¿Qué es la licuación del suelo y cómo la geotecnia moderna la enfrenta?
By: Kord Wissmann, PhD, PE, BC.GE. Principal, Intechnics, Inc., Mooresville, NC. Allen Bowers, PhD, PE. Ingeniero en Jefe, Geopier, una División de CMC, Davidson, NC. Jorge Arroyo, M.S., PE. Gerente México, Geopier, una División de CMC, Soilsolution,Este blog presenta el contexto histórico de los métodos de diseño contra licuación y profundiza en la mecánica de la mitigación. Su interés radica en que considera nuevos enfoques y métodos de diseño para el tratamiento de suelos limosos difíciles de mejorar y porque ofrece nueva visión sobre cómo medir estas mejoras mecánicas.
La licuación de suelos ocurre cuando depósitos granulares sueltos, saturados y cercanos a la superficie son sometidos a movimientos sísmicos del terreno suficientemente intensos y prolongados para mantener un incremento en la presión de poro. Las consecuencias de la licuación pueden ser devastadoras, ya que la reducción en la resistencia al corte del suelo conduce a fallas por capacidad de carga, inestabilidad de taludes, grandes presiones laterales de tierra y, subsecuentemente, asentamientos volumétricos significativos.
El diseño contra la licuación requiere conocimiento de la mecánica de licuación, una comprensión de los requerimientos post-sísmicos de las estructuras del sitio, así como del costo de las medidas de mitigación. Los métodos de diseño consideran: la iniciación de la licuación, la respuesta del suelo posterior a la licuación y la selección de métodos de mitigación apropiados. Estos métodos pueden incluir: evitar los estratos licuables, reducir los esfuerzos cortantes aplicados a los mismos o mejorar el suelo para resistir mejor los esfuerzos sísmicos de corte.
Tradicionalmente, los suelos granulares limpios y sueltos se mejoran con métodos diseñados para incrementar la densidad relativa. Sin embargo, materiales más limosos que también son potencialmente licuables se consideran generalmente poco susceptibles a densificación y, a menudo, difíciles de mejorar.
Antecedentes
La licuación de suelos suele tener consecuencias devastadoras. Identificada por primera vez por Arthur Casagrande para explicar fallas estáticas por flujo en presas de tierra, la licuación no fue un tema clave en la ingeniería geotécnica hasta 1964, cuando los sismos del Viernes Santo en Alaska y el de Niigata en Japón ocasionaron fallas masivas en el terreno y daños sin precedentes. Ejemplos de ello fueron la devastadora destrucción de estructuras portuarias en Seward, Whittier y Valdez, deslizamientos en Anchorage, así como el colapso de edificios altos y puentes en Japón (National Research Council, 1985).
En 1971, el sismo de San Fernando, cerca de Los Ángeles, provocó la inestabilidad por licuación de la presa inferior de San Fernando. Afortunadamente, la presa mantuvo un bordo libre suficiente después del asentamiento inducido por licuación para evitar una ruptura, la cual probablemente habría resultado en la pérdida de innumerables vidas río abajo (National Research Council, 1985).
En años más recientes, la licuación ha impactado severamente a comunidades en Chile, Turquía, Indonesia y Ecuador, y ocasionó la destrucción del Distrito Central de Negocios de Christchurch, Nueva Zelanda, durante la secuencia sísmica de Canterbury (2010–2011) (Wissmann et al., 2015). (Figura 1).
Desde finales de la década de 1960, la licuación ha sido objeto de innumerables investigaciones universitarias que han dado lugar a múltiples métodos de diseño y lineamientos para reducción de riesgos. Gran parte del trabajo inicial fue desarrollado por los profesores Whitman y Castro en MIT, quienes promovieron métodos basados en la Teoría del Estado Crítico, y por el profesor Seed y sus colaboradores en Berkeley, quienes propusieron el “método simplificado” apoyado en pruebas in situ.
Desde entonces, la investigación se ha enfocado en factores de escala de magnitud, efectos del esfuerzo de confinamiento, efectos de esfuerzos cortantes, impactos de técnicas de perforación, uso de ensayos de penetración cónica (CPT) y predicciones basadas en velocidad de ondas de corte, contenido de finos, análisis de confiabilidad y predicción de deformaciones del suelo bajo condiciones predominantemente geostáticas.
A pesar del vasto volumen de trabajos, aún existen muchas incógnitas, especialmente en cuanto a guías de diseño aplicables a la práctica geotécnica. Ejemplos incluyen:
1. ¿Cómo predecir fácilmente las deformaciones en sitios con evidencia de disparo de licuación, cargados tanto por esfuerzos geostáticos como estructurales?
2. ¿Cómo diseñar cimentaciones profundas en suelos considerados licuables, considerando posibles efectos de downdrag y reducción de resistencia lateral durante el sismo?
3. ¿Cuándo y cómo aplicar técnicas de mejoramiento de suelos en sitios licuables, cómo funcionan en suelos que no pueden densificarse fácilmente y cómo calcular las deformaciones posteriores al mejoramiento?
La mitigación de la licuación es de especial interés para los practicantes de la geotecnia porque las soluciones resultantes pueden implicar costos enormes, que no siempre son escalables al desarrollo propuesto.
Dado que la licuación se origina por cargas sísmicas independientes de las cargas de la estructura, soluciones que solo consideren el disparo de licuación, sin contemplar la respuesta estructural, pueden llevar a diseños inapropiados.
Por ejemplo, un sitio con propensión a licuación y distorsión del suelo puede plantearse para construir:
• (a) una tienda de conveniencia de un piso,
• (b) un edificio de departamentos de 10 pisos, o
• (c) un hospital de 5 pisos.
La solución de mitigación que limite los asentamientos a 5 cm (2 pulgadas) podría ser aceptable para el edificio de departamentos, pero inadecuada para el hospital (que requiere tolerancias de asentamiento más estrictas) y también inapropiada para la tienda, donde el costo de la mitigación superaría el de la propia superestructura.
Historia sencilla de los métodos de diseño
El diseño frente a la licuación de suelos generalmente se desarrolla en tres pasos para los sitios afectados:
1. Estimar el potencial de disparo de la licuación (triggering).
2. Estimar las consecuencias del disparo de la licuación.
3. Determinar el método más efectivo para lograr un nivel aceptable de desempeño.
El disparo de la licuación requiere determinar tanto el esfuerzo cortante sísmico aplicado como la resistencia del suelo frente al rápido incremento de presión de poro durante cargas cíclicas. Ambos aspectos suelen generar incertidumbre incluso en ingenieros geotécnicos experimentados.
El profesor Whitman (MIT) y el profesor Seed (Berkeley) fueron los primeros en desarrollar un método sencillo para estimar los esfuerzos cortantes aplicados mediante un diagrama de cuerpo libre pseudoestático y factores de corrección simples. Esto derivó en la conocida expresión para el Cociente de Esfuerzo Cortante Cíclico (CSR):
Donde:
= esfuerzo cortante cíclico aplicado.
amax = aceleración máxima del terreno, como múltiplo de la constante gravitacional g.
v ,v’ = esfuerzo vertical total.y efectivo
rd = factor de reducción con la profundidad.
La constante 0.65 fue determinada por el profesor Seed para representar la fracción de energía transmitida por los componentes de onda de alta amplitud, mientras que el factor r_dcorrige por la respuesta no perfectamente rígida de la columna de suelo.
La resistencia del suelo frente a la licuación puede determinarse mediante la teoría del estado crítico desarrollada en el MIT o, de manera más práctica, utilizando el método empírico de Seed y sus colaboradores. Este modelo, conocido como el “Método Simplificado de Seed”, suele ser preferido debido a su facilidad de aplicación y a que no requiere muestreos ni ensayos de laboratorio costosos.
La Figura 2a (Boulanger & Idriss, 2014) ilustra este método utilizando datos del SPT (Standard Penetration Test). Seed compiló datos de distintos terremotos en sitios con magnitud, aceleración máxima, estratigrafía, valores de Ndel SPT y observaciones de licuación o no licuación.
Los valores de CSR, con círculos abiertos representan no licuación y con círculos cerrados representan licuación. La línea de disparo desarrollada empíricamente se traza para separar de la mejor manera posible las poblaciones con y sin licuación observada.
Usando el gráfico mostrado en la Figura 2a, los ingenieros pueden ahora:
• Estimar los esfuerzos cortantes aplicados (CSR) empleando la Ecuación 1.
• Estimar la resistencia cortante del suelo (CRR) aplicando los valores de Nmedidos en sitio a la línea de disparo y leyendo la resistencia correspondiente.
• Calcular el factor de seguridad contra licuación (FS) como la relación entre CRR/CSR.
Como se mencionó anteriormente, el método incluye muchos factores de corrección que no se muestran explícitamente en la Ecuación 1 y que consideran los efectos de: confinamiento, esfuerzo cortante, métodos de perforación, contenido de finos y magnitud del sismo.
Boulanger e Idriss (2014) muestran correcciones por contenido de finos (Figura 2b), donde un mayor contenido de finos produce un incremento en la presión de poro durante la prueba SPT, volviendo al ensayo parcialmente no drenado y resultando en una menor resistencia a la penetración medida durante el ensayo.
El método simplificado, aplicado de la forma descrita anteriormente para mediciones con SPT, fue posteriormente replicado con enfoques similares empleando CPT (Figuras 2c y 2d, después de Boulanger e Idriss, 2014).
La Figura 3 presenta correlaciones de CRR a partir de mediciones de velocidad de onda de corte (Vs) (Andrus et al., 2004).
Cabe destacar que, al comparar las Figuras 2b, 2d y 3, se observa que las correlaciones basadas en Vs son mucho menos dependientes del contenido de finos, probablemente porque este método se realiza a bajas deformaciones, sin generar presiones de poro excesivas durante la prueba.
El uso de estos métodos empíricos simplificados para el disparo de la licuación derivó en investigaciones adicionales (Ishihara et al., 1992; Zhang et al., 2002), que produjeron métodos semi-empíricos para estimar:
• La deformación volumétrica bajo cargas geostáticas.
• La resistencia al corte cíclica post-licuación (Olson y Stark, 2002).
Estos enfoques semi-empíricos permiten a los ingenieros estimar los asentamientos volumétricos pseudoestáticos post-licuación y la resistencia al corte post-licuación para su uso en cálculos de diseño.
Desde el punto de vista mecánico
Los métodos simplificados descritos anteriormente presentan un marco mecanicista para estimar los esfuerzos cortantes cíclicos aplicados (CSR), pero son poco satisfactorios desde el punto de vista mecánico respecto a la resistencia al corte cíclica (CRR). Quedan sin resolver preguntas como: (1) ¿cómo se relacionan los métodos empíricos con las propiedades estáticas del suelo?, y (2) ¿cómo se utilizan las deformaciones volumétricas y resistencias al corte resultantes para estimar la respuesta de diversas soluciones geotécnicas?
Demasiadas soluciones
Una vez estimado el potencial de disparo, los asentamientos volumétricos resultantes y las resistencias al corte post-licuación, debemos desarrollar soluciones de diseño apropiadas para los proyectos.
• Las soluciones más rentables suelen ser las que aprovechan “costras” de suelo existentes o construidas sobre capas licuables, con el fin de reducir los efectos de la licuación en la superestructura.
• En contraste, las soluciones más robustas (y costosas) generalmente son aquellas que emplean cimentaciones profundas, diseñadas adecuadamente para soportar cargas de arrastre hacia abajo (downdrag) y la reducción de resistencia lateral post-licuación.
• Los métodos de mejoramiento de suelos en sitios donde se tolera cierto movimiento post-licuación suelen ser los preferidos por su efectividad en costo.
La puerta intermedia
Los métodos de mejoramiento de suelos empleados para volverlos menos licuables pueden basarse en distintos mecanismos:
1. Incrementar la densidad de las capas licuables.
2. Reducir los esfuerzos cortantes cíclicos aplicados a dichas capas.
3. Incrementar el drenaje para evitar la inestabilidad del suelo.
4. Aumentar los esfuerzos de confinamiento, para que el suelo soporte mayores esfuerzos cortantes cíclicos.
5. Incrementar la rigidez post-licuación de la masa de suelo.
Tradicionalmente, la mayoría de los métodos de mejoramiento se han enfocado en el primer mecanismo (aumento de densidad), aplicando cargas vibratorias o de impacto al terreno (Figura 4). Entre estos se incluyen:
• Compactación dinámica profunda (DDC)
• Compactación rápida por impacto (RIC)
• Vibroflotación / Columnas de grava
• Columnas de agregado compactado (Rammed Aggregate Piers)
Estos métodos son especialmente efectivos en suelos granulares limpios, sueltos y saturados, pero menos eficaces en suelos con alto contenido de finos, ya que la energía aplicada se disipa en aumento de presión de poro en lugar de reducir el índice de vacíos y reacomodar partículas.
También pueden emplearse paneles subterráneos de columnas de suelo-cemento, jet grouting o incluso pilas tangentes perforadas, debido a su mayor rigidez cortante comparada con el suelo in situ. Sin embargo, investigaciones recientes (Rayamajhi et al., 2013; Zalachoris et al., 2023) muestran que las columnas individuales son menos efectivas de lo esperado, ya que tienden a flectar (pandeo de Euler) en lugar de deformarse por corte durante la carga, reduciendo así su eficacia en el reforzamiento global del suelo. Dado que los muros de panel son costosos y solo se usan cuando otros métodos son ineficaces, no se considerarán más en este trabajo.
El aumento del drenaje es otro mecanismo de mitigación, pero con la desventaja de que el drenaje en sí produce asentamientos. Estos sistemas deben diseñarse para evacuar el agua lo suficientemente rápido y, además, la estructura debe tolerar las deformaciones asociadas.
El incremento del esfuerzo de confinamiento es un mecanismo reconocido para reducir la licuación, desarrollado inicialmente en Japón (Ishihara y Takatsu, 1979; Harada et al., 2010) y posteriormente estudiado por Salgado et al. (1997), Boulanger (2003) y Amoroso et al. (2024). Los factores de corrección propuestos por Amoroso et al. (2024) se muestran en la Figura 5, donde se presentan curvas de disparo de licuación ajustadas según el grado de esfuerzo lateral desarrollado tras el mejoramiento.
Finalmente, investigaciones recientes de Rollins et al. (2021) en un sitio reforzado con Columnas de Agregado Compactado demuestran los beneficios de aumentar la rigidez compuesta del suelo post-licuación, usando un método de módulo ponderado para estimar la reducción de asentamientos volumétricos post-licuación (Figura 6).
¿Qué tan bien lo hacemos?
Los ingenieros suelen evaluar la eficacia de los métodos de mejoramiento mediante programas de ensayos antes y después de la intervención, incluyendo SPT, CPT y pruebas de velocidad de onda de corte.
La Figura 7 muestra los resultados de un programa CPT antes y después de la instalación de columnas de agregado compactado de 0.5 m de diámetro, espaciadas a 2 m en cuadrícula. Los resultados indican:
• Incremento muy marcado de resistencia en las capas de arena limpia.
• Incremento bueno en capas de arena limosa.
• Nulo en capas de limo arenoso.
Aplicando los métodos de disparo de licuación y estimación de deformaciones volumétricas descritos, los ingenieros pueden cuantificar rápidamente la reducción de susceptibilidad a la licuación y de la deformación volumétrica en arenas y arenas limosas.
Dado que no se observa mejora en los limos arenosos, estas capas se consideran aún licuables según el método CPT, a pesar de que evidencia experimental (Amoroso et al., 2024) sugiere que deberían ser menos licuables debido al aumento en presión lateral.
Los resultados de la Figura 7 demuestran la falta de coherencia entre nuestros métodos actuales de evaluación y la mecánica real del fenómeno.
La experiencia de Christchurch
Tras la devastadora secuencia sísmica de Canterbury (Christchurch, NZ) de 2010–2011, Nueva Zelanda realizó una revisión exhaustiva sobre cómo y por qué licuaron distintos sitios, sus consecuencias y las prácticas de remediación recomendadas.
El estudio incluyó licuación inducida por voladuras en sitios de prueba a lo largo del río Avon, investigados mediante SPT, CPT, velocidad de ondas de corte, equipos vibroseis (T-Rex), entre otros métodos, aplicados a diferentes técnicas de mejoramiento (Wissmann et al., 2014).
La Figura 8 muestra:
• Una fotografía del sitio de prueba en el río Avon.
• Un perfil de las condiciones del suelo en el Sitio 3, posteriormente reforzado con columnas de agregado compactado de 0.5 m de diámetro, instaladas hasta 4 m de profundidad y espaciadas a 2 m en patrón triangular.
• El método constructivo de instalación de estas columnas.
La Figura 9 presenta perfiles CPT de Ic, resistencia de punta normalizada y CRR calculados antes y después de la instalación. Los perfiles CPT fueron corregidos por sobrecarga y contenido de finos para generar valores adimensionales qc1ncs (Boulanger & Idriss, 2014).
La Figura 10 muestra perfiles de velocidad de onda de corte (Vs) convertidos a módulo cortante en pequeñas deformaciones (Go) usando la expresión:
Go=ρ" " Vs^2
donde:
ρ= densidad del suelo.
Vs= velocidad de onda de corte (m/s).
Dado que los valores fueron corregidos por esfuerzo de confinamiento, se utilizará en adelante el símbolo Go1.
Los valores de CRR en las Figuras 9 y 10 se calcularon con los métodos de Boulanger & Idriss (2014) y Andrus et al. (2004).
Los perfiles de CPT mostrados en la Figura 9 indican que la capa de arena limpia con valores de Ic<2.0, a profundidades entre 2 m y 2.5 m bajo la superficie, presenta una densificación considerable: la resistencia de punta normalizada del CPT aumenta en un factor de 1.6 a 2.0 (de aproximadamente 120 a un rango de 200–250), y los valores de CRR calculados se incrementan de aproximadamente 0.15 a más de 0.5.
De manera similar, los perfiles de Go1 muestran un aumento de Go1 en un factor de alrededor de 1.3 (de aproximadamente 75 MPa a cerca de 100 MPa) y un incremento en CRR de aproximadamente 0.25 a más de 0.6 en la capa de arena limpia entre profundidades de 2.0 a 2.5 m.
Ambos conjuntos de perfiles, en los horizontes de arena limpia, evidencian incrementos sustanciales tanto en la resistencia de punta del CPT como en la rigidez del suelo a pequeñas deformaciones (Go1) después de la instalación, además de incrementos similares en los valores de CRR calculados.
Cabe destacar, sin embargo, que los perfiles de CPT no muestran aumento en la resistencia a la penetración en la capa superior de limo, mientras que el perfil de velocidad de onda de corte sí indica un incremento en Go1 de hasta 50 %.
La Figura 11 presenta los perfiles de las relaciones Go1/qc1cs para el Sitio 3, antes y después del mejoramiento del terreno. Los perfiles también muestran las razones Go1/qc1cs, donde qc1cs se calcula como el producto del valor adimensional qc1ncs por la presión atmosférica, expresado en unidades consistentes con las de Go1.
La Figura 11 también muestra el rango de relaciones Go1/qc1cs representadas por las curvas de disparo de licuación. Este rango, que se extiende aproximadamente entre 4 y 6, se obtiene normalizando el valor de disparo Go1 de la Figura 3 con el valor de disparo qc1cs de la Figura 2c, a lo largo de los diferentes valores de CSR representados en las gráficas.
Los resultados mostrados en la Figura 11 indican lo siguiente:
• El rango de Go1/qc1cs representado por arenas predominantemente aluviales, recientemente depositadas, en las curvas de disparo de licuación, se sitúa aproximadamente entre 4 y 6, dependiendo del CSR.
• En la capa de arena limpia densificable del Sitio 3, entre 2 m y 4 m de profundidad, los valores de Go1/qc1cs son aproximadamente 8 a 10 antes de la densificación y 4 a 6 después de la instalación de las columnas de agregado compactado (RAPs). Estos resultados sugieren que la arena limpia estaba ligeramente cementada/envejecida antes de la densificación. Esto se debe a que los valores de Go1 provienen de mediciones de Vs1 en bajas deformaciones, que no tienen la capacidad de cortar el suelo, mientras que los valores de qc1cs provienen de CPT realizados a niveles de deformación más altos, asociados a reacomodo y corte de partículas. Después de la instalación de RAPs, las razones Go1/qc1cs se ajustan a las curvas de disparo desarrolladas para materiales aluviales recientemente depositados. En nuestra opinión, los valores de Go1/qc1cs en esta capa pueden aumentar con el tiempo/envejecimiento.
• En el material limoso y arena limosa por encima de los 2 m de profundidad, los valores de Go1/qc1cs varían entre 4 y 6 antes de las instalaciones y aumentan ligeramente a un rango de 5 a 7 después de éstas. Este incremento representa un aumento de 20 a 40 % en Go1 y en CRR (Figura 11). Los incrementos en Go1/qc1cs indican un posible aumento en la presión lateral de tierras o envejecimiento en materiales más limosos (Hayati y Andrus, 2009). En nuestra opinión, este incremento en la rigidez se debe al aumento de presión lateral descrito por Amoroso et al. (2024) (Figura 5), que también indica un aumento en CRR de entre 20 y 40 %, dependiendo de qc1n y del incremento en presión lateral.
Conclusiones
Los resultados de la investigación en el Sitio 3 de Christchurch (Nueva Zelanda) muestran que:
• En arenas limpias, tanto el método CPT como el de velocidad de onda de corte (Go) ofrecen resultados consistentes en condiciones pre y post-instalación.
• En la capa de arena limosa, el método CPT no evidenció mejoramiento, mientras que los resultados de Go1 mostraron un incremento de aproximadamente 20 a 40 % en rigidez. En nuestra opinión, este aumento refleja la mayor rigidez del suelo debido al incremento en el esfuerzo lateral, lo que reduce el índice de vacíos y eleva los valores de Go1.
• El incremento en los valores de Go1 es consistente con el aumento en la resistencia a la licuación por efecto de presión lateral, tal como sugieren Amoroso et al. (2024) (ver Figura 5).
• En la capa densificada de arena limpia, entre profundidades de 2 m y 4 m, los valores de Go1/qc1 sugieren que esta capa pudo haber estado moderadamente cementada antes de la instalación, y posteriormente se comportó como no cementada tras la ejecución de las columnas.
• Los perfiles de Go1/qc1cs obtenidos antes y después del mejoramiento muestran potencial para proporcionar una comprensión más profunda de la mecánica del suelo en terrenos mejorados contra la licuación, en especial en aquellos clasificados como “licuables pero no densificables”.
Referencias
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