CASO DE ESTUDIO: Licucefacción en Suelos Finos V13

7/25/2019 CASO DE ESTUDIO: Licucefaccin en Suelos Finos V13

1/89

UNIVERSIDAD NACIONAL DEL ALTIPLANO

FACULTAD DE INGENIERA CIVIL Y ARQUITECTURA

Escuela Profesional de Ingeniera Civil

SEMINARIO

CURSO DINMICA DE SUELOS

TEM

LICUEFACCIN EN SUELOS FINOS

DOCENTE

ING. ZAPATA COACALLA, TANIA

LUMNOS

MOLLUNI BALCONA, Jorge Luis

RAMOS CARI, Walter Marcelo

inmica de uelos


2/89

NDICE

1 PRESENTACIN ...........................................................................................4

2 INTRODUCCIN............................................................................................5

1. PRESENTACIN DEL CASO........................................................................6

1.1. TTULO DEL PROYECTO.......................................................................6

1.2. CONTEXTO HISTRICO ........................................................................6

1.3. EL PLAN DELTA.....................................................................................7

1.4. DESCRIPCIN DEL PROYECTO.........................................................10

1.5. EL ESTADO DE ARTE..........................................................................12

1.6. PROBLEMA A INVESTIGAR. ...............................................................15

2. JUSTIFICACIN. .........................................................................................22

2.2. SUSCEPTIBILIDAD DE LICUEFACCIN EN SUELOS LIMOSOS.....24

2.3. PARMETROS DEL SUELOS ARCILLAS - LIMOSAS LICUABLES YNO LICUABLES ..............................................................................................25

2.4. CONTENIDO DE ARCILLA. ..................................................................26

2.5. LMITE LQUIDO. ..................................................................................30

2.6. PERFECCIONAMIENTO DE LOS CRITERIOS PARA LICUEFACCINDE SUELOS LIMOSOS...................................................................................31

3. PARMETROS GEOTCNICOS PLANTEADOS. ......................................32

3.1. Situacin geolgica .............................................................................32

3.2. Caractersticas del dique y los materiales de cimentacin..............35

3.2.1. Estructura ......................................................................................35

3.2.2. GEOMETRA...................................................................................39

3.2.3. Caracterizacin de los materiales................................................40

3.2.4. Mtodo de Goda. ...........................................................................44

3.3. Riesgo de licuefaccin del suelo........................................................45

3.4. LINEA DE INVESTIGACIN .................................................................50

DINMICADE

SUELOS


3/89

3.5. Propiedades del suelo .........................................................................52

3.6. Presiones de poro................................................................................52

3.7. Posible rea afectada por licuefaccin..............................................54

3.8. Modos de fallo......................................................................................55

4. SOLUCIONES PLANTEADAS. ...................................................................57

4.1. ALTERNATIVAS ...................................................................................57

4.2. Tcnicas de mejoramiento..................................................................58

4.3. Compactacin dinmica......................................................................58

4.4. Vibro compactacin.............................................................................61

4.4.1. Mejoramiento profundo ................................................................62

4.4.3. Proceso de vibrocompactacin ...................................................65

4.4.4. Trabajos de vibrocompactacin...................................................67

4.5. Vibrosustitucin o vibrodesplazamiento...........................................68

4.5.1. Mtodo de mejora de terreno .......................................................68

4.5.2. Fundamento terico ......................................................................69

4.5.3. Proceso de vibrosustitucin ........................................................70

4.5.4. Vibrosustitucin por va hmeda.................................................71

4.5.5. Vibrosustitucin por va seca o vibrodesplazamiento...............72

4.5.6. Vibrosustitucin por va seca o vibrodesplazamiento...............73

4.5.7. Tcnica por va seca (vibrodesplazamiento) ..............................73

4.5.8. Comparacin entre vibrocompactacin y vibrosustitucin ......74

5. SOLUCIN ESCOGIDA...............................................................................75

6. MEDICIN DE PARMETROS GEOTCNICOS........................................75

7. POSIBLES EFECTOS COLATERALES......................................................81

7.1. OBJETIVO.............................................................................................83

8. MONITOREO ...............................................................................................83

9. RECOMENDACIONES Y CONCLUSIONES. ..............................................83

10. BIBLIOGRAFA. .......................................................................................84


4/89

PRESENTACIN

En los ltimos aos, los casos de registros indican fallas en laderas, diques

y depsitos de materiales, sin duda estos han potenciado el estudio del fenmeno

de licuefaccin en los suelos. Se sabe que el fenmeno se produce como

consecuenciala aplicacin de sobrecargas estticas o dinmicas; sin embargo, las

publicaciones dirigidas a este fenmeno, los investigadores sealansu

desencadenamiento bajo ciertas condiciones. Aun as, rara vez se ha llevado a

cabo, la mayora a ocurrir en condiciones dinmicas, especialmente en pases

con registros histricos de eventos ssmicos (Fourie et al., 2001 citado Pereira,

2005).

Debido a la altaprobabilidad de ocurrencia en condiciones extremas, como

el de origen inducido por eventos de actividad ssmica; la posibilidad de este

fenmeno se reduce a otros mecanismos disparadores, tales como el uso de

equipos, con el principio de vibracin, el trfico de vehculos constante y otras

operaciones de rutina a menudo para procesos de construccin y operacin de

diversos trabajos geotcnicos, se han estudiado poco.

Contextualizado la importancia de tales estudios, el objetivo de este trabajo

es presentar los principios fundamentales que rige el fenmeno de licuefaccin en

suelos arcillosos, y para los aspectos relacionados con los mecanismos para

desencadenar un proceso de este tipo, as mismo se har un nfasis aquellos que

son origen dinmico.

Conscientes de la importancia de la participacin directa en las obras deIngeniera Civil. Los integrantes del grupo N 02 ha unido los esfuerzos en la

recopilacin de informacin de los puntos a tratar en esta tema de investigacin;

asimismo ampliar conocimientos y prepararnos convenientemente para enfrentar

situaciones como futuros ingenieros.

Los Autores


5/89

INTRODUCCIN

Las cargas dinmicas que actan sobre cimentaciones y estructuras de

suelo pueden originarse por terremotos, explosiones de bombas, operaciones de

maquinarias y martillos, operaciones de construccin (hincado de pilotes),

explosiones en canteras, trfico intenso (incluyendo aterrizaje de aviones), viento,

carga debido a la accin de las olas en el agua, etc. La naturaleza de cada una

de estas cargas es bastante diferente una de otra, siendo los terremotos los que

constituyen la fuente ms importante de cargas dinmicas sobre estructuras y

cimentaciones.

En determinados suelos de naturaleza contractiva, es decir, con tendencia

a la disminucin de volumen durante el corte;es decir, suelos en los cuales los

espacios entre las partculas individuales estn completamente llenos de agua,

reduciendo la resistencia del suelo y su rigidez. A este fenmeno se le conoce

como licuacin y sus efectos asociados han sido responsables de una gran

cantidad de daos en terremotos histricos alrededor del mundo.

El diseo de la cimentacin de estructuras marinas presenta una serie dedificultades debido a la complejidad de las solicitaciones ejercidas sobre la

estructura, derivadas de la accin dinmica del oleaje y transmitidas al lecho

marino a travs de una compleja interaccin cimentacin-estructura, as como al

comportamiento no lineal del suelo en el que existe acoplamiento del agua

intersticial con el esqueleto slido.

Estas dificultades hacen de la dinmicaasociada a un lecho marinosubyacente y en las inmediaciones de un dique vertical resulte un problema

formidable. Parece que dicha dinmica no puede ser reproducible a travs de un

nico modelo sino que se necesita el acoplamiento de una serie de modelos

capaces de representar adecuadamente cada uno de los aspectos relevantes

involucrados, hacindose imprescindible el empleo de tcnicas ms sofisticadas.


6/89

1. PRESENTACIN DEL CASO.

1.1. TTULO DEL PROYECTO

DAOS A LAS PRESAS DE TIERRA Y DIQUES DE HOLANDA EN

RELACIN CON LA LICUEFACCIN DEL SUELO Y LA

SUSCEPTIBILIDAD EN ARCILLAS

1.2. CONTEXTO HISTRICO

Si hay un pas preocupado por la estabilidad de taludes es Holanda.

No tiene montaas, cierto, la mxima altura es de 321 msnm, pero tiene

diques, muchsimos, y los diques tienen taludes, uno a cada lado.

La denominacin oficial de Holanda es Pases Bajos, y el nombre no

se queda corto, son tan bajos que la viabilidad del 50% del territorio

depende de su sistema de diques. La ltima vez que fallaron, en

1953,hubo ms de 1.800 muertos y 70.000 evacuados, dando origen

al ambiciosoPlan Delta.

Visto lo anterior no resulta extrao que:

- LaUniversidad Tcnica de Delftsea muy buena en geotecnia de

suelos blandos

- Existan frmulas holandesas para muchos ensayos de

penetracin- Hayan creado un programa de elementos finitos para geotecnia,

como elPLAXIS

- Tengan un campo de pruebas a escala real para estudiar y

controlar la estabilidad de los diques,

llamadoIJkdijk(de ijken=calibrar ydijk=dique)
http://es.wikipedia.org/wiki/Inundaci%C3%B3n_de_los_Pa%C3%ADses_Bajos_en_1953http://es.wikipedia.org/wiki/Plan_Deltahttp://es.wikipedia.org/wiki/Universidad_T%C3%A9cnica_de_Delfthttp://www.plaxis.nl/http://en.wikipedia.org/wiki/IJkdijkhttp://en.wikipedia.org/wiki/IJkdijkhttp://www.plaxis.nl/http://es.wikipedia.org/wiki/Universidad_T%C3%A9cnica_de_Delfthttp://es.wikipedia.org/wiki/Plan_Deltahttp://es.wikipedia.org/wiki/Inundaci%C3%B3n_de_los_Pa%C3%ADses_Bajos_en_1953


7/89

Resistir el envite del mar del norte exige desarrollar ingeniosas

tcnicas de construccin, planes inteligentes y una complicada gestin

de los recursos.

Holanda es un tesoro hundido en el mar del norte, durante ocho siglos

el jardn de la Europa del norte ha desafiado valientemente a la

naturaleza y ha ido prosperando. Una tercera parte del pas reposa

inquieta por debajo del nivel del mar, gracias a un efectivo pero

anticuado sistema de diques.

El agua ha convertido a Holanda en una gran potencia martima, a

lo largo de la historia el mar ha demostrado ser el mayor aliado del pas,

pero en ocasiones su enemigo ms traicionero.

En Holanda todo el mundo sabe que el uno de febrero de 1953, fue

el da de la traicin del mar. La tormenta del siglo golpeo con toda su

furia en medio de la noche, el fuerte oleaje destrozo cientos de diques,

el mar del norte penetro en los pueblos costeros atrapando a sus

habitantes en sus casas. Casi 2000 personas se ahogaron esa noche.

Holanda no haba sufrido una tragedia mayor desde la segunda guerra

mundial

Los holandeses llevan 2000 aos construyendo diques, convirtiendo

las vegas y marismas en unas de las tierras ms frtiles del mundo. En

los aos 70 Holanda emprendi un programa llamado plan delta, un

gigantesco proyecto con un plazo de ejecucin de cincuenta aos quele declaraba la guerra al mar.

1.3. EL PLAN DELTA

Entre los grandes logros de Holanda esta la barrera"Eastern

Scheldt Barrier", una fortaleza de cemento y acero de 3 kms de largo.

La barrera permanece medio abierta y el mar pasa por debajo duranteel buen tiempo, pero cuando empeora 62 compuertas de tubos de

acero se sumergen en agua sellando la zona en aproximadamente una


8/89

hora, esta barrera protege la zona del suroeste de Holanda

comprendida entre la provincia de Zeelanda y el mar del norte, se

necesitaron 250 ingenieros para construirla.

Figura 1.1

Holanda es parte de un delta, 2 /3 partes del pas son tierras robadas

al mar. Tras contener el agua desde la poca romana, los holandeses

han vivido sobre tierras prestadas y con tiempo prestado, 10 millones

de personas viven sobre tierras reclamadas al mar y ahora tienen ms

razones que nunca para preocuparse.

Adems la tierra continua hundiendo se a un ritmo de un centmetro al

ao. Muchos holandeses viven muy cerca de los diques.

La conclusin que se extrajo de las investigaciones realizadas

despus de las inundaciones de 1995 y durante 2 aos, es que

Holanda necesitaba ms espacio para los ros, en concreto unas

300.000 hectreas de terreno, alrededor de un 10% de la superficie de

Holanda, lo que es todo un reto para el pas, ya que el 99% de esa

superficie est habitada.

Los holandeses ahora opinan de otra forma, ahora la poltica

consiste en mantener el agua almacenada donde ha cado durante un

cierto tiempo.


9/89

En 1999 los holandeses construyeron la primera casa flotante

moderna, basada en un diseo canadiense, no hay humedades en el

stano, y ya hay ms de 20.000 personas que aguardan para comprar

una casa flotante.

Los holandeses han comenzado a construir casas sobre suelo firme

que son capaces de flotar durante las crecidas, se conocen como casas

anfibias.Como ven la lucha contra el agua de los holandeses ha dado

lugar a algunas de las obras de ingeniera ms grandes del mundo.

Los trabajos ligados al plan delta fueron desarrollados en un

periodo de 30 aos y comprenden:

Stormvloedkering Hollandse IJssel (1958)

Zandkreekdam (1960)

Veerse Gatdam (1961)

Grevelingendam (1965)

Volkerakdam (1969)

Haringvlietdam (1971)

Brouwersdam (1971)

Markiezaatskade (1983)

Oosterscheldekering (1986)

Oesterdam (1987)

Philipsdam (1987)

Bathse spuisluis (1987)

Maeslantkering (1997)

Esta es la obra ms destacada del plan delta, Oosterscheldekering,

que est considerada una de la siete maravillas del mundo moderno

segn la American Society of Civil Engineers.


10/89

Figura 1.2

Sin embargo, el Plan Delta, que se dio por concluido en 1997, se ha

revelado tambin insuficiente con vistas a los cambios climticos por

venir, ya que los expertos creen que de aqu a fines del siglo XXI el

nivel del Mar del Norte podra elevarse entre 65 centmetros y un metro

cincuenta, lo cual hara obsoleta incluso la impresionante barrera de

Maeslankering. Otro peligro viene de los ros, los cuales crecen

tambin con los cambios climticos y el aumento de las lluvias.

Ya hubo crecidas e inundaciones importantes en 1993 y 1995 y para

evitar otras se ha creado el programa Ms Espacio para los Ros,

explica su director, Ingwe de Boer. Ya no se construirn ms diques.

Ahora en vez de canalizar las aguas con los diques, se prefiere

expandir las aguas. Queremosdespolderizarlas tierras, es decir,

devolverlas a los ros. Y en Rotterdam se est construyendo un

inmenso tanque en el que se podr almacenar el agua de las lluvias

mientras sea necesario.

Holanda, pas rico del norte de Europa, se prepara as para afrontar

la peor de las hiptesis cientficas: el calentamiento global de 6 grados

hacia finales de este siglo.

1.4. DESCRIPCIN DEL PROYECTO


11/89

La lista de daos y de fallos registrados en este tipo de estructuras,

asociados a la interaccin entre los distintos fenmenos involucrados

en la respuesta dinmica de un dique vertical de cajones ante la accin

del oleaje, es a da de hoy muy numerosa, pudindose destacar las

averas siguientes: Bizerta, Tnez (1903-1905-1915), Valencia,

Espaa (1926), Catania, Italia (1933), Niigata, Japn (1976), etc.

Una de las conclusiones principales a las que lleg el trabajo

desarrollado en el Instituto Noruego de Geotecnia (de Groot et al.,

1996), perteneciente a las investigaciones del grupo europeo

multidisciplinar MASTII, estableci la interaccin entre los distintos

fenmenos involucrados en la respuesta de un dique vertical de

cajones ante la accin del oleaje, a saber, generacin instantnea de

presin de poros, la acumulacin residual de la presin de poros y la

dinmica asociada al movimiento oscilatorio del cajn, como uno de los

aspectos que no haban sido abordados hasta la fecha. Ms an, el

informe final del MASTIII, publicado en 2001, segua haciendo

referencia a la necesidad de profundizar en el entendimiento de la

interaccin oleaje-estructura-cimentacin, prestando especial atencin

a los estados de fallo inducidos por la inestabilidad de la cimentacin.

Debido a que el fenmeno de interaccin lecho marino-banqueta de

apoyo-cajn-oleaje no queda circunscrito a una disciplina concreta de

la ingeniera, sino que involucravarias de ellas, y teniendo en cuenta

las limitaciones de los cdigos comerciales paratratar fenmenos de

estas caractersticas, se opt por desarrollar plenamente laresolucinnumrica de las ecuaciones de gobierno planteadas, realizando un

programaen el lenguaje M del entorno Matlab, llamado ADNDICA,

cuyas siglas significanAnlisis Dinmico de Diques de Cajones.

Este programa puede ser empleado en el diseo de la cimentacin

de estructuras marinas de gravedad, permitiendo el anlisis de los

aspectos fundamentalesinvolucrados en el comportamientogeomecnico asociado a la cimentacin de este tipode estructuras, a

saber, i) la compleja interaccin cajn-banqueta de apoyo, derivada


12/89

delas acciones dinmicas y cclicas del oleaje, esencial para poder

estimar las tensionestransmitidas al lecho marino, ii) el acoplamiento

del agua intersticial del suelo de lacimentacin con el esqueleto slido,

esencial para valorar la influencia de la variacinde la presin de poros

influida por la compresin elstica del fluido intersticial, ascomo por la

compresin y dilatacin elstica del esqueleto del suelo en

combinacincon un drenaje limitado y iii) el posible cambio gradual de

resistencia y rigidez delterreno debido a la accin de cargas repetitivas

y/o la consolidacin, imprescindiblepara evaluar la degradacin del

lecho marino y su comportamiento a largo plazo.

1.5. EL ESTADO DE ARTE

Las estructuras costeras instaladas en medios marinos cambian el

patrn de las corrientes martimas en sus inmediaciones. Las

condiciones del flujo de agua marina alrededor dela estructura no solo

afecta a las presiones de ola ejercidas sobre la estructura, si no que

a su vez pueden inducir instabilidad en el fondo marino. La obtencin

de las presiones ejercidas por el oleaje sobre las estructuras marinas

ha sido una de las principalespreocupaciones de los ingenieros a la

hora de disear estructuras martimas (Oumeraci1994a), sin embargo,

el anlisis de la estabilidad del fondo marino subyacente y en

lasinmediaciones de estructuras martimas ha captado la atencin de

los ingenierosmartimos geotcnicos ms recientemente.

En las ltimas dcadas, se ha realizado un esfuerzo considerable enel anlisis de la interaccin ola-terreno-estructura marina. El principal

motivo por el que ha crecido esteinters, se debe a que un nmero

importante de estructuras marinas, diques verticales,cajones,

gaseoductos, etc., han sido daadas por causas derivadas de la

respuesta delterreno ante la accin del oleaje en vez de por

deficiencias en la construccin (Jeng2003).

El diseo de la cimentacin de estructuras marinas presenta una

serie de dificultades como la obtencin de las fuerzas ejercidas sobre


13/89

la estructura, derivadas de la accindinmica del oleaje y transmitidas

al fondo marino a travs de una compleja interaccincimentacin-

estructura; el acoplamiento del agua intersticial de los suelos de

lacimentacin tanto con el esqueleto slido como con el agua de mar

as como laprediccin del comportamiento de los suelos bajo un

nmero elevado de ciclos de carga(Pastor et al. 2006).

Del anlisis se deduce que la cimentacin de estructuras marinas

presenta una serie importante de problemas debido a la naturaleza

cclica y dinmica delas acciones derivadas del oleaje, al fenmeno

altamente transitorio involucrado en lainteraccin suelo-estructura, al

comportamiento no lineal del suelo y al acoplamientocon la presin

intersticial (Pastor et al. 2006). Esta complejidad ha conducido a

losinvestigadores (De Groot et al. 1996) a distinguir cuatro grupos de

fenmenos relevantes:

Aspectos dinmicos.

Influencia de la inercia de la estructura y masas aadidas (agua,

terreno) sobre las cargas que se transmiten al terreno debidas a la

accin del oleaje.

Presin de poros instantnea.

Variacin de la presin de poros influida por la compresin elstica

del fluido intersticial, as como por la compresin y dilatacin elstica

delesqueleto del suelo en combinacin con un drenaje limitado.

Degradacin del Terreno.

Cambio gradual de la resistencia y la rigidez del terreno debido a la

accin de cargas repetitivas y/o la consolidacin.

Consecuencias

Inestabilidad.


14/89

Deformacin permanente, pudiendo causar el fallo de la estructura

por deslizamiento sobre la base del cajn, por colapso de la banqueta

deescollera o del subsuelo.

Los tres primeros epgrafes del listado anterior contemplan los

aspectos fundamentales que tiene que incorporar todo modelo que se

desarrolle para analizar el comportamientogeomecnico asociado a la

cimentacin de una estructura marina de gravedad. Elprimero de los

grupos resaltados en esta lista hace referencia a la compleja

interaccincimentacin-estructura, derivada de las acciones dinmicas

y cclicas del oleaje. Elsegundo hace referencia al acoplamiento del

agua intersticial del suelo de lacimentacin tanto con el esqueleto

slido como con el agua del mar. El tercer grupohace referencia a la

relacin tensin-deformacin del terreno, de caractersticas nolineales,

dependiente de la historia de deformaciones y sensible a las cargas

cclicas.

La combinacin de estos aspectos provoca que la distribucin de

tensiones y deformaciones bajo las estructuras costeras de gravedad

sea altamente no lineal. Unejemplo de esta distribucin se puede

apreciar de forma esquemtica en la Figura 1.3

Tal y como se puede observar en esta figura, la concentracin

principal dedeformaciones se desarrollan bajo las esquinas de la

estructura, en posibles zonas dbiles del terreno y alrededor de

salientes en caso de haberlos.


15/89

Figura 1.3Estado tensional no uniforme bajo una estructura

gravitatoria marina

Los primeros avances logrados en el anlisis de la dinmica

asociada a un lecho marino derivada de la accin del oleaje se han

desarrollado sin considerar la existencia de unaestructura marina en

las inmediaciones. Estos avances se centraron principalmente

enanalizar el fenmeno del acoplamiento del agua intersticial del lecho

marino tanto conel esqueleto de suelo como con el agua de mar.

Estos desarrollos, a pesar de noconsiderar la existencia de una

estructura costera, permiten comprender algunos de losaspectos

bsicos del comportamiento del suelo marino ante la accin del oleaje.

En elpresente estado del arte, se aborda en primer lugar distintas

aproximaciones tericas yexperimentales propuestas para analizar la

dinmica asociada a un lecho marino sobre elque no se ha instalado

una estructura costera.

1.6. PROBLEMA A INVESTIGAR.

Este proyecto, surgido de la necesidad de profundizar en el anlisis de

la problemtica geotcnica asociada a los diques verticales, cuando

estos se cimientan en terrenos marinos con deficientes

caractersticasmecnicas, puso de manifiesto la importancia de

considerar la interaccin oleaje estructura - cimentacin a la hora deanalizar la estabilidad de este tipo de estructuras.

Asimismo analizar el comportamiento dinmico de la cimentacin de

undique ante la accin del oleaje, en terrenos arcillosos, prestando

especial atencin a la generacin y evolucin de la presin intersticial

con laconsiguiente susceptibilidad de licuefaccin del terreno.

1.7. Generacin de presin de poros sin presencia de estructuras

martimas.


16/89

Cuando las olas se propagan sobre los ocanos, estas generan una

presin dinmica de agua sobre el lecho marino. Estas fluctuaciones

en la presin inducen cambios en lapresin de poros y en la tensin

efectiva en el terreno que compone el fondo. En estaseccin,

mostraremos las diversas formulaciones existentes para describir la

respuestadel terreno ante la accin del oleaje, revisando las

investigaciones previas en el rea dela interaccin oleaje-lecho marino.

En general, se han observado dos mecanismos en la respuesta del

terreno inducida por la accin del oleaje tanto en ensayos de laboratorio

como en medidas de campo,dependiendo de la manera en la que se

genera la presin de poros en el terreno (Jeng ySeymour 2007). Uno

de estos mecanismos es el causado por la naturaleza acumulativadel

exceso de la presin de poros, apareciendo en los estadios iniciales de

la cargacclica. Este mecanismo provoca cambios en la rigidez y en la

resistencia del terrenocon el tiempo, pudindose generar estados de

inestabilidad debido a la degradacin delas caractersticas

geomecnicas del fondo marino. El otro mecanismo est generado

porla presin de poros oscilatoria y va acompaado por el

amortiguamiento de la amplitudy el desfase temporal en cambios de la

presin de poros (Madsen 1978; Yamamoto etal. 1978). Este segundo

mecanismo es causado por la respuesta instantnea acoplada

delesqueleto de suelo y la presin de poros. En la Figura 1.4 se puede

apreciar de formaesquemtica estos dos mecanismos de generacin

de presin de poros.


17/89

Figura 1.4 Esquema conceptual de los dos mecanismos de generacin de la

presin de poros (no est en escala).

1.8. Propiedades relevantes del terreno relacionadas con la

determinacin de la respuesta de un lecho marino ante la accin

del oleaje.

El terreno es un material complejo y su comportamiento, observado insitu o a travs de ensayos de laboratorio, depende de una gran

cantidad de variables, entre ellas las ms importantes son la

composicin del terreno (tamao de los granos, contenido de arcilla,

etc.), la historia de cargas (trayectorias de carga, grado de

sobreconsolidacin, etc.) y las condiciones de drenaje. El suelo es un

material con varias fases. Las partculas de mineral, constituyen la fase

slida en forma de esqueleto del suelo. Los poros del terreno puedencontener las fases lquidas (agua de poros) y/o de gas (aire de poros).

Cada una de estas fases se comporta de una forma diferente,

interactuando entre ellas y afectando el comportamiento del terreno

(Potts et al. 2002). Sin lugar a duda, de las distintas fases que

componen un terreno, la modelizacin del esqueleto del suelo es la

ms compleja y la que determina el comportamiento por deformacinde toda la mezcla (De Boer 1996). Debido a esta complejidad, tal y

como se ver en posteriores apartados de este estado del arte, la


18/89

mayora de los modelos tericos desarrollados hasta la fecha han

considerado que el esqueleto del suelo es rgido o se rige por una ley

tensodeformacional elstica lineal.

La permeabilidad, que se puede describir como una medida de lo

rpido que un fluido puede transmitirse a travs de los poros del

terreno, es una las variables ms analizadas que afectan a la respuesta

del terreno inducida por el oleaje en un medio poroso. Los sedimentos

marinos subyacentes a la interfaz agua-lecho marino pueden sufrir

consolidacin debido al peso propio y a la presin de agua sobre l.

Esta consolidacin conlleva una disminucin de la porosidad

acompaada por un incremento del peso especfico del terreno.

Evidencias de este fenmeno a distintas profundidades del lecho

marino han sido expuestas por diversos investigadores (Samarasinghe

et al. 1982; Bennett et al. 1990).

El mdulo tangencial es otro parmetro importante en la determinacin

de la respuesta de un lecho marino ante la accin del oleaje. Se puede

definir como el coeficiente deproporcionalidad en la relacin entre la

tensin tangencial y la deformacin tangencial.

Este coeficiente puede variar debido a la accin repetitiva del oleaje

sobre la superficie del lecho marino, pudiendo inducir la inestabilidad

del terreno. La rigidez del suelo enun lecho marino natural normalmente

crece con la profundidad como consecuencia delaumento de la presin

de confinamiento. Algunas evidencias relacionadas con lavariacin delmdulo tangencial del terreno al aumentar la profundidad han

sidoexpuestas en distintos artculos (Suzuki et al. 1991).

En realidad, la mayora de los sedimentos marinos muestran un

cierto grado de anisotropa, manifestando distintas propiedades

elsticas segn si consideramos unadireccin vertical u horizontal.

Esta es causada por la manera en la que se depositan los sedimentosen el lecho marino, la forma particular de los granos que forman

elesqueleto del suelo y de la historia tensodeformacional.


19/89

Sin embargo, una gran variedadde materiales muestran formas

limitadas de anisotropa. Por ejemplo, cuando unmaterial se deposita

verticalmente y es sometido posteriormente a una tensin

uniformehorizontal tiende a mostrar un eje vertical de simetra

mostrando una estructuratransversalmente istropa (Graham y

Houlsby 1983). Es de notar que la anisotropa aquexpuesta hace

referencia al comportamiento mecnico debido a

cambiostensodeformacionales. Tambin se puede considerar una

anisotropa hidrulica debida una permeabilidad diferida y a cambios

de la porosidad.

Un lecho marino suele estar formado por diversas capas de terreno

con distintas propiedades geomecnicas. Por ejemplo, los sedimentos

en los campos petrolferos de Ekofisk, en el Mar del Norte, muestran

una capa superior de un 75 m compuesto por una mezcla de arena y

arcilla bajo la cual se ha detectado una capa de arcilla (Bjerrum 1973).


20/89

Figura 1.5Definicin de parmetros en la interaccin ola-lecho

marino

Figura 1.6 Relacin entre la velocidad de las ondas de compresin y

el grado de saturacin para varias profundidades de agua

Los diques verticales tienen unas formas de rotura (modos de fallo) que

son especficosde este tipo de obras. A continuacin se pasa a analizar

aquellos modos de fallogeotcnico adscritos a Estados Lmite ltimos

ms importantes, los cuales quedanrecogidos en la Figura 1.7

Figura 1.7Modos de fallo geotcnico adscritos a Estados Lmite

ltimos ms importantes, asociados al dique vertical. ROM 0.5-05.


21/89

Para la verificacin de la seguridad de los diques verticales frente a los

modos de fallogeotcnico, la accin variable predominante es la debida

a la accin del oleaje y demsoscilaciones del mar.

Los empujes sobre la estructura o cuerpo central del dique y la

subpresiones en sucimiento, as como las acciones transmitidas a la

banqueta de cimentacin y laspresiones intersticiales generadas tanto

en la banqueta como en el terreno natural por eltemporal de clculo,

son de difcil evaluacin, siendo necesarios clculos

dinmicosespecficos del conjunto suelo-estructura al ser solicitado por

dicha accin.

El comportamiento dinmico de los diques verticales depende del

perodo y magnitudde la accin del oleaje y, especialmente, de la

respuesta del conjunto suelo-estructura alser solicitado por dicha

accin. De acuerdo con lo sealado en la ROM 0.5-05

esparticularmente significativo cuando la accin debida al oleaje tenga

un perodoprximo a alguno de los perodos naturales de oscilacin del

conjunto suelo-estructura.

1.9. Procesos ms relevantes asociados a la interaccin oleaje-dique

vertical lecho marino.

La generacin y acumulacin de presin de poros en un lecho marino,

subyacente a un dique vertical de cajones, depende del tipo de oleaje

y de las cargas inducidas por esteas como de una serie de parmetros

que describen el dique vertical y su cimentacin.

La respuesta de un lecho marino subyacente y en las inmediaciones

de un dique vertical puede ser descompuesta en dos modos diferentes,

a saber, un modo debido almovimiento del oleaje y otro debido al

movimiento del cajn. Ambos modos puedenverse de forma

esquemtica en la Figura 1.8


22/89

Figura 1.8 Procesos y parmetros asociados con la generacin y

acumulacin de presin de poros en un lecho marino subyacente a un

dique vertical sometido a la accin del oleaje. (Kudella et. al, 2006).

2. JUSTIFICACIN.

En este trabajo se promueve criterios simples basados en parmetros delsuelo,nos ayuda dan una idea respecto a suelos licuables y suelos limosos no

licuables. Un breve repaso de las caractersticas fsicas de limos y arcillas se


23/89

da primero para ayudar a aclarar algunos conceptos errneos acerca de los

suelos limosos. El contenido de arcilla y lmite lquido son entonces

considerados como parmetros "clave" de los suelos que ayudan a determinar

si son licuables y suelos limosos no licuables. Varias historias de casos son

presentados que ilustran la aplicabilidad de utilizar el contenido de arcilla

como un parmetro "clave" del suelo. Se llama la atencin una analoga entre

el lmite lquido y la fuerzacortante de un suelo.

Esta analoga se expande para mostrar que el lmite lquido puede ser

considerado como un parmetro clave del suelo, que da una medida relativa

de la susceptibilidad de licuefaccin.

Insuficiencias de basar los criterios para la licuefaccin de los suelos

limosos en un solo parmetro "clave" son finalmente discutibles, lo que lleva

a la promocin de criterios simples para la licuefaccin de los suelos limosos,

utilizando conjuntamente tanto el contenido de arcilla y los parmetros del

suelo lmite de lquidos.

2.1. INTRODUCCIN

La mayora de los estudios de licuefaccin hasta la fecha se han

concentrado en las arenas relativamente limpias. Comparativamente la

investigacin sobre licuefaccin se ha llevado a cabo en suelos dentro

del rango de tamao de grano de arena muy limosa a limo con o sin

algn contenido de arcilla. Estos suelos limosos se encuentran con

frecuencia en la prctica de la ingeniera, y hay una abundancia depruebas para demostrar que pueden ser susceptibles a la licuefaccin.

Como diseadores de infraestructuras resistentes a los terremotos,

a menudo en ambientes de suelos limosos, los ingenieros necesitan

saber que los suelos limosos son susceptibles a la licuefaccin. En este

trabajo se promueve criterios simples basados en parmetros "clave"

del suelo que ayudan licuables particiny los suelos limosos nolicuables.


24/89

En el contexto de este trabajo, la licuefaccin se define como el

fenmeno donde las altas presiones de exceso de poros son inducidas

bajo carga cclica (se acerca a las presiones de confinamiento efectivas

verticales iniciales), lo que lleva a la prdida severa de resistencia y

rigidez.

2.2. SUSCEPTIBILIDAD DE LICUEFACCIN EN SUELOS LIMOSOS

Hay un grado de confusin en la profesin de la ingeniera sobre la

susceptibilidad de licuefaccin de los suelos limosos. Debido a que el

tamao de grano del sedimento cae entre la de arena y arcilla, a

menudo se supone que la susceptibilidad de licuefaccin de limos

tambin debe caer en algn lugar entre la alta susceptibilidad de las

arenas y la no susceptibilidad de las arcillas.

La confusin acerca de la susceptibilidad de licuefaccin de los

suelos limosos se agrava an ms cuando limos y arcillas se acoplan

bajo la sola partida - "finos".

De hecho, esencialmente puede ser visto como arena muy fina. El

lmite de tamao de grano entre la arena y limo se fija en 0.074mm.

Esto corresponde a lo que puede y no puede ser visto por la vista. El

hecho de que los granos de limo no se pueden ver, no otorga sobre

ellos tiene caractersticas fsicas muy diferentes a las de la arena.

Para ilustrar, granos de limo y granos de arena en general

comprenden los minerales que forman rocas. Las formas degranos de

limo vienen en las mismas formas que las de los granos de arena. Por

otra parte, fuerzas de atraccin, tales como enlaces de hidrgeno y de

van der Waals son insignificantes entre los granos de sedimento, tal

como lo son entre los granos de arena (Mitchell, 1976).

La arcilla tiene poco parecido con la arena y limo. El lmite de tamao

de grano entre limo y arcilla se establece generalmente a 0.002mm.


25/89

Japn y China fijan el lmite en 0.005mm. Significativamente, la

mayora de los granos ms finos que 0.002mm tienden a formar

minerales de arcilla, y la mayora de los granos ms grandes que

0.002mm tienden a formar minerales que forman rocas.

Debido a su mineraloga, los granos de arcilla tienden a ser en forma

de plaquetas brillantes, y la plasticidad de exposiciones. Esta

plasticidad es causada por enlaces de hidrgeno y fuerzas de van der

Waal de bonos de atraccin entre las granos forma placas.

Basado en las caractersticas fsicas de limos y arcillas descritas

anteriormente, se esperara que la susceptibilidad de licuefaccin de

limos ser similar a la de arenas y diferente a la de las arcillas. La

pregunta es, a qu contenido de arcilla no hay susceptibilidad de

licuefaccin de suelo limoso de un cambio de parecerse a la

susceptibilidad de las arenas, o de manera peculiar de parecido a la no

susceptibilidad de arcillas?

2.3. PARMETROS DEL SUELOS ARCILLAS - LIMOSAS LICUABLES Y

NO LICUABLES

Seed et al. (1983) describen a criterios derivados de historias de

casos en China (Wang, 1979), que proporcionan una base para dividir

los suelos arcillosos vulnerables a la prdida de fuerza severa como

consecuencia de los temblores.

Los suelos arcillosos vulnerables a la prdida de resistencia severa

parecan tener las siguientes caractersticas:

Arcilla contenido (definido como% ms fino que 0.005mm)


26/89

promover su aplicacin en suelos limosos. El contenido de arcilla y

lmite lquido slo se consideran como parmetros del suelo "clave" que

los licuables y suelos limosos no licuables. El contenido de agua no se

considera como una "llave" parmetros del suelo, debido a su

sensibilidad a las fluctuaciones de los factores ambientales, y los

errores que surgen durante el muestreo del suelo.

2.4. CONTENIDO DE ARCILLA.

Hay historias de casos que muestran amplios suelos limosos con un

bajo contenido de arcilla natural (arcilla definido como granos ms finos

que 0.002mm en este documento) son susceptibles a la licuefaccin.

Un breve anlisis de varias historias de casos sigue:

Figueroa et al. (1995) examinaron la distribucin del tamao de

grano de las muestras de suelo recogidas de licuefaccin relacionada

con expulsin de granos de arena generados en el Bajo de San

Fernando Dam, California durante el terremoto de Northridge de 1994.

La distribucin del tamao de grano de los furnculos se muestra en la

Figura 2.1 La distribucin del tamao de grano indica que la licuacin

del suelo era arena muy limosa con un contenido de arcilla de menos

de 10%.

Figura 2.1.Distribucin por tamao de grano LSFD Suelos (despus

Figuroa et al. 1995)


27/89

Kishida (1970) observ la distribucin del tamao de grano

expulsado en Nanaehama Beach, Japn durante el terremoto de 1968.

En Tokachioki, el material expulsado consista en limo arenoso con el

contenido de arcilla de menos de 10% (Figura 2.2). Kishida indic que

la distribucin del tamao de grano de la muestra mostr buen acuerdo

con el tamao de granodistribucin de los suelos situados a una

profundidad de 1m a 12m. Estos suelos variaron de arena limosa a limo

arenoso tambin con contenido de arcilla de menos de 10% (Figura

2.3). La distribucin del tamao de grano de la muestra no obstante

coinciden esos suelosa una profundidad de 12m a 17m. Estos suelos

tenan un contenido de arcilla superior a 10% y parecan no han

licuado.

Figura 2.2Distribucin por tamao de grano arena (despus Kishida,

1970)

Figura 3Distribucin por tamao de grano arena (despus Kishida,

1970)


28/89

Tokimatsu y Yoshimi (1983) documentaron 70 historias clnicas de

licuefaccin en el interior de Japn como resultado de 10 terremotos,

as como cerca de 20 historias clnicas de licuefaccin fuera de Japn.

Un cuadro de clasificacin triangular que muestra los tamaos de grano

de la arena limosa a suelos limo ligeramente arenosas que licuados se

prepar (Figura 2.4).

Tokimatsu y Yoshimi muestran un punto de corte para la

susceptibilidad de licuefaccin con un contenido de arcilla del 20%. Sin

embargo, un punto de corte con un contenido de arcilla de

aproximadamente 15% puede ser ms adecuado. Adems, la arcilla se

define como granos ms finos de 0.005mm. Para arcilla definido como

granos ms finos que 0.002mm, como se usa en este documento, un

punto de corte final para la susceptibilidad de licuefaccin con un

contenido de arcilla de alrededor de 10% sera apropiado.

Figura 2.4Tamao de grano de Suelos licuados (despus Tokimatsu

y Yoshimi, 1983)

Tuttle et al. (1990) documentaron la licuefaccin perjudicial que se

produjo a Ferland, Canad durante el terremoto de 1988. Saguenay

grano curvas de distribucin de tamao de los granos que

sobresalieron, adems indic que la licuefaccin del suelo se produjo

en una arena muy limosa limo a poco de arena con un contenido de

arcilla inferior al 10% (Figura 2.5). Este suelo estuvo presente en una


29/89

profundidad entre 1,5 y 9,0 m. Limo arcilloso a una profundidad de

aproximadamente 0,5 m 1,5 m, y arcilla limosa a una profundidad de

alrededor de 9m a 11m, no estaban presentes en los granos y parece

que no han licuado.

Figura 2.5Distribucin del Tamao de Granos de los Suelos

(despus Tuttle et al. 1990)

Wang (1979) registr la ocurrencia de licuacin en arena limosa

suelos ligeramente arenosos limo durante el terremoto de Haicheng,

China de 1975 y el terremoto de Tangshan, China, de 1976, y prepar

un grfico muy revelador que indica los tamaos de grano de estos

suelos (Figura 6 ). Wang muestra un punto de corte para lasusceptibilidad de licuefaccin en un contenido de arcilla de 15%. Sin

embargo, la arcilla se define como granos ms finos de 0.005mm. Para

arcilla definido como granos ms finos que 0.002mm, como se usa en

este documento, un punto de corte para la susceptibilidad de

licuefaccin con un contenido de arcilla de alrededor de 10% sera

apropiado.

Los casos anteriores ilustran la licuefaccin de los suelos limosos y,

adems, la aplicabilidad de utilizar el contenido de arcilla como


30/89

unparmetro "clave" del suelo que divide los suelos limosos licuables

y no licuables. Por otra parte, el caso anteriorhistorias refuerzan el

criterio contenido en arcilla esbozado por Seed et al. (1983). Este

criterio se ve reforzada por la observacin de Seed et al. (1964), donde

se demostr que en alrededor de un contenido de arcilla natural 10%.

Por lo tanto para el contenido de arcilla superior a aproximadamente

10%, el desafo sera controlar las propiedades fsicas de una arena

arcillosa.

2.5. LMITE LQUIDO.

Un criterio lmite lquido estaba entre tres criterios esbozados por

Seed et al. (1983) que los suelos arcillosos de particin vulnerables a

la prdida de resistencia severa. El criterio de lmite lquido se

considera apropiado como se explica a continuacin:

El lmite lquido de un suelo puede ser definida como el contenido de

agua en el que el suelo tiene una resistencia a la cizalladura de

aproximadamente 25 gramos / cm2 (Seed et al. 1964). La resistencia

al corte de un suelo de plstico se puede atribuir principalmente ala

fuerza de atraccin neta entre granos de arcilla.

Como el contenido de agua se puede utilizar para determinar la

relacin de vacos de un suelo,y la relacin de vaco es una medida de

la separacin media entre el grano, el lmite lquido puede ser

visualizado como una medidade la separacin de grano en el que lafuerza de atraccin neta produce una resistencia a la cizalladura de

aproximadamente 25 gramos / cm2(Et Semilla al. 1964).

Por lo tanto un suelo limoso con un alto lmite lquido tendr una alta

fuerza de atraccin neta principalmente entrecualquier grano presente

de arcilla. Esta fuerza de atraccin tiende a inhibir la licuefaccin,

otorgando en el suelo limoso una relativamente baja susceptibilidad ala licuefaccin. De ello se desprende que un suelo limoso con un lmite

lquido de baja se debe esperartener una relativamente alta


31/89

susceptibilidad a la licuefaccin, por lo tanto, justificar la aplicabilidad

de la utilizacin de lmite lquidocomo una "llave" de parmetros del

suelo que divide los suelos limosos licuables y no licuables.

Adems, el lmite lquido esproporcional al contenido de arcilla como

se discute por Seed et al. (1964), donde se fue tambin tom nota de

que el mximolmite lquido de una arcilla natural es de

aproximadamente 300. Para un suelo licuables, un lmite lquido lmite

superior de alrededor de30 (10% de 300) es consistente con el 10% de

arcilla criterio discutido anteriormente.

2.6. PERFECCIONAMIENTO DE LOS CRITERIOS PARA

LICUEFACCIN DE SUELOS LIMOSOS.

Un criterio para la licuefaccin de los suelos limosos basado en el

parmetro contenido de arcilla solo, no aborda adecuadamente los

casos en que, en un extremo, arcilla de granos de tamao no son

plstico, y en los otros granos de tamao extremo, no son de arcilla el

plstico. Un ejemplo del primer extremo es de minas y canteras de

relaves. Minas y canteras relaves a menudo tienen un alto contenido

de roca triturada derivados, granos de tamao de arcilla no plstico.

Los estudios han demostrado estos suelos para ser

altamentelicuable (Rogers et al. 1991 y Ishihara, 1985). Un ejemplo del

otro extremo est Mica. La mica es un mineral que altera a los

minerales de arcilla, ilita y montmorillonita. Mica exhibe plasticidad y seencuentra con frecuencia en el rango de tamao de limo. El uso de un

criterio de lmite lquido junto con un criterio contenido de arcilla ayuda

a solucionar esta situacin.

El criterio de lmite lquido descrito por Seed et al. (1983) se bas en

los datos de China (PRC) (Wang, 1979). En la Repblica Popular

China, lmite lquido se determina por el aparato penetrmetro de conoPRC otoo.


32/89

Koester (1992) en comparacin lmites lquidos determinados por

el aparato de penetrmetro de cono PRC cada, con lmites de

lquidos determinados por el aparato de percusin Casagrande, y se

encontr que el aparato penetrmetro de cono cada PRC dio lmites

superior lquidos. Basado en el trabajo de Koester, un lmite lquido

de 35 determinado por el aparato de penetrmetro de cono cada

Repblica Popular China, esequivalente a un lmite lquido de

aproximadamente 32 determinado por el aparato de percusin de

tipo Casagrande.

3. PARMETROS GEOTCNICOS PLANTEADOS.

3.1. Situacin geolgica

Los deltas del Bess y del Llobregat (figura 3.1) son de edad geolgica

muy joven, ya que se han formado durante el Holoceno (Cuaternario

reciente), que comport la elevacin del nivel del mar en unos 100 m,

hace unos 15.000 aos. Entre los sedimentos deltaicos se encuentran

limos y arcillas de las llanuras de inundacin, arcillas depositadas en

las marismas asociadas a los deltas, arenas y gravas fluviales, arcillas

y limos sedimentadas en el frente deltaico, y tambin arenas litorales y

de playa.


33/89

Figura 3.1 Los deltas del Bess y del Llobregat

Las unidades litoestratigrficas que componen el delta moderno se

describe n a continuacin en orden estratigrfico de muro a techo:

Nivel aluvial inferior

Formado por gravas rodadas y arenas con gravas, y que representan

los sedimentos aluviales anteriores al delta.


34/89


35/89

inmica de uelos

Nivel intermedio de sedimentos

Son los sedimentos depositados en la parte sumergida del frente

deltaico, y estn constituidos por materiales finos: arcillas y limos,

limos arenosos y arenas finas o limosas, generalmente grises. Nivel detrtico superior

Formado por arenas medias y gruesas, bastante limpias, de

coloracin marrn, que representan la sedimentacin fluviodeltaica y

litoral que progresa sobre los sedimentos del delta.

3.2. Caractersticas del dique y los materiales de cimentacin

3.2.1. Estructura

El dique en estudio en el presente trabajo se trata de un dique

vertical, que segn Surez Bores (Bores 1979) puede ser

definido como un paramento vertical, monoltico, rgido, de

pared impermeable y de comportamiento gravitatorio, que se

caracteriza por la reflexin prcticamente total de la energa del

oleaje, sin intentar variar su comportamiento, ni laminarla por

transmisin o disipacin del impacto, sino, solamente

devolviendo la accin de trenes sucesivos de olas. En la figura

3.2 se pueden apreciar distintos tipologas de dique vertical.

Figura 3.2 Distintos tipos de diques compuestos (M.Martn, 2010)

Los diques verticales compuestos funcionan como un dique en

talud cuando la marea es baja y como una pared vertical si la


36/89

inmica de uelos

Dinmica de Suelos 36

marea es alta. De acuerdo con esta apreciacin, la definicin

de dique vertical no se limita exclusivamente a las estructuras

que se establecen directamente sobre el lecho marino, sino que

tambin incluye a las estructuras apoyadas sobre banquetas.

Los diques verticales representan un diseo ptimo para

colocarlo entre los 10 y 20 metros de lmina de agua. No

compite en calados inferiores a 10 metros en los que debe

sustituirse por bloques u hormign sumergido.

En la figura 3. 3 se puede apreciar, de forma esquemtica, el

perfil de un dique vertical de cajones incluyendo, cajn,

banqueta de apoyo y terreno de cimentacin.

Figura 3.3 Diques verticales de cajones (M. Martn, 2010)

El efecto principal de la banqueta de escollera en los diques

verticales compuestos es la de distribuir el peso del cajn sobre

el lecho marino. As cuanto ms alta sea ms repartida se

encontrar la carga muerta del cajn. Sin embargo, al aumentar

la altura de la banqueta de escollera, se incrementa laintensidad de las presiones de ola sobre el paramento vertical

del dique.

Las ventajas del empleo de diques verticales en comparacin

con los diques en Talud pueden ser resumidas a travs de los

siguientes aspectos (Franco 1994):

Los diques verticales suelen ocupar menos volumen por loque requiere menos cantidad de material para su construccin.


37/89

inmica de uelos

sta es la mayor ventaja de los diques verticales que los hace

ms econmicos, especialmente en aguas profundas.

Los diques verticales requieren menos mantenimiento en

comparacin con los diques en talud. Esto es debido

principalmente a que los bloques de hormign empleados en

estos ltimos necesitan de mantenimiento ms frecuente.

La construccin de los diques verticales suele ser rpida,

reduciendo los posibles fallos durante la construccin as como

el impacto ambiental. Una vez el cajn ha sido fondeado el

dique vertical queda completamente estabilizado. En el caso de

los diques con talud es necesario un largo perodo de tiempo

tras la construccin para estabilizar cada una de las capas de

las que se compone, pudiendo sufrir algn dao durante dicho

perodo. En los diques verticales se suelta sobre el lecho

marino bastante menos material de cantera que el empleado

en los diques en talud. De esta forma los daos

medioambientales son de menor entidad.

El proceso de desmontaje es mucho ms fcil en el caso de

los diques verticales. Adems, una vez que el cajn ha sido

quitado, los obstculos que permanecen son menores que en

el caso de los diques en talud.

Aparte de los aspectos antes mencionados, el empleo de los

diques verticales puede ser la nica solucin en zonas donde

la disponibilidad de elementos de cantera es limitado.

Debido principalmente a estos aspectos la tipologa de diquevertical es una de las ms frecuentemente empleadas en la

construccin de diques. Por otra parte, dependiendo del

equipamiento disponible y de las exigencias medioambientales

el dique en talud puede llegar a ser la tipologa ms adecuada.

En Espaa, inventariados a fecha de 1988, haba 83 Km de

cajones.


38/89

inmica de uelos


Los diques verticales generalmente se construyen con cajones

flotantes de hormign armado, los cuales se caracterizan

principalmente por los siguientes aspectos:

Estar constituido por un elemento monoltico, de gravedad,

que resiste por peso propio.

Ser apropiados para fondear en roca y suelos coherentes

con elevada capacidad portante. Si el terreno es blando o

incoherente, la mejora delmismo puede ser susceptible

mediante dragado, vibroflotacin, sustitucin, precarga,

columnas de grava, etc.

Ser una estructura reflectante que puede prevenir los

problemas de agitacin interior mediante la utilizacin de

tratamientos auxiliares.

Los cajones flotantes suelen estar aligerados mediante

celdas con un 25% de hormign y un 75% de huecos en fase

naval (flotacin y fondeo), y el mismo porcentaje de relleno en

fase estructural.

Son elementos armados, con una cuanta en funcin de la

naturaleza de las celdas. En celdas rectangulares se supera los

60 Kg/m3, en celdas circulares se sita por encima de 40 y 45

Kg/m3.

La densidad media de un cajn es de 2,1 a 2,2 t/m3, siendo

la del hormign fuertemente armado de 2,5 t/m3 y la del relleno

de 2,1 t/m3.

Los diques verticales tienen unas formas de rotura (modos de

fallo) que son especficos de este tipo de obras. A continuacinse pasa a analizar aquellos modos de fallo geotcnico adscritos

a Estados Lmite ltimos ms importantes, los cuales quedan

recogidos en la figura 3.4.


39/89

inmica de uelos

Figura 3.4. Modos de fallo geotcnico adscritos a Estados

Lmite ltimos ms importantes, asociados a los dique

verticales. (ROM 0.5-05.)

3.2.2. GEOMETRA

El perfil original del terreno bajo los cajones constaba de un

nivel superior de arenas de unos 9 m de espesor, un nivel

intermedio de sedimentos con varias capas alternadas de

limos, limos arenosos y limos arcillosos de un espesor total de

21 m y finalmente una capa aluvial inferior de gran profundidad.

Como se ha comentado, el dique se dise con unas

dimensiones de 19,6 m de ancho, 19,5 m de alto y 33,75 m de

longitud y tena una estructura interna de cuadriculas verticalesque permitan su posterior llenado. Para la colocacin definitiva

de los cajones se hizo el dragado de las arenas y se construy

una cimentacin de material granular de espesor 2 m, de una

longitud estimada a ambos lados de los cajones de unos 10 -

15 m a cada lado.


40/89

inmica de uelos


El borde superior de cada cajn sobresala 2 metros sobre

el nivel del mar. En la figura 3.5 se observan los perfiles original

y definitivo del terreno.

3.2.3. Caracterizacin de los materiales

3.2.3.1. Parmetros elsticos e hidrulicos

Inicialmente y de acuerdo con lo realizado en el modeloanaltico se van a considerar todos los materiales como

elsticos. Ms adelante se introducirn modelos

elastoplsticos que requerirn parmetros ms complejos.

Dado que estamos interesados en explicar la rotura, y sta se

produjo en el entorno de los limos no vamos a centrar en estos

materiales.

El estudio realizado tras la rotura del dique revel que la capa

de limo se trata de un suelo muy blando con lmite liquido entre

30 y 32,6 %, ndice de plasticidad entre 4 y 10 % y un ndice de

poros (e) alto (0,92 a 0,96). La porosidad (n) considerada ser

por tanto de 0,48. Los ensayos edomtricos indican que

estamos ante un suelo normalmente consolidado y con un

coeficiente de compresin (Cc) de 0,22 a 0,26. La densidad

natural (nat) del suelo es de 19 KN/m3.


41/89

inmica de uelos

Despus de la rotura la cimentacin de volvi a disear pero el

resto de cajones se construyeron, realizndose medidas del

asentamiento (figura 3.6).

Figura 3.6 Asientos medidos por los cajones 5, 6, 7, 8, 9, 10,

11 reco nstruidos despus del fallo de los primeros 4 cajones.

Los asientos estn dibujados con un tiempo origen comn

(Puzrin, Alonso, Pinyol, 2010)

Podemos calcular el grado de consolidacin en cada instantecomo el asiento

Figura 3.7 Grado de consolidacin obtenido de los

asentamientos de los nuevos cajones (Puzrin, Alonso, Pinyol,

2010)

La consolidacin de los cajones se puede considerar como

unidimensional ya que la capa de limo drena hacia los contorno


42/89

inmica de uelos


s superior e inferior por igual, porque amba s son capas

arenosas que consideramos a presin hidrosttica y que

drenan instantneamente.

Utilizando la solucin de consolidacin para carga lineal

publicada por Davis and Poulos (1972) para con tornos superior

e inferior permeables ( figura 3.8) podemos estimar el grado de

consolidacin (U) en cada instante :

Figura 3.8 Grado de consolidacin y factor tiempo. Sobrecargalineal, contornos permeables (Davis and Poulos, 1972).

Tabla 3.1 Coeficiente de consolidacin obtenido de los

registros de asientos (Puzrin, Alonso, Pinyol, 2010)A partir del ndice de compresibilidad (ecuacin 3.2) podemos

estimar el mdulo edomtrico (Em) del suelo, y con l,

mediante la frmula del coeficiente de consolidacin [3.3]

obtenemos la permeabilidad. Para la tensin vertical efectiva

estimada en el punto medio de la capa de limos tenemos que

Em = 5,25 kPa. En los primeros das de consolidacin que son

los que nos interesan consideramos cv = 0,7 m2/da y por tantola permeabilidad vertical del suelo (k) tiene un valor de 1,5*10-


43/89

inmica de uelos

8 m/s. Nos encontramos por tanto con un terreno muy

impermeable. Finalmente, como mdulo de Poisson () se

tomar 0,3.

3.2.3.2. Resistencia al corte no drenada

Para el clculo de los factores de seguridad se va a aplicar el

criterio de rotura de Mohr-Coulomb y se va a realizar una

reduccin progresiva de los parmetros resistentes hasta la

rotura.

En los limos arcillosos, ensayos de corte directo realizados

definieron unos valores de ngulo de rozamiento interno () de

entre 25 y 31 y cohesiones (c) muy bajas.. Sin embargo, tanto

el fondeo de los cajones al verter agua o arena como los

esfuerzos producidos por el oleaje durante una tormenta se

producen en una escala temporal muy reducida comparados

con la permeabilidad del estrato sobre el que se apoyan. Esto

implica que el comportamiento del suelo va a ser no drenado.

Adems al tratarse inicialmente de un suelo normalmente

consolidado y de baja densidad, al aplicar esfuerzos de corte

se producen importantes incrementos de presin de agua, lo

que implica que el clculo a corto plazo va a ser ms

desfavorable que a largo plazo porque a LP se produce la

disipacin de las presiones intersticiales.

Al comportarse el terreno como no drenado el parmetro quenecesitamos y que habr que obtener es la resistencia al corte

no drenada (Cu). El problema es que el modelo constitutivo de

Mohr-Coulomb, que se va a utilizar para el clculo de los

factores de seguridad sobreestima Cu (figura 3.9).


44/89

inmica de uelos


Figura 3.9. Resistencia al corte no drenada por Mohr-

Coulomb y real (basada en datos experimentales)

3.2.4. Mtodo de Goda.

En 1974, Goda propuso una distribucin trapezoidal a lo largo

del paramento vertical (figura 3.12), con la mxima intensidad

de presin (p1) situada en el nivel de agua considerado y

presin nula a una altura mxima de 1,5*Hd sobre este nivel.

En el fondo se considera una presin imaginaria p2 muy

sensible al periodo, siendo p3 una interpolacin lineal entre los

valores p1 y p2.

La subpresin dinmica adopta una ley triangular de valor pu

bajo la cara expuesta de la estructura, y de valor nulo en el

interior. Este valor est corregidopor el propio Goda con un

coeficiente 3 que permite cotejar la realidad con la

experimentacin, confirmando su teora con la prctica

constructiva.


45/89

inmica de uelos

Figura 3.12 Diagama de presiones de Goda (Y. Goda, 1985)

En 1985, Goda introdujo mejoras en sus frmulas paraconsiderar el efecto de un oleaje incidente de forma oblicua, as

como una nueva especificacin de la ola de diseo a emplear,

introduciendo coeficientes de altura de ola significante. La ola

de diseo empleada en las expresiones de su formulacin es

la ola mxima (Hmx). Debido a la aleatoriedad del oleaje que

imposibilita predecir el valor de Hmx para trenes de olas

individuales, Goda propone utilizar Hmx = 1,8 * H1/3, siendoH1/3 el promedio del tercio de las olas ms altas,

correspondiendo al registro de 700 olas.

3.3. Riesgo de licuefaccin del suelo

En el estudio analtico del caso se examina la posibilidad de que el

terreno pudiera haber licuefactado ya que en principio se sospecha

que el terreno es susceptible de licuefactar bajo ciertas condiciones.

Los principales indicios fueron:

La posicin final de los cajones ya construidos tras la tormenta

sugiere la posibilidad de que se produjera licuefaccin, ya que se

encontraron profundamente enterrados respecto al perfil anterior a la

tormenta (figura 3.16). El volumen de cajn enterrado por metro lineal

de dique fue de unos 240 m3/m. Teniendo en cuenta que el volumen

total del dique por metro lineal era de 386 m3/m, el 62 % de los


46/89

inmica de uelos


cajones estaba bajo tierra. Esto no es fcil de explicar si lo que se

produjo es simplemente el fallo por ausencia de estabilidad global.

Figura 3.16 Perfil transversal del dique antes y despus de la rotura

(Puzrin, Alonso, Pinyol, 2010).

El puerto de Barcelona sufri en enero de 2007 otro episodio de

licuefaccin durante la construccin del muelle Prat en su fase I. La

licuefaccin se produjo en un relleno hidrulico (figura 3.17) realizado

con los mismos materiales (limo o limo arcilloso) que los estudiados

en el presente trabajo, por lo que aunque las condiciones del terreno

no fueran las mismas no cabe duda de que dicho material puedepresentar problemas en este sentido.

La licuefaccin es un fenmeno por el que el suelo pierde su

resistencia y rigidez. Esto se debe a un aumento de la presin de poro

que provoca una prdida de tensin efectiva del terreno, que puede

llegar hasta valores muy bajos o incluso de cero, perdiendo su

capacidad portante. Para ello es necesaria la aplicacin de tensiones

o ciclos de tensiones lo suficientemente rpido para que el terreno notenga tiempo de drenar.

Si la licuefaccin se debe a una nica carga lo suficientemente

importante se trata de licuefaccin esttica mientras que si son ciclos

de carga y descarga se trata de licuefaccin dinmica. En el presente

caso es posible que se den ambos casos por separados o una mezcla

ya que podra ocurrir la licuefaccin esttica por una nica ola de gran

intensidad o la dinmica por la repeticin de los impactos de olas dediferentes tamaos.


47/89

inmica de uelos

Los terrenos ms susceptibles de licuefactar son: suelos blandos o

normalmente consolidados, no muy densos, poco permeables y

saturados, con tamaos de partcula de entre 0,05 y 1 mm. Tambin

influye el nmero de ciclos a los que se ve sometido y la amplitud de

estos respecto del confinamiento del suelo. La licuefaccin es ms

habitual en zonas geolgicas jvenes (holoceno) y de formacin

sedimentaria.

El terreno sobre el que descansa el dique presenta la mayora de las

caractersticas anteriores y adems entra en la zona de

potencialmente licuefactable segn la clasificacin realizada por Seed

et al (2003) con el limite lquido (wL) y el ndice plstico (figura 3.17).

La posicin de las muestras est representada en el grfico.

Figura 3.17 Criterio para valorar la posibilidad de licuefaccin en

suelos finos (Seed et al, 2003). Adems estn representadas dosmuestras de los limos del puerto de Barcelona (Puzrin, Alonso, Pinyol,

2010).

A partir de los resultados experimentales obtenidos en ensayos de

corte cclico no drenados realizados en otros emplazamientos del

puerto de Barcelona para la misma formacin geolgica, se ha tratado

de definir los ratios de tensiones ( / ) que llevan a los limos a la

licuefaccin. Se ha definido las tensiones medias y cclicas en la figura

3.18.


48/89

inmica de uelos


Figura 3.18 Tensiones de corte medias y cclicas (Puzrin, Alonso,

Pinyol, 2010).

En la figura 3.19 se indica para cada muestra los valores de los ratios

y el nmero de ciclos necesario para alcanzar la rotura. Con ello y con

ayuda del grfico realizado para la arcilla de Drammen (NGI, 2002) se

definen los ratios en los cuales se produce la licuefaccin para el

nmero de ciclos definidos en la tormenta del 11 de Noviembre de

2001.


49/89

inmica de uelos

Figura 3.19 Resultados de ensayos de corte cclico no drenado. Datosde la arcilla de Drommen (NGI 2002). (Puzrin, Alonso, Pinyol, 2010).

A la vista de los resultados se va a estudiar numricamente el efecto

de la hipottica licuefaccin en la estabilidad global del dique,

definiendo como rea licuefactada aquella donde se cumplan una de

las siguientes condiciones:

med / v > 0,25

cc / v > 0,15

La resistencia que presenta el terreno una vez licuefactado es una

cuestin en analsis, pero hay estudios que muestran que el terreno

no pierde la resistencia completamente. Por ello se ha definido una

resistencia al corte no drenada en las zonas que cumplen la condicin

de licuefaccin de Cu = 0,09 m, lo que supone por ejemplo un 11%

de la resistencia original a 5 m de profundidad.


50/89

inmica de uelos


3.4. LINEA DE INVESTIGACIN

Como se ha explicado anteriormente el caso del dique ha sido

estudiado previamente en el libro Geomechanics of failures. En l,

se van aplicando de forma progresiva recursos, mtodos y soluciones

analticas conocidas y utilizadas anteriormente, y que se encuentran

disponibles para resolver problemas geotcnicos no muy complejos.

Un resumen de los procedimientos utilizados para resolver el caso es

el siguiente:

Incrementos de tensiones

El terreno se ha considerado elstico lineal istropo. El peso del dique

se ha simulado como una sobrecarga uniformemente distribuida, y se

ha utilizado las soluciones de Poulos and Davis (1973) para

determinar los incrementos de tensin media para dicha carga. Los

incrementos de presin de poros se han considerado iguales al

incremento en presiones medias totales.

Disipacin del exceso de presin de poros

Los perfiles de exceso de presin de poros (sobre los valores

hidrostticos) utilizados en la solucin anterior se han aproximado a

una parbola. Para calcular la consolidacin se ha impuesto que

inicialmente el exceso de presin intersticial es 0 en los contornossuperior e inferior de la capa de limo, lo que es razonable porque son

capas arenosas. Tambin se ha considerado que la consolidacin es

unidimensional (solo flujo vertical) y sigue la solucin clsica de

Terzaghi. Finalmente se ha utilizado la solucin analtica de Alonso y

Krizek (1975) para aplicar la ecuacin de Terzaghi a los puntos de la

parbola original, obteniendo el perfil de presin de poros a los 14 y

21 das.


51/89

inmica de uelos

Resistencia al corte no drenada Cu

Se ha seguido el razonamiento del captulo 3.2.3, siendo Cu = 20,25

+ 0,38 m. La tensin efectiva media se calcula como la diferencia

entre las tensiones totales y las presiones de poro en cada instante.

Clculo de los factores de seguridad

El mtodo utilizado para definir la carga de hundimiento y factores de

seguridad ha sido el de la cota superior. En l se define previamente

un mecanismo de rotura (figura 3.20) y la resistencia del terreno en

cada segmento. Entonces se calcula el trabajo interno necesario para

que dicho mecanismo rompa, obtenindose la carga de rotura Q. Los

mecanismos de rotura que se han analizado son el simtrico y el no

simtrico de la figura 3.20, y se ha tanteado con diferentes ngulos

hasta encontrar el mecanismo con carga mnima. La resistencia al

corte no drenada de los segmentos se ha aproximado a una funcin

lineal. La carga Q de rotura se ha calculado para cada fase de clculo.


52/89

inmica de uelos


Figura 3.20 Mecanismos simtrico y no simtrico utilizados en

el estudio analtico del caso.

3.5. Propiedades del suelo

Como se ha comentado anteriormente se ha realizado un clculo

elstico asignando a los limos las propiedades de la tabla 4.1

deducidas en el captulo 3.3.2.1. Como la distribucin de tensiones y

las presiones de poros han sido calculadas como un semiespacio

infinito, vamos a asignar las propiedades de los limos a toda la malla.

Se ha prescrito en el terreno un modelo de flujo anistropo, solamente

con flujo vertical. Se ha fijado la presin de agua inicial en z = 0

(contorno superior) y en la capa de arena inferior, de modo que no

van a variar a lo largo del clculo y permiten el drenaje del exceso de

presin de poros que se va a producir en el limo arcilloso.

Parmetro Smbolo Valor Unidades

Mdulo Edomtrico Em 5,25 kPa

Coef. de Poisson 0,3Permeabilidad vertical kv 1,5x108 m/s

Porosidad n 0,48

Densidad natural Ynat 19 KN/m3

Densidad seca Yseca 14,2 KN/m3

Coef. Empuje reposo K0 0,5

Tabla 4.1. Tabla resumen de propiedades de los limos arcillosos

3.6. Presiones de poro

Al realizar el fondeo de los cajones y posteriormente al llenarlos con

arena se produce en el limo un exceso de presin de agua que se va

a ir disipando con el tiempo. Se ha definido varios perfiles verticales

en diferentes puntos del dique (figura 4.6) donde evaluar el exceso de

presin de poros y la resistencia al corte no drenada. La situacin de


53/89

inmica de uelos

los perfiles es la siguiente: perfil A, bajo el centro del cajn; perfil B,

bajo el borde del cajn y perfil C, a 8 m del borde del cajn.

Figura 3.21. Disposicin de los perfiles verticales tomados en el dique.

Estudiando el perfil vertical A (figura 3.21) de exceso de presin de

poros (presin intersticial actual menos la presin hidrosttica inicial)

bajo el dique se observa que el valor mximo se produce tras el

fondeo del cajn (Fase 1), y alcanza un valor de 130 kPa. Tras los

primeros 14 das de consolidacin (Fase 2) el mximo pasa a ser de

70 kPa y se encuentra a unos 9 metros de profundidad. Al llenar de

arena los cajones (Fase 3) los valores mximos de presin de poros

vuelven a los 130 kPa a unos 7 m de profundidad, valores que

disminuyen un poco tras otra semana de consolidacin (Fase 4).

El efecto de la consolidacin es mucho mayor en el borde superior

que en el inferior ya que es donde el incremento de tensiones.

En la figura 3.22 se puede ver el contorno de presiones de agua tras 21 das

de consolidacin. Como es de esperar la presin de poros es mayor debajo

del cajn.


54/89

inmica de uelos


Figura 3.22. Contorno de presin de agua tras 21 das.

3.7. Posible rea afectada por licuefaccin

Dados el valor de los ratios obtenidos en el apartado anterior es de

esperar que la posible zona licuefactada es muy grande (figura 3.23)

ya que incluso a 8 m de profundidad se superan claramente las

condiciones de licuefaccin, que son med / v > 0,25 y cc / v >

0,15. El volumen licuefactado es de unos 230 m2 a cada lado. En la

figura 3.24 se observa el rea susceptible de licuefactar de los

modelos analtico y numrico superpuestos.

Figura 3.23. rea susceptible de licuefactar. Modelo numrico

4 1


55/89

inmica de uelos

Figura 3.24. Superposicin del rea susceptible de licuefaccin de los

modelos analtico y numrico.

3.8. Modos de fallo

El mecanismo de rotura es el simtrico para las cuatro primeras fases

(figura 3.25) y el asimtrico para las fases 5 (figura 4.26) y 6,

afectadas por la tormenta. Las profundidades de rotura se pueden veren la tabla.

Figura 3.25. Mecanismo de rotura tras el fondeo inicial (Fase 1). C-

Phi reduction.


56/89

inmica de uelos


Figura 3.26. Mecanismo de rotura tras la tormenta (Fase 5). C-Phi

reduction.

Tabla 4.3. Comparativa de los factores de seguridad. Modelos

numrico y analtico.

El factor de seguridad del clculo numrico se ha obtenido por el

mtodo c phi reduction mientras que los FS analticos se obtienen

aplicando el mtodo de la cota superior.

Los valores del modelo analtico son bastante ms altos que los

numricos. Esto se puede explicar por la suma de varias razones:

El mtodo de la cota superior nos da la cota superior del factor de

seguridad para un determinado mecanismo de rotura por lo que noexcluye que el FS real sea ms bajo.

Es posible que las superficies de rotura elegidas para la cota

superior no sean los reales y que existan mecanismos ms

desfavorables.

En el estudio analtico se ha visto que la resistencia al corte en los

extremos superior e inferior de la capa era mayor.

En cualquier caso los FS numricos son demasiado bajos ya que eldique en realidad no rompi durante el llenado de arena como indica


57/89

inmica de uelos

el clculo numrico. Este error se debe a las simplificaciones del

modelo.

4. SOLUCIONES PLANTEADAS.

4.1. ALTERNATIVAS

El diseo final esta enormemente condicionado por la licuefaccin.

Sin sta, la banqueta de grava no tendra por qu ser tan gruesa.

Otras alternativas de diseo quizs ms econmicas seran:

Aumento de las dimensiones y el peso del dique, especialmente la

anchura: Esto aumentara las tensiones de corte medias pero

reducira las cclicas, que son las ms perjudiciales. Por tanto se

mejorara la estabilidad global y se reducira el riesgo de licuefaccin

Construccin de un dique en talud

Es la tipologa que se ha utilizado ms abundantemente a lo largo de

la historia. Tiene como funcin disipar parte de la energa del oleaje,

por lo que el riesgo de licuefaccin es mucho ms bajo porque las

fuerzas que llegan a la cimentacin son menores.

Precarga

Densifica el terreno reduciendo el riesgo de licuefaccin y

aumentando la resistencia del terreno. Tambin reduce el tiempo de

consolidacin, dejando al dique menos expuesto en las primerasetapas tras su construccin.

Drenajes

Reduciran el tiempo de consolidacin, aumentando las tensiones

efectivas ms rpidamente. Sin embargo no parece probable que

eviten la licuefaccin ya que el limo es muy impermeable y las

presiones intersticiales generadas por el oleaje no tendran tiempo dedrenar.


58/89

inmica de uelos


Columnas de grava

La introduccin de elementos ms resistentes mejorara la estabilidad

del dique y tambin colaborara en el drenaje, reduciendo el tiempo

de consolidacin. Tampoco est claro que eviten la licuefaccin pero

el efecto resistente siempre ser favorable.

4.2. Tcnicas de mejoramiento

El mejoramiento de los rellenos granulares sueltos generalmente

involucra grandes volmenes de material y por ello la seleccin del

mtodo idneo para cada caso suele involucrar aspectos econmicos

que en muchas ocasiones, se privilegian en detrimento de las

consideraciones exclusivamente tcnicas. Los costos varan

notablemente de uno a otro mtodo y por ello los ingenieros

geotecnistas deben conocer las caractersticas de los mtodos

disponibles, as como su efectividad probable y las dificultades para

implantarlos en situaciones particulares.

La mayora de los mtodos de mejoramiento aprovechan la

capacidad del suelo para deformarse e incluso licuarse para lograr el

mejoramiento deseado. Por lo tanto, es imprescindible tener

conocimiento claro de las caractersticas y propiedades del depsito,

para lograr las metas esperadas. Sera imposible presentar y describir

detalladamente en este trabajo, los mtodos para el mejoramiento de

suelos propensos a licuacin arenas. Para ello se recomienda recurriral trabajo de Van Impe y Madhav (1995).

A continuacin se describen brevemente algunos mtodos de

mejoramiento de suelo, atendiendo a la frecuencia con que estos han

sido utilizados.

4.3. Compactacin dinmica


59/89

inmica de uelos

4.3.1. Compactacin de impacto

Probablemente la tcnica ms antigua para el mejoramiento de

suelos; utilizada por los romanos y en Estados Unidos desde el

siglo pasado, pero realmente racionalizada por Mennard

(1975). Las experiencias han demostrado que este mtodo es

el menos confiable, pues es difcil lograr el mismo nivel de

control y por ello tambin requiere de ensayes de verificacin

extensivos. Se recomienda para mejorar rellenos de poco

espesor pues el efecto del impacto decrece rpidamente con la

profundidad. En Mxico se tienen varias experiencias en la

aplicacin de este mtodo (Girault, 1989).

Este mtodo consiste en dejar caer una masa repetidamente

desde una cierta altura. La reaccin del suelo ante la

compactacin dinmica depende del tipo de suelo y de la

energa que le sea impartida por los impactos que tienen un

arreglo predeterminado. La energa es funcin de la masa,

altura de cada, espaciamiento de la cuadrcula y nmero de

cadas en cada punto, figura 4.1. Las masas son usualmente

bloques de concreto, bloques de acero o una serie de placas

de acero sujetas entre s.

Comnmente se utilizan pesos de 6 a 20 t, con una altura de

cada de 20 m; sin embargo, se han llegado a utilizar pesos de

ms de 30 t con una altura de cada de 30 m.


60/89

inmica de uelos


Figura 4.1 Compactacin dinmica con una gra convencional

Impacto de la masa causando un crter.

En proyectos donde se requiere compactar suelos que se

localizan a gran profundidad se han llegado a fabricar trpodes

especiales con alturas de cada de hasta 40 m utilizando masas

de hasta 200 t. Las masas se dejan caer de 2 a 10 veces en el

mismo lugar, siguiendo un patrn de cuadrcula con

espaciamientos entre 1.80 y 5 m. El procedimientonormalmente se hace con ms de una pasada o serie de

apisonamientos, rellenando los crteres que se forman entre

pasadas, figura 4.2.

Figura 4.2 Masa de acero suspendida para compactacin

dinmica (Hayward Baker Inc.).


61/89

inmica de uelos

La principal limitacin de este mtodo es el dao potencial para

estructuras vecinas debido a vibraciones, ruido y la posible

voladura de escombros. Es limitante tambin el tamao de las

gras disponibles, ya que si bien las masas por lo general no

rebasan las 20 toneladas, la mayor carga no la percibe la gra

al momento de levantar el peso, sino al momento de dejarlo

caer, debido al efecto de latigazo que se produce en la pluma.

Debido a esto, se deben usar gras sobredimensionadas.

En materiales granulares saturados, una gran parte de los

impulsos dinmicos son transferidos al agua intersticial.

Despus de un nmero determinado de impactos se

incrementa la presin de poro lo suficiente para generar

licuacin (Menard, 1974). La granulometra y la compacidad del

suelo son dos factores que influyen en

CASO DE ESTUDIO: Licucefacción en Suelos Finos V13

Documents

Transcript of CASO DE ESTUDIO: Licucefacción en Suelos Finos V13