Práctica de Ingeniería

Los ingenieros geotécnicos ahora utilizan una variedad de códigos y modelos computacionales aproximados y empíricos para analizar los problemas de licuación. Los más simples son los códigos unidimensionales que se basan en formulaciones de tensión efectivas de “tensión del suelo-deformación / generación de presión de poro bajo carga cíclica”, y en la resolución de la ecuación de onda unidimensional para simular la respuesta no lineal del sitio y la evolución de la presión de poro asociada debido a la carga sísmica.

“FLAC” es un modelo de diferencias finitas, que a veces se considera que está en el extremo opuesto del espectro computacional desde los modelos de elementos finitos, como el empleado en “Plaxis”, otro programa informático comercial ampliamente utilizado entre las empresas de ingeniería que hacen análisis basados en la mecánica computacional. Plaxis tiene muchas de las mismas características que FLAC, incluidos elementos estructurales, bordes de absorción de energía y modelos constitutivos definidos por el usuario. FLAC utiliza mallas de diferencias finitas simples pero densas y un esquema de solución que trata todos los problemas como problemas dinámicos. Plaxis utiliza elementos más elaborados (por ejemplo, triángulos de 15 nodos) para lograr un alto grado de resolución. Una diferencia significativa entre estos dos programas es el método utilizado para ingresar un historial de tiempo de aceleración en el análisis. Plaxis utiliza el enfoque convencional de ingresar un historial de tiempo de aceleración en la base de la capa del suelo. FLAC requiere la entrada de un historial de velocidad-tiempo que represente solo la onda sísmica entrante.

Problemas en el Modelado Computacional de la Licuación

La naturaleza elastoplástica no lineal del suelo, las complicaciones añadidas de la presurización y el flujo del fluido de los poros, y las grandes deformaciones asociadas con frecuencia con la licuación hacen que los problemas en este dominio se encuentren entre los más desafiantes de la ingeniería computacional moderna.

En este momento, no existe un código informático único que aborde todos los problemas de manera satisfactoria, y no existe un acuerdo general dentro de la comunidad de ingenieros geotécnicos de sismos, sobre la mejor manera de abordar estos problemas. Las siguientes secciones describen brevemente el estado actual de la técnica y la práctica.

En cuanto a la discretización en el tiempo, los esquemas explícitos se utilizan típicamente en la práctica debido a su simplicidad, pero se debe tener cuidado de elegir pasos de tiempo suficientemente pequeños para proporcionar la precisión y estabilidad adecuadas; mientras que los esquemas implícitos son incondicionalmente estables, pero computacionalmente son menos eficientes y más difíciles de implementar en un modelo computacional.

Desde una perspectiva de mecánica computacional, la distinción entre métodos de deformación grande y pequeña es que los métodos de deformación pequeña (es decir, infinitesimal) se pueden utilizar cuando las expresiones que son lineales en las primeras derivadas de los desplazamientos, describen adecuadamente las deformaciones y rotaciones. En este caso, las ecuaciones de equilibrio o de movimiento, que se aplican rigurosamente en la configuración deformada, siguen siendo adecuadas cuando se escriben sin tener en cuenta el cambio de geometría. De lo contrario, se deben utilizar métodos de deformación grande (es decir, finita). La mayoría de las formulaciones actuales presuponen deformaciones pequeñas (es decir, infinitesimales), incluso cuando, en la práctica, se utilizan para simular deformaciones finitas.

Las Soluciones desacopladas para la deformación y el desarrollo de la presión intersticial, terminan siendo menos precisos pero más simples de implementar, y son comunes en los programas informáticos comerciales. Las soluciones escalonadas y las soluciones totalmente acopladas se utilizan con menos frecuencia que las soluciones desacopladas, pero producen los resultados más precisos en el análisis computacional de problemas de licuación. Requieren lo que se conoce como una formulación mixta o u-p (desplazamiento-presión intersticial) en la que tanto los desplazamientos como las presiones intersticiales son incógnitas que deben calcularse.

El método de elementos finitos es muy bueno para modelar geometrías complicadas con diferentes propiedades de material en diferentes regiones. Por otro lado, los métodos de diferencias finitas suelen ser más eficientes para propagar soluciones a lo largo del tiempo. Los métodos computacionales basados en elementos finitos son, con mucho, la forma más común de soluciones computacionales en mecánica de ingeniería. Sin embargo, uno de los programas geotécnicos más populares utilizados por los ingenieros en ejercicio (FLAC) se basa en diferencias finitas.

Una consideración importante en el desarrollo de programas de elementos finitos y diferencias finitas para el análisis sísmico es el tratamiento de las condiciones de contorno para simular dominios infinitos. Los bordes simples fijos o libres reflejan de manera poco realista, esfuerzos por ondas de rebote, al dominio de interés, y crean lo que se conoce como un «efecto de bañera». El uso de elementos grandes para extender la geometría más allá del dominio local de interés también puede causar problemas: los elementos grandes pueden tener dificultades para transmitir energía en longitudes de onda más pequeñas que la dimensión del elemento, lo que introduce distorsiones en la respuesta a esas longitudes de onda más pequeñas.

Cuando ocurren grandes deformaciones y discontinuidades asociadas con la licuación, tanto las formulaciones de elementos finitos como las de diferencias finitas deben mejorarse para tener en cuenta las deformaciones y discontinuidades de una manera consistente con los principios de la mecánica del continuo (Belytschko et al., 2000; Holzapfel, 2000). . Además, las técnicas de discretización espacial (por ejemplo, elementos finitos o malla de diferencias finitas) del modelo computacional tienen que hacer frente a las grandes deformaciones resultantes de la activación de la licuación. El modelado computacional de grandes deformaciones requiere no solo formulaciones de grandes deformaciones para las ecuaciones que gobiernan, sino también técnicas computacionales para acomodar cambios en la geometría dentro de la masa del suelo.

Actualmente, ningún código informático o enfoque analítico puede abordar todos los aspectos de los problemas de deformación asociados con la licuación. Se recomienda a los ingenieros que trabajen en proyectos para los que se espera que los efectos de la licuación sean importantes, que utilicen más de un enfoque analítico o computacional y comparen los resultados. En los proyectos importantes deben considerarse la revisión por pares de especialistas independientes, de los modelos computacionales y los resultados.

Modelado Constitutivo de Suelo Licuable

La mayoría de los modelos constitutivos se basan en el comportamiento observado del suelo en pruebas de laboratorio con deformaciones relativamente pequeñas (es decir, deformaciones ≤ 10%); por tanto, pueden ser válidos sólo hasta la activación de la licuación. Para modelar con precisión el comportamiento posterior a la activación del suelo licuable, se necesitan modelos constitutivos que se extiendan al régimen de gran deformación posterior a la activación, pero se sabe poco acerca de la respuesta del material posterior a la activación.

Desarrollos Recientes de Investigación Computacional Aplicables al Análisis de Licuación

Es necesario investigar las formas de implementar modelos constitutivos avanzados y la incorporación de formulaciones mixtas para resolver simultáneamente deformaciones y presiones de poros.

Los problemas de inestabilidad y flujo característicos del suelo licuado podrían abordarse con métodos de elementos discretos y sin malla utilizados junto con enfoques multiescala y modelos de flujo promediado en profundidad.

El método de hidrodinámica de partículas suavizadas (SPH), el método de puntos de material (MPM) y el método de elementos discretos (DEM) son prometedores para simular el flujo de licuación y sus consecuencias.

EVALUACIÓN Y DISEÑO BASADO EN EL DESEMPEÑO

Las incertidumbres involucradas en la evaluación de los movimientos del suelo, la respuesta del sistema, el daño físico y las pérdidas, en los terremotos, hacen que los métodos probabilísticos para la evaluación de las consecuencias de la licuación, sean fundamentales para la evaluación y el diseño basados en el desempeño.

La evaluación de los peligros y riesgos de licuación basada en un solo nivel de riesgo, como es común en la práctica actual, proporciona una medida incompleta de los peligros y riesgos reales.

Para fomentar la adopción en la práctica de la evaluación del peligro de licuación basada en el desempeño, se requieren programas de computadora que realicen los voluminosos cálculos involucrados en los marcos probabilísticos basados en el desempeño.

La evaluación y el diseño basados en el desempeño, han surgido dentro de la comunidad de ingenieros de sismos, en las últimas décadas, como un medio preferido para cuantificar el rendimiento esperado de las instalaciones de ingeniería, dadas las demandas futuras inciertas que les imponen los terremotos (NEHRP, 2006; PEER, 2010).

Enfoques para la Evaluación Basada en el Desempeño

Las medidas de respuesta del sistema (por ejemplo, asentamiento, valores de desplazamiento lateral) pueden especificarse para varios niveles de peligro o períodos de retorno. A partir de los valores de respuesta, se infieren luego el daño físico y las pérdidas, a menudo guiados por el juicio y la experiencia.

En la práctica, las evaluaciones basadas en el desempeño, generalmente se implementan para cada nivel de respuesta. Para los problemas de licuación, esto generalmente implica la evaluación del potencial de activación seguida de la evaluación de los movimientos anticipados del suelo utilizando un modelo de respuesta. Para ser empleados en el marco basado en el desempeño, ambos análisis deben realizarse utilizando técnicas probabilísticas.

Una implementación de nivel de daño del diseño basado en el desempeño considera la curva de peligro de movimiento del suelo, un modelo de respuesta y un modelo de daño. El modelo de daño se muestra comúnmente a través de curvas de fragilidad, que predice la probabilidad de que se exceda un estado de daño (p. ej., grietas menores) dado un nivel de respuesta (p. ej., Desplazamiento). Los intentos de predecir explícitamente los daños en la disciplina de la ingeniería estructural son más avanzados que en la ingeniería geotécnica.

El procedimiento de diseño basado en el desempeño más completo especifica el desempeño en términos de pérdidas esperadas. Aunque estas evaluaciones representan la aplicación más avanzada del diseño basado en el desempeño, por ahora solo son prácticas para proyectos particularmente grandes o importantes debido al trabajo significativo requerido para realizar los análisis. Sin embargo, representan el futuro de la práctica de la ingeniería sísmica (Kramer, 2014).

Desarrollos Futuros para Evaluaciones Basadas en el Desempeño

Los cálculos necesarios para las evaluaciones probabilísticas del desempeño pueden no ser complicados, pero casi siempre son voluminosos.

Los enfoques basados en el desempeño ofrecen grandes oportunidades para producir estructuras e instalaciones más confiables y para utilizar los recursos disponibles de manera más eficiente.

RECOMENDACIONES

1. Establecer bases de datos curadas y de acceso público de datos relevantes sobre la activación de la licuación y antecedentes de casos de consecuencias; incluyendo historias de casos en los que los suelos interactúan con las estructuras construidas. Documente las historias de casos con datos relevantes de campo, laboratorio y modelos físicos. Desarrollar las bases de datos con protocolos estrictos e incluir indicadores de calidad de los datos.
2. Caracterizar lugares con alta probabilidad de licuación y establecerlos como observatorios de campo para la activación de licuación y sus consecuencias.
3. Usar datos de la prueba de penetración de cono (CPT) para estimaciones de campo de la resistencia a la licuación cuando sea factible. Si se utiliza la prueba de penetración estándar (SPT) para este propósito, realice mediciones de energía del martillo. Complementar las estimaciones basadas en el campo con otros métodos, según corresponda, para caracterizar el sitio.
4. Al perfeccionar o desarrollar nuevas relaciones empíricas para su uso en análisis de licuación, incorpore estimaciones no sesgadas para los parámetros de entrada; identificar y cuantificar, cuando sea posible, la incertidumbre asociada con esas estimaciones; y utilizar principios de mecánica de suelos, principios sismológicos y datos experimentales para extrapolar más allá de los rangos en los que los datos de campo restringen las relaciones empíricas.
5. Usar la geología para mejorar la comprensión geotécnica de historias de casos y sitios de proyectos, particularmente donde los suelos potencialmente licuables varían en espesor, continuidad y propiedades de ingeniería.

6. Implementar métodos simplificados basados en esfuerzos, para la activación de la licuación de una manera coherente con la forma en que se desarrollaron. Evite el uso de técnicas y factores de ajuste de una variante de un método con otras variantes. Considere utilizar más de un método simplificado al realizar una evaluación de activación de licuación.

1. Al desarrollar métodos para evaluar la activación de la licuación y sus consecuencias, incorporar explícitamente las incertidumbres de las investigaciones de campo, las pruebas de laboratorio, el modelado numérico y el impacto de las condiciones del sitio local en los movimientos del suelo.
2. Refinar, desarrollar e implementar enfoques basados en el desempeño para evaluar la licuación, incluido la consecuencia geotécnica de la licuación, los daños estructurales y los modelos de pérdidas económicas, para facilitar la evaluación y el diseño basados en el desempeño.
3. Idear nuevas técnicas experimentales de laboratorio y modelo físico para ayudar al desarrollo de modelos constitutivos de esos comportamientos.

REFERENCIAS

1. State of the Art and Practice in the Assessment of Earthquake-Induced Soil Liquefaction and Its Consequences, National Academy of Sciences-Engineering-Medicine, Washington DC, 2016
2. Settle3D Liquefaction Theory Manual, Rocscience Inc. 2016
3. Idriss y Boulanger, Soil Liquefaction During Earthquakes, EERI, Oakland-California, 2008
4. Kramer, Geotechnical Earthquake Engineering, Prentice Hall, New Jersey, 1996
5. Guidelines on Foundation Loading and Deformation Due to Liquefaction Induced Lateral Spreading, Caltrans, Enero 2012
6. Castillo, J.Alva, Peligro Sísmico en el Perú, CISMID-FIC-UNI, 1993
7. Evaluación del Peligro Sísmico en Perú, Instituto Geofísico del Perú, 2014

ANEXO – Caso del Puente Quilca

DESCRIPCIÓN DEL PUENTE Y DEL SUBSUELO

El Pte. Quilca cruza el rio del mismo nombre, cerca al mar, en el tramo de la carretera Camaná-Matarani y fue inaugurado a fines del 2015. Tiene 6 vanos, 4 vanos de 38m y 2 vanos de 44m.

Se ejecutaron 6 sondeos entre 10 a 30m de profundidad, y como se encontró arena en estado suelto, se hizo otra campaña de investigación geotécnica con otros 6 sondeos entre 25 a 70m de profundidad, encontrándose arenas flojas (Nspt=8) hasta los 50m de profundidad. En la Fig.A1 se puede apreciar el perfil geotécnico deducido, y en la Fig.A2 se muestra los valores de los ensayos SPT obtenido en los 6 sondeos iniciales. También se ejecutó 12 perfiles geofísicos, de ellos, 6 MASW y 6 MAM; sin embargo, no se dispone de dicha información.

La cimentación para cada pila consiste en un encepado con 8 pilotes de D=1.5m, y 30m de profundidad, sometidas a cargas de servicio entre 139 y 153 toneladas. Como el suelo es potencialmente licuable, el diseñador dispuso el tratamiento con jet-grouting hasta 20m de profundidad (ver Fig. A3). En la Foto A1 se puede observar las ondulaciones en el tablero del puente, probablemente a causa de los asentamientos diferenciales.

EVALUACIÓN DEL POTENCIAL DE LICUACIÓN EN CAMPO LIBRE Y SUS CONSECUENCIAS

La Aceleración máxima (Amax), en función del periodo de retorno (Tr) se obtiene de la Ref.6. Es difícil definir una Magnitud asociada a cada Amax; sin embargo, se hizo esto con ayuda de la Ref.7, mostrándose los resultados Amax-M, en función de Tr, en la Tabla A1.

No se tiene información de las condiciones de ejecución de los ensayos SPT en el campo, por lo que se calcula (N₁)₆₀ para condiciones pesimistas (Fig.A4a) y optimistas (Fig.A4b). En estos gráficos, el valor “N” es el promedio de los obtenidos en el terreno en función de la profundidad (Fig.A2).

Con la ayuda del software Settle3D, se calcula el factor de seguridad contra la licuación para las condiciones pesimistas y optimistas de (N₁)₆₀ según se muestra en las Figs. A5a y A5b, respectivamente, obteniéndose en ambos casos que FS_L<1, para todos los sismos analizados, con periodos de retorno de Tr=100, 500 y 1000 años. Los resultados mostrados de FS_L, es según el método de Idriss y Boulanger (2008); sin embargo, en todos los otros métodos se obtuvieron similares resultados. Así por ejemplo, en la Fig.A5c, se muestra los valores de CSR y CRR (recordar que FS_L=CSR/CRR) para Tr=100 años, según los métodos de Idriss y Boulanger (2008), NCEER (1997), Cetin15% y Cetin85% (2004). El método de Cetin es el único que es probabilístico, mientras que los otros son determinísticos.

Con la ayuda del software Settle3D, se calcula los asentamientos por licuación para las condiciones pesimistas y optimistas de (N₁)₆₀ según se muestra en las Figs. A6a y A6b, respectivamente. Se calcula para los sismos con periodos de retorno de Tr=100, 500 y 1000 años. Se usan los métodos de Ishihara y Yoshimine (1992), Tokimatsu y Seed (1984), Shamato (1998), Wu (2003) y Cetin15% (2009). Para la situación pesimista de (N₁)₆₀ se obtuvo asentamientos en superficie, entre 270 a 480 cm, excepto por el método de Cetin85% en el que se obtuvo del orden de 30cm. Para la situación optimista de (N₁)₆₀ se obtuvo asentamientos en superficie, entre 170 a 280 cm, excepto por el método de Cetin85% en el que se obtuvo del orden de 30cm.

Con la ayuda del software Settle3D, se calcula los desplazamientos laterales por licuación para la condicione optimista de (N₁)₆₀ según se muestra en la Fig. A7. Se calcula para los sismos con periodos de retorno de Tr=100, 500 y 1000 años. Se usan los métodos de Zhang (2004), Tokimatsu y Yoshimine (1983), Shamato (1998), Wu (2003) y Cetin (2009). Se obtuvo desplazamientos laterales en superficie, entre 1000 a 2800 cm.

CONCLUSIONES

1. egún el Articulo “10.5.4.2—Requerimientos de Diseño por Licuación” de la AASHTO-LRFD-2012: “Los métodos empíricos simplificados son adecuados para usarlos a una profundidad máxima del orden de 22m. Esta profundidad límite está relacionada con la base de datos con la que se desarrollaron los métodos empíricos originales. La mayor parte de la base de datos proviene de observaciones de licuación a profundidades menores que 15 a 18m. La extrapolación del método simplificado, más allá de 22m, es por consiguiente, de una validez incierta. Esta limitación no debiera ser interpretada como que la licuación no ocurre más allá de 22m. Más bien, debiera usarse métodos diferentes a mayores profundidades, incluyendo el uso de modelos de respuesta de movimiento del terreno específico al sitio, en combinación con ensayos de licuación en laboratorio”. Por tanto, es incorrecta la interpretación del diseñador, al afirmar que es difícil que se produzca licuación por debajo de los 20m de profundidad.
2. Las condiciones sísmicas de la costa de Perú para los sismos de diseño de puentes (Tr=1000 años) y para sus condiciones geológicas (Nspt bajos, por debajo de 20m de profundidad), nos sitúa en algunos casos, con requerimientos de diseño que están aún más lejos del estado del arte que en el resto del mundo (Ref.1); por lo que se requiere mucha mayor investigación de lo que es usual en los diseños típicos que se llevan a cabo en el país, y además, provisiones de seguridad mayores. Esto, lamentablemente, no fue el caso del Puente Quilca.
3. Cuando se produzca la licuación en el subsuelo del rio Quilca, se generará asientos que producirán fricción negativa alrededor del “sistema pilotes-jet grouting” de 13mx13m de sección en planta; además, se perderá la capacidad por carga vertical de punta, por debajo de los 30m de profundidad en donde los pilotes están apoyados.
4. Es conveniente y necesario instrumentar el subsuelo y la estructura del puente, para captar los importantes movimientos que ocurrirán con los sismos, incluso menores que los de diseño; pues se ha demostrado que se producen importantes asientos verticales y desplazamientos laterales, para sismos de solo Tr=100 años. Es difícil cuantificar estos movimientos con los métodos empíricos simplificados, pero al menos nos da una idea de la magnitud de los daños que ocurrirían. También sería conveniente que se haga pública toda la información geotécnica disponible, para que sea posible una evaluación más completa, sobre todo, con la ayuda de la investigación geofísica que fue realizada.