7/25/2019 CASO DE ESTUDIO: Licucefaccin en Suelos Finos V13
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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
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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
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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
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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
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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.
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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_19537/25/2019 CASO DE ESTUDIO: Licucefaccin en Suelos Finos V13
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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
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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.
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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.
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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
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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
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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
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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.
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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.
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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.
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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.
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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
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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.
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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).
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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.
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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
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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
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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.
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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.
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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)
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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)
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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)
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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
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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
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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
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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.
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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.
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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.
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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
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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.
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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.
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inmica de uelos
Dinmica de Suelos 38
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.
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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.
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inmica de uelos
Dinmica de Suelos 40
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.
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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
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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-
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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).
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Dinmica de Suelos 44
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.
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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
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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.
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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.
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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.
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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.
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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.
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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.
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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
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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.
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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
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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.
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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
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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.
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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
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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.
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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.).
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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