EVALUACIÓN NUMÉRICA EN 3D DEL RENDIMIENTO DEL PILAS DE GRAVA COMPACTADA BAJO CARGA DINÁMICA EN SUELOS LICUABLES

Durante las últimas décadas, grandes terremotos (por ejemplo, 1964 Niigata, Japón; 1995 Kobe, Japón) han dado lugar a una extensa licuación del suelo con graves consecuencias para el entorno construido. Más recientemente, gran parte de los daños a la infraestructura de casi 40 mil millones de dólares neozelandeses después de la secuencia del terremoto de Canterbury (CES) de 2010-2011 en Christchurch, Nueva Zelanda, fue causado por niveles extremos de deformaciones inducidas por licuación de estructuras con cimientos poco profundos (Cubrinovski et al. 2011). En consecuencia, a lo largo de las últimas dos décadas, la comunidad de ingeniería geotécnica ha destinado importantes recursos a esfuerzos de investigación teórica y experimental enfocados en comprender mejor los mecanismos físicos de los fenómenos observados relacionados con la licuación, así como en determinar alternativas para mitigar el daño inducido por la licuación (p. ej., Seed et al. 2003; Idriss y Boulanger 2008; Wissmann et al. 2015; Roberts 2017; Green et al. 2018; Hutabarat y Bray 2021).

En la práctica de la ingeniería, las estructuras construidas en áreas caracterizadas por la presencia de suelos licuables se colocan comúnmente sobre sistemas de cimentación profunda. Para evitar los costos adicionales típicamente asociados con los sistemas de cimentación profunda, una alternativa efectiva ha sido la mejora del suelo cerca de la superficie del suelo (Ishihara 1985; Dimitriadi et al. 2017; Green et al. 2018). Estas técnicas de mejora del suelo aumentan la resistencia a la licuación de los suelos al inducir su densificación, acelerar el drenaje y aumentar la rigidez general del suelo (Green et al. 2008; Green y Lee 2012). Tradicionalmente se han empleado técnicas como la compactación dinámica profunda y la vibrocompactación para densificar suelos licuables, y algunas de las metodologías más recientes de mejora del suelo incluyen la compactación de impacto rápido (RIC), la lechada de baja movilidad (LMG) y las columnas de grava. Aunque la eficacia de los métodos más tradicionales de mejora del suelo está bien documentada, la eficacia de los perfiles de suelo reforzados con columnas no se ha evaluado exhaustivamente. Existen muchas técnicas diferentes de construcción de columnas de grava y los detalles constructivos afectan su rendimiento. Una de las técnicas es el sistema de pilas de agregado apisonado (RAP).

El presente estudio se centra en el sistema de pilas de agregado apisonado. La técnica se ha utilizado como alternativa a cimentaciones profundas y como refuerzo para suelos compresibles (Wissmann et al. 2015) para reducir los asentamientos, mitigar el potencial de licuación y mejorar la capacidad portante de los sistemas de cimentación. En los métodos de columna de grava compactada, los RAP se construyen compactando agregado triturado en el suelo en elevaciones verticales. Este método es similar a los métodos tradicionales de columnas de grava desde la perspectiva de que el resultado final es la formación de una columna compactada de grava triturada mediante la cual el proceso de compactación cambia las condiciones de esfuerzo iniciales y que las columnas de grava dependen del esfuerzo de confinamiento. Como se describe más adelante, el método es único desde la perspectiva de que el martillo compactador aplica una compactación vertical en lugar de una compactación horizontal, y la forma del cabezal del pisón se ha diseñado para mejorar la eficiencia de la construcción. El agregado se puede colocar en elevadores en un orificio previamente perforado desde la superficie, después de lo cual un martillo hidráulico apisona y compacta el agregado vertical y horizontalmente.

Alternativamente, el agregado se puede colocar en el suelo usando un mandril de desplazamiento hueco con un cabezal de compactación en el extremo. Después de alcanzar una profundidad específica, el mandril se eleva para liberar el agregado en el orificio y luego se baja para compactar el agregado con un martillo de alta energía. Repitiendo el proceso en capas relativamente delgadas, se construye un “pila” compuesto de agregado denso. Según estudios previos (White et al. 2002, 2007), cuando se construyen de esta manera, las pilas de agregado exhiben densidades secas que oscilan entre 17,6 y 20,3 kg = m3, densidades relativas del 125% al 147%, ángulos de fricción del orden de 45°–50° y ángulos de dilatancia de 6°–11°. La construcción de pilas de agregado también puede alterar las propiedades in situ de los suelos existentes al aumentar tanto la densidad relativa como el coeficiente de presión horizontal del suelo (Wissmann et al. 2015). Se midió un aumento del 100% en el índice de esfuerzo horizontal DMT, un aumento del 200% en el módulo del dilatómetro y un aumento del 100% en la resistencia de la punta del ensayo de penetración del cono (CPT) en los suelos nativos a distancias de 1,5 a 2,6 m de las pilas de agregados en un sitio limpio de arena suelta donde se instalaron las pilas de agregados (Saftner et al. 2018).

La evaluación del comportamiento a escala real del suelo densificado mediante elementos de mejora utilizando RAP bajo condiciones de carga dinámica es el foco del trabajo presentado en este documento. Se presenta una metodología computacional tridimensional (3D) que aprovecha las pruebas de campo a gran escala de la técnica de mejora del terreno. Luego se proporciona una descripción detallada de los pasos asociados con el presente estudio de validación y se hacen comparaciones con análisis numéricos bidimensionales (2D) existentes del mismo sitio. Finalmente, se presentan conocimientos sobre los mecanismos físicos que contribuyen a la respuesta del sistema durante la carga dinámica a través de análisis paramétricos específicos.

La metodología numérica presentada aquí proporciona una visión general que se puede utilizar para estudiar el rendimiento de las técnicas de mejora del suelo con columnas de grava construidas con sondas vibratorias u otros tipos de métodos de agregado compactado si se prueban, calibran y simulan numéricamente in situ de una manera similar. Es importante resaltar que los valores de parámetros de material calibrados derivados específicos en este artículo, así como los hallazgos particulares sobre la contribución de los diversos mecanismos, se ven afectados por la técnica de construcción de columnas de grava; por tanto, no pueden generalizarse.

La eficacia de varios métodos de mejora del suelo (MS) se ha evaluado mediante estudios de laboratorio, modelos centrífugos y numéricos, y cálculos retroactivos basados en historias de casos (p. ej., Tiznado et al. 2020). Sin embargo, hasta donde saben los autores, no ha habido un estudio exhaustivo que combine esfuerzos de caracterización del sitio in situ, pruebas de campo a gran escala y modelado 3D completamente calibrado de la respuesta hidromecánica acoplada destinado a la identificación del problema. Mecanismos de mitigación de licuación asociados con metodologías de MS. En consecuencia, el diseño de varios métodos de IG a menudo se basa en supuestos no validados, lo que lo convierte en una tarea desafiante. Este estudio tuvo como objetivo cerrar la brecha entre las observaciones de pruebas de campo a gran escala, las simulaciones numéricas 2D convencionales y el modelado 3D completo de elementos de mejora del terreno probados en el sitio con el sistema RAP para obtener información sobre los mecanismos que contribuyen a la efectividad del sistema de MS, así como para proporcionar validación de las herramientas numéricas típicamente empleadas para el modelado computacional en la práctica de la ingeniería.

Más específicamente, este estudio aprovechó los datos del programa de pruebas de mejora del terreno (MST) a gran escala ejecutado en Christchurch, Nueva Zelanda, y descrito en detalle por Roberts (2017), así como los conocimientos adquiridos a partir de los análisis numéricos hidromecánicos 2D totalmente acoplados realizados por Thum et al. (2021). Esta información se combinó para informar y evaluar la respuesta 3D del terreno natural y mejorado. Los extensos datos de investigación geotécnica y geofísica del sitio generados durante el programa MST de Nueva Zelanda, la documentación detallada de la respuesta observada en los experimentos in situ a gran escala y los parámetros calibrados del modelo constitutivo de suelo de referencia a partir de datos validados. Las simulaciones 2D proporcionaron un marco sólido para la evaluación integral de la respuesta dinámica 3D de esta técnica de mejora del suelo.

Después de la secuencia del terremoto de Canterbury de 2010-2011, la Comisión de Terremotos de Nueva Zelanda (EQC) financió un gran estudio de prueba de mejora del suelo para evaluar e identificar métodos de mejora de suelos poco profundos que podrían aumentar la resistencia a la licuación de los suelos granulares (van Ballegooy et al. 2015). En general, se probaron en el campo nueve métodos de mejora del suelo, incluida la compactación de impacto rápido, vigas horizontales mixtas de suelo y cemento (HSM), lechada de baja movilidad y pilas de agregado apisonado. Para estudiar exhaustivamente estos métodos, se desarrollaron una multitud de paneles de pruebas gastrointestinales a gran escala en tres sitios separados en el área de Christchurch. En cada uno de los sitios de prueba, se llevaron a cabo varios esfuerzos de caracterización del sitio in situ y en laboratorio, incluyendo perforaciones, pruebas de penetrómetro de cono, pruebas de orificio transversal de empuje directo (DPCH), pruebas de dilatómetro (DMT), zanjas de excavación, columnas resonantes. (RC), clasificaciones de suelos en laboratorio y ensayos triaxiales cíclicos. Estas pruebas tenían como objetivo capturar los cambios en la resistencia a la licuación causados por las técnicas de mejora del suelo empleadas en comparación con el suelo natural. Además, se utilizaron pruebas de vibración utilizando un camión vibroseis (T-Rex) para definir la relación entre la deformación por corte cíclico y la generación de exceso de presión de poro en el campo. Roberts (2017) realizó pruebas a gran escala de suelo natural y suelo mejorado utilizando una pila de agregado apisonado en tres sitios de prueba. con vibroseis [Sitios 3, 4 y 6; Fig. 1 (a)] en Christchurch. Los sitios de prueba estaban ubicados dentro de áreas que se encontraban entre las más afectadas por daños relacionados con la licuación después del terremoto de 2010-2011 (Roberts 2017).

El sistema de pilas tenía como objetivo aumentar la resistencia a la licuación dentro de los 4 m superiores del perfil del suelo mediante una combinación de la inclusión de elementos RAP con mayor permeabilidad, rigidez y densificación del suelo alrededor de estos elementos RAP como resultado de la instalación [Higo. 1(b)]. La mejora del terreno hasta una profundidad de 4 m se decidió basándose en los resultados de un extenso estudio en el área de Christchurch después de los eventos CES, que concluyó que las estructuras cimentadas sobre capas de suelo no licuables que alcanzaron al menos 3 m de profundidad experimentaron menos daño estructural que estructuras fundadas en sitios sin estas capas (van Ballegooy et al. 2017). Roberts (2017), basándose en la resistencia de la punta de CPT y las V de las pruebas de DPCH, encontró que los elementos de pila de agregado apisonado proporcionaron un aumento significativo en la rigidez del perfil general del subsuelo.

Figura 1 (a) Mapa de Christchurch, Nueva Zelanda, con ubicaciones resaltadas de los sitios del programa de pruebas de mejora del suelo y la estación de movimiento fuerte del suelo NNBS (imagen © Google, Imagen © 2021 Terrametrics); y (b) metodología de construcción de la pila de agregado apisonado.

En los sitios MST, las pilas RAP se instalaron en un patrón de cuadrícula triangular con un espacio entre pilas de centro a centro de 2 m. Cada área de prueba incluyó veintidós pilas de 4 m de largo, siendo el diámetro de las pilas de agregado terminados típicamente de 0,6 m [Fig. 2(b)]. Posteriormente, la respuesta dinámica de los naturales y mejorados se evaluó mediante vibración vibroseis (van Ballegooy et al.

2015). T-Rex es una maquina vibrador móvil grande de nees@UTexas que se utiliza para generar grandes fuerzas dinámicas en tres direcciones (una vertical y dos horizontales). El carro vibroseis tiene diversa fuerza y frecuencia y puede proporcionar fuerzas dinámicas controlables a sistemas a gran escala en el campo. En consecuencia, las mediciones in situ de las propiedades dinámicas de los depósitos del suelo y las estructuras terrestres se pueden realizar en una amplia gama de deformaciones, frecuencias de excitación, número de ciclos y presiones de confinamiento. El vibroseis T-Rex está equipado con una placa base de 2,3 m cuadrados, mientras que el peso propio del camión es igual a una carga vertical de aproximadamente 245 kN, correspondiente a una presión estática uniforme de 46 kPa debajo de la placa base. Para las pruebas de Christchurch, se aplicó una sacudida horizontal dinámica al suelo con una carga que oscilaba entre 1,5 y 25 kPa a una frecuencia de 10 Hz durante 100 ciclos [Fig. 2(a)]. Los sitios fueron equipados con geófonos y transductores de presión de poro para capturar la propagación de ondas de corte y la acumulación de exceso de presión de poro dentro de los sustratos [Fig. 2(a)] (van Ballegooy et al. 2015; Roberts 2017).

Específicamente, se utilizaron veintiocho geófonos 2D con una frecuencia de resonancia de 28 Hz para registrar historiales de velocidad y tiempo. A partir de estos historiales de velocidad y tiempo, se estimaron las deformaciones de corte a varias profundidades. Se utilizaron transductores de presión de poro para registrar las presiones de poro dentro del perfil del suelo durante la carga dinámica (Roberts 2017). El registro de esfuerzos dentro de una masa de suelo impuesto por las cargas ejercidas por un camión vibroseis (como el T-Rex) y el que resulta de un terremoto real es diferente porque la carga de un terremoto generalmente se propaga desde la profundidad hacia la superficie. Por el contrario, la carga del T-Rex es una carga periódica concentrada que se propaga desde la superficie hacia abajo (Rathje et al. 2005). No obstante, las pruebas dinámicas in situ utilizando camiones vibroseis han demostrado ser una forma eficaz de estudiar el comportamiento dinámico a gran escala de una amplia gama de geo materiales. Los métodos alternativos pueden implicar el uso de explosivos para simular la carga de un terremoto e inducir la licuación (Ashford et al. 2004) o el despliegue de métodos de monitoreo sísmico a largo plazo para capturar y documentar la respuesta dinámica in situ de los fenómenos geo-sísmicos. sistemas en caso de un terremoto real y suficientemente grande.

Figura 2 (a) Sección transversal del conjunto de instrumentación utilizado en el Sitio 6 del programa de pruebas de mejora del terreno en Christchurch, Nueva Zelanda; (b) vista en planta del conjunto de instrumentación utilizado en el Sitio 6 del programa de pruebas de mejora del terreno en Christchurch, Nueva Zelanda; y (c) vista en planta del diseño de la cuadrícula de la pila. (Reimpreso con autorización de Roberts 2017).

Basado en el programa de pruebas a gran escala (Roberts 2017), Thum et al. (2021) realizaron análisis numéricos 2D utilizando parámetros del modelo que se calibraron comparando los resultados calculados con las mediciones obtenidas en el sitio de prueba 6 bien caracterizado [Fig. 1(a)]. Se consideraron perfiles de suelo tanto naturales (o no reforzados) como mejorados (o reforzados con RAP), y los resultados se analizaron en términos de deformaciones de corte y presiones excesivas de agua en los poros. Los análisis realizados por Thum et al. (2021) consistió en simulaciones hidromecánicas 2D totalmente acopladas utilizando el software bidimensional explícito de diferencias finitas Fast Lagrangian Analysis of Continua (FLAC2D) (Itasca 2016). Las capas de suelo se modelaron utilizando el modelo constitutivo avanzado de plasticidad de arena PM4Sand (versión 3.1, Boulanger y Ziotopoulou 2018). Los escenarios de sacudidas del T-Rex (es decir, sacudidas de arriba a abajo) se modelaron para diferentes niveles de sacudidas dinámicas horizontales consistentes con pruebas de campo que oscilaron entre 1,5 y 25 kPa. Los modelos calibrados para perfiles de suelo tanto naturales como mejorados también se evaluaron sometiéndolos a una historia temporal de terremotos de los eventos CES. El componente este-oeste de la grabación de la estación de movimiento fuerte de la Escuela North New Brighton (NNBS) [Fig. 1 (a)] durante el terremoto de Mw 7.1 en Darfield (4 de septiembre de 2010) se utilizó antes porque la NNBS se encuentra a menos de 1 km del Sitio 6 del MST.

Aprovechando los estudios antes mencionados, se realizó una evaluación numérica de la respuesta tridimensional del terreno natural y mejorado que se analiza en este documento. La evaluación se realizó utilizando los códigos comerciales de elementos finitos PLAXISEdición 2D CONNECT V21 y Edición PLAXIS 3D CONNECT V21, que se emplean comúnmente en la práctica de la ingeniería. Debido a que el modelo constitutivo PM4Sand no está formulado en 3D, se utilizó el modelo de suelo avanzado UBC3D-PLM (Galavi et al. 2013), que es una reformulación 3D del propuesto por Beaty y Byrne (2011), típicamente designado como UBCSand. Similar al estudio de Thum et al. (2021), el presente esfuerzo de validación se centró en los resultados de los paneles de prueba de campo en el Sitio 6 del programa MST [Roberts 2017; Figura 1(a)]. Primero, se desarrolló un modelo 2D en PLAXIS2D utilizando los parámetros del modelo PM4Sand calibrados informados por Thum et al. (2021).

El análisis (PLAXIS2D-PM4Sand) fue validado contra los resultados de FLAC2D informados por Thum et al. (2021). Luego, los parámetros del modelo UBCS y se calibraron utilizando simulaciones de corte simple directo cíclico no drenado (UCDSS) de un solo elemento, y los resultados numéricos 2D correspondientes (PLAXIS2D-UBCSand) se validaron con las observaciones de campo informadas por Roberts (2017). Utilizando los parámetros UBCSand calibrados y el patrón de cuadrícula de la pila que se muestra en la Fig. 2 (c), se desarrollaron modelos 3D en PLAXIS3D para los siguientes casos: (1) T-Rex sacudiendo de arriba a abajo en suelo natural para diferentes niveles de carga dinámica; (2) T-Rex sacudido de arriba hacia abajo en suelo mejorado para diferentes niveles de carga dinámica; (3) terremoto de abajo hacia arriba en suelo natural usando el NNBS de Mw 7.1 Darfield grabaciones de estaciones; y (4) un terremoto que sacudió de abajo hacia arriba el suelo mejorado utilizando las grabaciones de la estación Mw 7.1 Darfield NNBS. Finalmente, los modelos PLAXIS3D fueron evaluados frente a las observaciones de campo reportadas por Roberts (2017).

Las siguientes secciones presentan en detalle las geometrías del modelo, así como el marco numérico, la carga dinámica de entrada y los movimientos del suelo que proporcionaron la base para el desarrollo, calibración y desempeño de las simulaciones computacionales. Los resultados de estas simulaciones luego se discuten y se comparan con las observaciones de campo.

Para el desarrollo de los modelos numéricos se utilizaron elementos de deformación plana triangular de 15 nodos en PLAXIS2D y elementos volumétricos de 10 nodos en PLAXIS3D. Las geometrías del modelo generado, las mallas de elementos finitos y las zonas de materiales se ilustran en las Figs. 3 y 4 para PLAXIS2D y PLAXIS3D, respectivamente. Para capturar una distribución más detallada de deformaciones y esfuerzos en las regiones de interés, se generó una malla más densa dentro y alrededor de la zona de cuadrícula mejorada para ambos T-Rex (de arriba a abajo) [Figs. 3 y 4(a y b)] y terremotos (de abajo hacia arriba) [Figs. 4(cyd)]. Todas las zonas debajo del nivel freático (elevación de -0,5 m) se consideraron completamente saturadas. Para garantizar la generación y disipación simultáneas del exceso de presión de agua intersticial, se consideraron las condiciones de consolidación (es decir, flujo de fluido) durante la carga dinámica en todos los casos, mientras que las perturbaciones del suelo en la interfaz pila-suelo se ignoraron para fines de simplificación.

Las propiedades del modelo de material para las capas de suelo natural y mejorada, así como los elementos de la pila, se seleccionaron de acuerdo con los datos y procedimientos descritos en Thum et al. (2021). Las condiciones del subsuelo en el sitio (Sitio 6) generalmente consistieron en limo (ML) superpuesto a arena limosa (SM) y arena limpia (SW), y la profundidad hasta el nivel freático se estimó en 0,5 m (Thum et al. 2021). Todas las capas de suelo se simularon utilizando modelos constitutivos avanzados (Tablas 1 y 2), que se analizarán con más detalle en las siguientes secciones. Las propiedades del modelo de material se calibraron en función de los esfuerzos de investigación del sitio y las pruebas de campo informadas en Roberts (2017). Los esfuerzos efectivas horizontales iniciales se igualaron a 0,5 veces los esfuerzos efectivas verticales iniciales. Para evaluar completamente las no linealidades en la respuesta dinámica de los elementos de la pila, se realizaron análisis paramétricos en los que los elementos de la pila se modelaron utilizando una relación constitutiva totalmente no lineal, cíclica y calibrada con datos de campo (UBC3D-PLM), con un esfuerzo permitido. en el fluido de los poros y un límite de esfuerzo igual a 100 kPa. Se encontró que las deformaciones de corte calculadas a lo largo de la línea central del modelo, suponiendo respuestas elásticas lineales y no lineales de los elementos RAP, eran muy similares entre sí y también con la respuesta medida, dado que la respuesta de los elementos de la pila fue elástico casi lineal. Sin embargo, el tiempo de cálculo para el modelo avanzado en los elementos RAP fue significativamente mayor y, por lo tanto, utilizamos un modelo elástico lineal (Tabla 3) para los análisis posteriores.

Figura 3 Modelo numérico 2D desarrollado: suelo mejorado, caja de carga de arriba hacia abajo de T-Rex.

Figura 4 . Se desarrollaron modelos numéricos EF en 3D: (a) suelo natural – T-Rex sacudiendo de arriba hacia abajo; (b) suelo mejorado: vibración de arriba hacia abajo del T-Rex; (c) carga natural del suelo durante un terremoto desde abajo hacia arriba; y (d) carga sísmica de abajo hacia arriba.

Las zonas mejoradas por las pilas se modelaron de acuerdo con Thum et al. (2021) y la geometría de la cuadrícula de la pila 3D, tal como se implementó en el campo (Roberts 2017). En consecuencia, el modelo PLAX-IS2D del perfil mejorado incluía (1) dos “pilas” (paneles) de 4 m de largo con un diámetro de 0,5 m, reducido de los 0,6 m reales para tener en cuenta el modelado 2D de un sistema 3D, espaciados 2 m de centro a centro, y (2) una zona de suelo densificado que rodea los paneles del pila y se extiende 0,75 m lateralmente desde los límites de los elementos del pila (Fig. 3). El modelo PLAXIS3D del caso de suelo mejorado incluía una rejilla triangular de veintidós pilas de 4 m de largo con un diámetro de 0,6 my un espacio entre pilas de centro a centro de 2 m (Fig. 5). La zona de 0,75 m de suelo mejorado lateralmente a los elementos de la pila es una estimación. Representa la media distancia entre pilas según las mediciones, y se sabe que hay mejora a esa distancia de las pilas. La zona de suelo mejorado también varía en función del aporte de energía durante la construcción, el tipo de suelo y otros factores. Estudios anteriores (p. ej., Saftner et al. 2018) indican una mejora significativa que se extiende a distancias de hasta 2,6 m desde las pilas de agregado en un sitio limpio de arena suelta. Por lo tanto, el perímetro exterior de la zona mejorada podría ser mayor que el supuesto 0,75 m, y es probable que no exista un límite claro entre las condiciones naturales y mejoradas.

Aun así, por simplicidad, y dado que no existe información adicional al respecto, se consideró en el análisis un área mejorada de 0,75 m de ancho a lo largo del perímetro. La placa base del T-Rex se modeló en el centro de la malla utilizando vigas y placas de acero estructural elásticas típicas con un ancho de 2,5 m. La carga estática impuesta por el peso propio del vibroseis T-Rex se simuló aplicando una carga vertical estática uniforme de 46 kPa sobre la placa base. Para tener en cuenta el movimiento de campo libre que existiría si los elementos se extendieron infinitamente en la dirección horizontal, los límites laterales de todos los modelos se simularon como zonas "viscosas" en el caso de la sacudida del T-Rex (de arriba a abajo), mientras que los límites laterales de todos los modelos se simularon como zonas "libres" “zonas de campo” en el caso de un terremoto (de abajo hacia arriba), como se muestra en las Figs. 4 (a – d), respectivamente. Por lo tanto, en ambos casos, los límites laterales conservaron sus propiedades no reflectantes (las ondas externas fueron absorbidas). Además, los límites laterales se colocaron a una distancia de las zonas cargadas o centrales de modo que los desplazamientos horizontales en el campo libre permanecieran insignificantes. Para evitar oscilaciones espurias en deformaciones muy pequeñas, a menudo asociadas con componentes de movimiento de alta frecuencia, se agregó una amortiguación de Rayleigh proporcional a la masa y la rigidez de deformación pequeña igual a ξ ¼ 0,5% anclada en fmin ¼ 10 Hz y fmin ¼ 1 Hz. a los modelos T-Rex (de arriba hacia abajo) y terremoto (de abajo hacia arriba), respectivamente.

Figura 5 Modelo 3D desarrollado de Pilas de Agregado Rammed.

Como se mencionó, la respuesta cíclica de las capas del suelo se simuló utilizando modelos constitutivos avanzados. En el marco del presente estudio se utilizaron dos modelos constitutivos: (1) PM4Sand (versión 3.1, Boulanger y Ziotopoulou 2018) y (2) UBC3D-PLM (Galavi et al. 2013), la implementación 3D de UBCSand (Beaty y Byrne 2011) (en adelante UBCS y para fines de coherencia). Una discusión completa sobre las características de estos modelos está más allá del alcance de este artículo, que se centra en los parámetros del modelo utilizados y el procedimiento de calibración seguido.

El modelo PM4Sand incluye valores predeterminados para la mayoría de sus parámetros de entrada; sólo es necesario especificar tres parámetros: la densidad relativa DR, el parámetro de tasa de contracción hp0 y el coeficiente del módulo de corte G0, que es un parámetro relacionado con el módulo de corte de pequeña deformación (Gmax). La densidad relativa (DR) se estima mediante correlación con los valores de CPT qc (Idriss y Boulanger 2008); el coeficiente G0 se obtiene mediante las mediciones in situ de la velocidad de la onda de corte (V S) porque Gmax ¼ ρ · V 2 y hp0 se utilizan para modificar la contractividad del suelo y, por lo tanto, permitir la calibración de los modelos. El modelo UBCSand tiene 13 parámetros de entrada: la rigidez de corte elástica (Ke) se define en base a mediciones in situ de la velocidad de la onda de corte (V S); La calibración del modelo se realiza variando la rigidez aparente (Kb), la relación de falla (Rf) o el factor de densificación (fdens) que controla el escalamiento del módulo de corte plástico durante la carga secundaria, mientras que los parámetros restantes se estiman utilizando correlaciones de calibración predeterminadas.

El procedimiento de calibración y los parámetros obtenidos del modelo para PM4Sand se analizan ampliamente en Thum et al. (2021) y por lo tanto no se repiten en detalle aquí. Los parámetros del modelo se variaron (o se “afinaron”) hasta que las deformaciones de corte calculadas numéricamente (es decir, análisis 2D en FLAC2D) y el exceso de presiones de poro a varias profundidades se parecieron a los estimados por los datos de las pruebas de campo (Roberts 2017). El procedimiento de calibración para UCDSS implicó la variación de los parámetros del modelo hasta que la respuesta derivada de simulaciones de corte simple cíclico directo (UCDSS) uniforme sin drenaje de un solo elemento en niveles variables de valores de relación de resistencia cíclica (CRR) coincidiera con la resultante de simulaciones UCDSS similares. utilizando el modelo PM4Sand calibrado con datos de campo. Las respuestas se compararon en términos del comportamiento esfuerzo-deformación (relación de esfuerzo cíclica CSR versus deformación cortante γ) y generación excesiva de presión de poro. En la Fig. 6 se presenta un ejemplo de respuestas UCDSS de un solo elemento utilizando los modelos PM4Sand y UBCSand para la capa de limo ML2 de suelo natural. Los parámetros calibrados del modelo UBCSand para los materiales asociados para los casos de suelo natural y mejorado analizados se tabulan en las Tablas. 1 y 2, respectivamente.

Se aplicó excitación dinámica en la parte superior e inferior de los modelos para los casos de carga de T-Rex y terremoto, respectivamente. Para el caso del T-Rex con sacudidas de arriba hacia abajo, se asignó un límite viscoso a lo largo de la base del modelo en las direcciones x e y para minimizar el efecto de las ondas reflejadas, mientras que, para el modelo de terremoto con sacudidas de abajo hacia arriba, se asumió una condición de límite compatible para la base (es decir, se supuso que el lecho de roca se extendía a una profundidad significativa). Las cargas horizontales dinámicas del T-Rex se aplicaron sobre la placa base del T-Rex modelada como un esfuerzo de corte sinusoidal uniforme con amplitudes de 1,5, 5 y 15 kPa y una frecuencia de 10 Hz durante 100 ciclos, similar a los experimentos de campo realizados en el sitio. 6 del programa MST. Para los modelos de terremotos, los movimientos del suelo de entrada se aplicaron como historias de velocidad y tiempo V ðtÞ a lo largo de la base, considerando solo la parte entrante de la historia de velocidad y tiempo del lecho de roca. Los componentes este-oeste (EW) y norte-sur (NS) de la grabación de la estación de movimiento fuerte de la Escuela North New Brighton (NNBS) [Fig. 1(a)] durante el Mw 7.1 se utilizaron terremotos de campo (4 de septiembre de 2010). Las historias del tiempo para la sacudida de abajo hacia arriba (terremoto) se filtraron de paso bajo a fmax = 25 Hz. Se seleccionó la altura promedio del elemento en todo el modelo (0,4 m) para garantizar una representación precisa de la transmisión de ondas, particularmente dentro y alrededor de la zona de la cuadrícula mejorada por RAP, al mismo tiempo que se optimiza el tiempo computacional requerido para el análisis paramétrico. La altura máxima del elemento fue igual al 10% de la longitud de onda asociada λ para el suelo y los elementos RAP.

Figura 6 Respuesta de elementos de un solo suelo a cargas de corte simples directas cíclicas no drenadas: ejemplo de calibración de los parámetros PM4Sand y UBCSand para la capa ML2.

Las historias temporales de velocidad de lecho de roca entrantes únicamente correspondientes a los componentes EW y NS de la grabación NNBS fueron obtenido mediante análisis de deconvolución. Se realizaron análisis de respuesta del sitio lineal equivalente unidimensional (1D) inverso utilizando el software STRATA versión 0.8.0 (Kottke y Rathje 2008). Los componentes EW y NS registrados de los registros de aceleración se ingresaron en la superficie y se calcularon las ondas que se propagan hacia arriba en la base. Para la vibración unidireccional, se utilizó el componente EW del movimiento NNBS, como en Thum et al. (2021). En la Fig. 7 se presentan los historiales temporales de velocidad del lecho rocoso entrante resultantes y los espectros de respuesta de aceleración de la superficie y del afloramiento del lecho rocoso. Para simplificar y reducir el costo computacional, el componente vertical del movimiento del suelo NNBS no se consideró como entrada.

Utilizando las geometrías del modelo 2D, las cargas dinámicas de entrada del T-Rex y los parámetros del modelo constitutivo calibrado de mejor estimación presentados anteriormente, se realizó una serie de análisis numéricos en PLAXIS2D, simulando los experimentos in situ de sacudida de arriba hacia abajo del T-Rex en los perfiles de suelo mejorados. Los resultados de PLAXIS2D, en términos de contornos de la relación de exceso de presión de poro (ru) al final de la vibración para todos los niveles de carga dinámica, se presentan en la Fig. 8 para el modelo UBCSand. Los contornos de ru en la Fig. 8 ilustran el efecto obvio de la intensidad de la vibración en la generación de presiones de poro excesivas en todo el modelo, con zonas sustanciales que tienen ru > 0,7 para el caso de la carga de 15 kPa del T-Rex. La presencia de las pilas, así como la densificación del suelo circundante, dieron como resultado zonas con valores elevados de ru alejadas de la zona de suelo mejorado.

Para evaluar y validar los parámetros de simulación de PLAXIS2D, las deformaciones de corte γ, calculadas a lo largo de la línea central del modelo, debajo de la placa base del T-Rex, se compararon con las informadas por Thum et al. (2021) (FLAC2D) y las observaciones de campo (Roberts 2017). Como se muestra en la Fig. 9(a), para el caso del T-Rex de 5 kPa con suelo mejorado, ambos modelos PLAXIS2D (PM4Sand y UBCSand) se compararon relativamente bien entre sí y con FLAC2D, lo que indica una calibración exitosa. del modelo UBCSand frente a la respuesta PM4Sand UCDSS de un solo elemento. Además, la respuesta dinámica producida por los tres modelos 2D (FLAC2D, PLAXIS2D-PM4Sand y PLAXIS2D-UBCSand) también se evaluó en términos de las historias de tiempo ru calculadas a cinco profundidades de las capas de suelo mejoradas directamente debajo de la placa base del T-Rex (Fig. .10).

De manera similar a las distribuciones de deformación de corte con profundidad, las historias de tiempo ru mostraron similitudes sustanciales entre los tres Modelos 2D para todas las profundidades representadas en la Fig. 10, con PLAXIS2D- PM4Sand, lo que resulta en una generación ligeramente más rápida y pronunciada de exceso de presiones intersticiales. Posteriormente, el modelo PLAXIS2D-UBCSand se validó adicionalmente comparando las deformaciones de corte γ obtenidas numéricamente a diferentes profundidades con los datos de campo para todas las cargas dinámicas de T-Rex consideradas [Fig. 9(b)]. Una vez más, el efecto de la intensidad de la sacudida fue evidente, con valores de deformación por corte significativamente más altos para el caso de la carga de 15 kPa del T-Rex en comparación con niveles de carga más bajos [Fig. 9(b)]. El modelo PLAXIS-UBCSand produjo respuestas similares a las observaciones, con una ligera subestimación de las deformaciones de corte para la carga de 1,5 kPa del T-Rex a profundidades inferiores a 2 m y una sobreestimación para la carga de 15 kPa del T-Rex a profundidades inferiores a 1,5 m. Las tendencias presentadas aquí son similares a sus contrapartes obtenidas por Thum et al. (2021).

Figura 8 Análisis de deconvolución de los movimientos del terreno NNBS de Darfield 2010; registro del historial de tiempo de aceleración en la superficie del suelo, el historial de tiempo de velocidad de entrada únicamente en la base y los espectros de respuesta de aceleración de superficie y afloramiento de lecho rocoso para (a) el componente este-oeste; y (b) componente norte-sur.

Figura 9 Deformaciones de corte γyz a lo largo de la línea central del modelo 2D: (a) comparación entre modelos numéricos para suelo mejorado-T-Rex sacudidas de arriba hacia abajo de 5 kPa; y (b) comparación entre las respuestas observadas y calculadas para una mejor sacudida de arriba hacia abajo del suelo-T-Rex.

Figura 10 Valores de ru calculados en puntos de esfuerzo a lo largo de la línea central del modelo 2D para suelo mejorado: T-Rex con vibración de arriba hacia abajo de 5 kPa; comparación entre FLAC2D (Thum et al. 2021), PLAXIS2D – PM4Sand y PLAXIS2D – UBCSand.

Figura 11 Deformaciones de corte calculadas γyz a lo largo de la línea central del modelo para la sacudida de arriba hacia abajo del T-Rex: (a) comparación entre modelos numéricos 2D y 3D para suelos mejorados y naturales para la sacudida de T-Rex de 5 kPa; y (b) comparación entre casos de suelo natural y mejorado para todas las cargas de sacudida de arriba hacia abajo del T-Rex.

Figura 12 Se calcularon los valores ru del índice de exceso de presión de poro para la vibración de arriba hacia abajo del T-Rex de suelo mejorado de 5 kPa; Comparación entre modelos numéricos 2D y 3D.

Figura 13 Valores de ru calculados en puntos de esfuerzo a lo largo de la línea central del modelo PLAXIS3D para una sacudida de arriba hacia abajo de T-Rex de 5 kPa; Comparación entre casos de suelos mejorados y naturales.

Habiendo calibrado los parámetros del modelo UBCS y contra datos de experimentos in situ y análisis numéricos 2D bien documentados, simulaciones 3D de esfuerzo efectiva totalmente acopladas de la respuesta dinámica del suelo natural y mejorado, como se describió anteriormente (Figs. 4 y 5), se realizaron para evaluar el comportamiento 3D de elementos densificantes de mejora del suelo, tal como se probaron en el campo. Las respuestas calculadas se evaluaron en términos de distribuciones de deformación por corte con profundidad a lo largo de la línea central de los modelos, así como también la generación de exceso de presión de poro. Inicialmente, los resultados del modelo PLAXIS3D se compararon con PLAXIS2D; por ejemplo, para los casos de carga de 5 kPa del T-Rex natural y mejorado con RAP, las deformaciones de corte calculadas en 2D y en 3D coincidieron relativamente bien, con algunas diferencias notables [Fig. 11(a)]. Más específicamente, el modelo de suelo natural 3D produjo valores de γ un 50% más bajos a profundidades superiores a 2 m en comparación con su homólogo 2D, mientras que el modelo de suelo mejorado 3D dio deformaciones de corte ligeramente mayores que el modelo 2D correspondiente a profundidades inferiores a 2 m. 2m [Fig. 11(a)].

Ambas observaciones pueden estar asociadas con el efecto de la propagación de ondas 3D. La interferencia constructiva 3D de las ondas de corte cerca de la fuente dinámica puede provocar mayores deformaciones en estratos menos profundos, mientras que la disipación de energía a través de la amortiguación de la radiación 3D puede estar asociada con deformaciones de corte más bajas a mayores profundidades. Además, la transferencia de carga a través de la cuadrícula 3D de elementos de la pila puede conducir a un régimen de esfuerzos 3D más representativo, especialmente dentro de las capas superiores del suelo. Finalmente, al comparar los contornos de PLAXIS2D y PLAXIS3D ru al final de la sacudida para el caso de carga de 5 kPa T-Rex de suelo mejorado (Fig. 12), se observa que el modelado 3D completo de las pilas y el suelo densificado limitó las zonas de generación excesiva de presión de poro dentro de un área más estrecha; es decir, el modelo PLAXIS3D mostró valores de ru más pequeños lejos de la zona mejorada del terreno en comparación con PLAXIS 2D (Fig. 12).

Figura 14 Deformaciones de corte calculadas γyz a lo largo de la línea central del modelo para la sacudida de arriba hacia abajo del T-Rex y todos los niveles de carga dinámica considerados: (a) comparación entre modelos numéricos 3D y estimaciones basadas en datos de campo para los casos de suelo natural (dos paneles de prueba de campo); y (b) comparación entre modelos numéricos 3D y estimaciones basadas en datos de campo para los casos de suelo mejorado.

El efecto de la densificación de elementos de mejora del suelo sobre el comportamiento inducido dinámicamente de los estratos licuables es evidente en las respuestas numéricas 3D de los modelos de suelo naturales y mejorados [Figs. 11(b) y 13]. La mejora del terreno redujo los esfuerzos de corte generadas a lo largo de la línea central de los modelos para todos los niveles de carga del T-Rex [Fig. 11(b)], observándose el mayor efecto de mejora del suelo a profundidades menores (menos de 2 m). Se demostró que la metodología de mejora del suelo reduce la generación de presiones de poros excesivas en todas las profundidades, siendo los valores de ru calculados dentro de los perfiles de suelo mejorados, en promedio, entre un 30% y un 50% más pequeños que los valores de ru calculados dentro de los perfiles de suelo mejorados (Fig. 13). Esta última observación es más importante a profundidades menores (menos de 2 m), donde, debido a la proximidad a la fuente dinámica del T-Rex, se desarrollaron mayores presiones de poro excesivas (Fig. 13).

En las siguientes secciones se presentará una investigación más detallada de los mecanismos predominantes que contribuyen a la respuesta dinámica del método de mejora del terreno. Los resultados de la simulación PLAXIS3D también se validaron con las observaciones documentadas en el campo (Roberts 2017). Higos. 14 y 15 presentan las comparaciones de los resultados obtenidos numéricamente en 3D con las observaciones basadas en datos de campo para los perfiles de suelo natural y mejorado sometidos a tres niveles de carga dinámica de T-Rex (1,5, 5 y 15 kPa). La Fig. 14 muestra la comparación en términos de distribución de la deformación cortante con la profundidad, y la Fig. 15 muestra las relaciones ru –γ correspondientes que caracterizan la respuesta de los estratos a diferentes profundidades. Con base en la Fig. 14, es evidente que los números.

Las deformaciones de corte estimadas clínicamente coincidieron relativamente bien con los valores medidos tanto para el perfil natural [Fig. 14(a)] y especialmente la mejorada [Fig. 14(b)] perfil del suelo. Se observó una ligera pero notable desviación de los valores γ medidos en el T-Rex de suelo natural de 15 kPa a profundidades inferiores a 1,5 m; es decir, el análisis de elementos finitos en 3D produjo valores de deformación por corte de aproximadamente el 1%, mientras que las mediciones in situ correspondieron a deformaciones por corte del 0,2% 0,4%. Esta sobreestimación posiblemente se atribuya a una calibración relativamente deficiente de la UBCS y de los parámetros del modelo para las capas ML1 y ML2 con valores de CRR más bajos o un mayor número de ciclos deUCDSS (Fig. 6). No obstante, las deformaciones de corte de PLAXIS3D estimadas numéricamente para el perfil de suelo mejorado coincidieron más favorablemente con los datos in situ [Fig. 14(b)] en comparación con los resultados de los análisis PLAXIS2D correspondientes [Fig. 9(b)]. Esta observación también enfatiza el efecto de la propagación de ondas 3D, es decir, la interferencia constructiva 3D de las ondas de corte cerca de la fuente dinámica y la disipación de energía a través de la amortiguación de la radiación 3D. Finalmente, se pueden hacer observaciones similares comparando las relaciones calculadas y medidas entre la deformación por corte cíclica y la generación de presiones de poro excesivas a diferentes profundidades (Fig. 15); es decir, los resultados numéricos coincidieron razonablemente bien con las mediciones de campo presentadas por Roberts (2017). Sin embargo, particularmente para el caso del suelo natural, los valores de ru previstos fueron ligeramente más altos que los valores medidos en cada amplitud de deformación cortante, lo que indica un mecanismo de disipación más rápido del exceso de presiones de poro en el campo debido a permeabilidades del suelo in situ más altas que las consideradas en este estudio o la presencia de variabilidad de la capa lateral del suelo. No obstante, se puede argumentar que, con base en ambas Figs. 14 y 15, los modelos numéricos 3D desarrollados y analizados aquí para casos de suelos naturales y mejorados fueron validados frente a las observaciones de campo.

Figura 15 El exceso de relación de presión de poro ru frente a los esfuerzos de corte γyz a lo largo de la línea central para la vibración de arriba hacia abajo del T-Rex; comparación entre las respuestas de PLAXIS3D observadas (Roberts 2017) y calculadas para casos de suelos naturales y mejorados.

El rendimiento de las pruebas de campo de la metodología de mejora del suelo se evaluó adicionalmente sometiendo los modelos 3D de suelo natural y mejorado desarrollados a los componentes horizontales de los registros de la estación NNBS Darfield de Mw 7,1 del 4 de septiembre de 2010. Para evaluar el efecto de la naturaleza multidireccional de la carga sísmica real, inicialmente, los modelos 3D se sometieron a un escenario de sacudida unidireccional, donde solo se utilizó el componente EW del registro NNBS (Fig. 7). A partir de entonces, la serie temporal de velocidad entrante desconvolucionada de los componentes EW y NS del registro NNBS (Fig. 7) se utilizó como entrada en las direcciones y x, respectivamente, simulando un escenario de sacudida bidireccional.

La Fig. 16 presenta los contornos ru calculados por PLAXIS3D alrededor de las zonas centrales del modelo hasta una profundidad de 4 m en tres momentos (t = 15; 25 y 40 segundos) durante el terremoto natural [Figs. 16(ayc)] y mejorado [Figs. 16(byd)] casos de suelo y para ambos unidireccionales [Figs. 16(a y b)] y bidireccional [Figs. 16(cyd)] escenarios de carga sísmica. Para mejorar la visualización de datos, la capa superior SP-SM, que estaba por encima del nivel freático y se consideraba insaturada, no se representa en la Fig. 16. Como se ve en la Fig. 16, zonas de exceso significativo de presión de poro se acumulan (ru > 0,7) fueron evidentes en t = 25 segundos y t = 40 segundos para todos los casos y cargas sísmicas. Por el contrario, en t = 15 segundos, sólo los modelos mejorados mostraron cierta acumulación excesiva de presión de poro (ru > 0,3–0,5) dentro de la capa ML2 densificada, es decir, en profundidad 0,5 a 1,0 metros. Sin embargo, en t = 25 segundos y t = 40 segundos, los modelos de suelo presentaron extensas zonas licuadas [Figs. 16(ayc)] en comparación con los modelos mejorados [Figs. 16(byd)], lo que significa.

La efectividad del mejoramiento del terreno en la mitigación de la licuación. Además, los resultados de los análisis PLAXIS3D para el perfil natural del suelo fueron consistentes con las observaciones de campo (van Ballegooy et al. 2015) que indicaron que el sitio se licuó después del evento Darfield de Mw 7,1 del 4 de septiembre de 2010.

La Fig. 16 también ilustra el efecto de la vibración multidireccional en desencadenante de licuación. La sacudida sísmica bidireccional dio como resultado zonas licuadas sustancialmente más pronunciadas en t = 25 segundos y t = 40 segundos. Esto pareció particularmente pronunciado en los casos de suelos naturales [Figs. 16(ayc)], mientras que fue más sutil para los casos de suelo mejorado [Figs. 16(byd)]. Para validar aún más esta observación, la Fig. 17 muestra los historiales de tiempo ru calculados a tres profundidades a lo largo de la línea central de los modelos (1,25, 1,75 y 3,0 m) para los casos de suelo natural y mejorado y carga sísmica unidireccional y bidireccional. La vibración bidireccional se asoció con el rápido desarrollo de presiones de poro excesivas en t > 16 s, particularmente para el caso del suelo natural (Fig. 17). Estos hallazgos están en línea con estudios previos, que han demostrado consistentemente que la vibración multidireccional aumenta el potencial de licuación del suelo (p. ej., Pyke et al. 1975; Seed et al. 1975, 2003; Kammerer et al. 2004). Sin embargo, la sacudida multidireccional impone trayectorias de esfuerzo que no se reproducen en una prueba de un solo elemento en la que se basa el procedimiento de calibración presentado anteriormente.

Figura 16 Valores de ru calculados alrededor del punto central del modelo PLAXIS3D en diferentes instantes de sacudida de abajo hacia arriba del terremoto: (a) sacudida natural del suelo unidireccional; (b) sacudimiento unidireccional mejorado del suelo; (c) suelo natural – vibración bidireccional; y (d) vibración bidireccional mejorada del suelo.

Figura 17 Se calcularon historias de tiempo ru en puntos de esfuerzo a lo largo de la línea central del modelo PLAXIS3D para terremotos con sacudidas de abajo hacia arriba; Comparación entre casos de suelo mejorado y natural con vibración unidireccional y bidireccional.

También se evaluó la respuesta 3D del terreno mejorado comparando los modelos de suelo natural y mejorado en términos de distribución de deformaciones de corte con profundidad (Fig. 18) utilizando entradas sísmicas tanto simples como bidireccionales. Aunque las simulaciones mejoradas del terreno indicaron valores de deformación por corte sistemáticamente más pequeños, la reducción de las deformaciones por corte inducidas dinámicamente pareció más significativa para la vibración bidireccional [Fig. 18(a)]. Esta observación puede indicar una interacción mejorada entre pila y suelo en tres dimensiones, mientras que las deformaciones de corte representadas en la Fig. 18(a) se estiman a lo largo de un plano en la dirección del movimiento del suelo EW NNBS, que puede no corresponder necesariamente a la Plano que experimenta las mayores deformaciones de corte en el caso de vibración bidireccional. Además, la Fig. 18 (b) compara las respuestas de deformación por corte entre los modelos de vibración bidireccional PLAXIS3D con los informados por Thum et al. (2021), quienes utilizaron, como entrada para su modelo FLAC2D, el registro EW NNBS desconvolucionado escalado por un factor de 1.11 para tener en cuenta indirectamente la influencia de la vibración multidireccional en el desencadenamiento de la licuación.

Con base en la Fig. 18 (b), y aunque la vibración bidireccional en PLAXIS3D produce mayores esfuerzos de corte que FLAC2D para el modelo de suelo natural, el movimiento escalado estuvo más cerca de la vibración bidireccional de PLAXIS3D que del modelo PLAXIS3D con vibración unidireccional sin escala [Fig. 18(a)]. Finalmente, la Fig. 19 presenta las relaciones entre la deformación por corte cíclica y la generación de presiones de poro excesivas para los perfiles de suelo natural y mejorado a diferentes profundidades. Las estimaciones de las líneas de mejor ajuste se han ajustado a los datos, agregadas dentro de dos categorías de profundidad (Roberts 2017; Thum et al. 2021): (1) 0,75 y 1,25 m; y (2) 1,75, 2,25 y 3,0 m. Con base en la Fig. 19, se observó que la sacudida bidireccional causa un aumento en las deformaciones de corte cíclicas desarrolladas, particularmente en las capas naturales más profundas del suelo, sin alterar sustancialmente su tendencia general; es decir, las relaciones ru –γ que describen las estimaciones de la línea de mejor ajuste permanecieron aproximadamente iguales en todos los casos.

Figura 18 Deformaciones de corte calculadas γyz a lo largo de la línea central del modelo para terremotos con sacudidas de abajo hacia arriba: (a) comparación entre modelos numéricos 3D con sacudidas unidireccionales y bidireccionales; y (b) comparación entre modelos numéricos 2D escalados (Thum et al. 2021) y 3D con vibración bidireccional.

Se realizaron simulaciones adicionales en un intento de aislar los diferentes mecanismos que contribuyen a la respuesta obtenida numéricamente del terreno mejorado sometido a sacudidas sísmicas. En estos análisis paramétricos, los efectos de (1) la permeabilidad de las pilas, (2) la rigidez al corte de las pilas, (3) la densificación del suelo causada por la instalación de las pilas y (4) las presiones laterales del suelo dentro del suelo densificado fueron investigadas. Más específicamente, además del caso del modelo de referencia, como se describe en las propiedades del material y del modelo tabuladas en las Tablas 2 y 3, la respuesta 3D del sistema se evaluó utilizando: (1) valores de permeabilidad de la pila (kH;RAP) de 10−3 y 10−7 m=s, (2) velocidades de onda de corte a lo largo de las pilas (V S;RAP ) de más de 600 y menos de 250 m=s, (3) densidades relativas (DR) del suelo mejorado de al menos el 80% e igual a la valores naturales del suelo (Tabla 1) (es decir, sin densificación) y (4) valores del coeficiente de presión lateral del suelo (K0) del suelo densificado iguales a 1,0, 0,65 y 0,35. Todas las simulaciones se realizaron bajo sacudidas sísmicas bidireccionales utilizando los registros NNBS de Darfield 2010 (Fig. 7). La Fig. 20 muestra las distribuciones de deformación por corte y ru obtenidas numéricamente con profundidad a lo largo de la línea central del modelo para todos los análisis paramétricos considerados.

Los resultados numéricos de los análisis antes mencionados (Fig. 20) indican que los mecanismos que contribuyen predominantemente a la reducción de las deformaciones por corte y la generación de presión de poro dentro del perfil del suelo son: (1) densificación del suelo [Fig. 20(c)]; y (2) aumento de la presión lateral [Fig. 20(d)], siendo ambos consecuencia del proceso de instalación de la pila. Como se muestra en la Fig. 20, los perfiles de suelo mejorados experimentaron deformaciones de corte cíclicas similares independientemente de la permeabilidad y rigidez al corte consideradas de los elementos de la pila [Figs. 20(ayb), respectivamente]. Solo se observó una pequeña reducción (~10%–20%) en los valores de ru generados cuando se consideró una conductividad hidráulica relativamente grande para los elementos de la pila [kH; RAP = 10−3 m=s, Fig. 20(a)] en comparación con el escenario base (es decir, kH; RAP ¼ 7 · 10−5 m=s, Tabla 3), debido a una disipación del exceso de presiones de agua de poro. La rigidez al corte los elementos de la pila no parecieron tener un efecto distinguible en la respuesta modelada del suelo densificado [Fig. 20(b)].

Por el contrario, se demostró que diferentes grados de densificación del suelo que rodea los elementos de la pila tienen un efecto significativo en la deformación por corte calculada a lo largo de la línea central del modelo, así como en la generación de presión de agua intersticial. Cuando se consideró un perfil de suelo más denso (es decir, DR ≥ 80%) para las capas de suelo mejoradas en comparación con el caso de referencia, tanto las deformaciones de corte cíclicas como los valores de ru se redujeron a profundidades inferiores a 2 m [Fig. 20(c)]. Si no se logró la densificación del suelo después de la instalación de las pilas [es decir, el caso de “sin densificación” en la Fig. 20(c)], las deformaciones de corte y el exceso de presiones de poro exhibidas fueron significativamente mayores que en el caso de referencia, con deformaciones de corte consistentemente mayor que 0.1% y ru > 0.7 en todo el perfil del suelo [Fig. 20(c)]. Finalmente, con base en los resultados de los análisis paramétricos, un aumento en las presiones laterales del suelo dentro del suelo densificado (es decir, K0 = 0,65 y K0 = 1,0) redujo las deformaciones de corte calculadas a lo largo de toda la profundidad de la zona mejorada [Fig. 20(d)]. El coeficiente de presión del suelo en reposo (K0) tuvo un efecto secundario sobre el exceso de presión de poro generado cuando K0 = 0,65, mientras que el modelo numérico con K0 = 1,0 produjo valores de ru aproximadamente 50% más pequeños en todo el perfil del suelo mejorado [Fig. 20(d)].

Estas observaciones muestran que la densificación aumentó la resistencia a la licuación del perfil del suelo, lo que llevó a menores deformaciones de corte cíclicas y presiones de poro excesivas. Además, se observó que el aumento en las presiones laterales del suelo dentro de la zona densificada también contribuyó a la reducción de las deformaciones de corte exhibidas y el exceso de presiones de agua intersticial, particularmente para K0 = 1.0. El foco de la discusión anterior fue la evaluación de la influencia de estos mecanismos en la respuesta de presión de poro y las deformaciones de corte inducidas a lo largo de la línea central del área mejorada y puede no reflejar necesariamente la respuesta deformacional (por ejemplo, asentamientos) de un potencial sistema de cimentación en la superficie del terreno mejorado.

Figura 19 Relación de exceso de presión de poro ru versus deformaciones de corte γyz a lo largo de la línea central del modelo PLAXIS3D para sacudidas sísmicas de abajo hacia arriba: (a) comparación entre casos de suelo natural y mejorado con sacudidas unidireccionales; y (b) comparación entre casos de suelo natural y mejorado con vibración bidireccional. Las líneas discontinuas representan estimaciones de las líneas que mejor se ajustan a los datos: gris claro para casos de suelo natural y gris oscuro para casos de suelo mejorado.

Figura 20 Effect of (a) pier permeability (kH; RAP); (b) pier shear stiffness (V S; RAP); (c) relative density (DR) of improved soil; and (d) lateral earth pressures (K0) of improved soil on shear strains and excess pore pressure ratio ru along the centerline of the PLAXIS3D model for earthquake bottom–up bidirectional shaking.