Manual Técnico Práctico-Zonif.Sísmica -Gye

PROYECTO: ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011

MANUAL PRÁCTICO PARA LA CARACTERIZACIÓN GEOLÓGICA, GEOTÉCNICA Y SÍSMICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL

Realizado por:

GEOESTUDIOS S.A. Elaborado para:

SECRETARÍA DE GESTIÓN DE RIESGOS

Director e investigador principal: Dr. Xavier Vera Grunauer

Investigadores Investigadores en Geología: Dr. Stalin Benítez Acosta Ing. Geol. Andrea Hermenejildo De La A Dr. Katthy Lopez

Investigadores Investigadores en Geotecnia e Ingeniería Sísmica: Ing. Jenny Ramírez Calderón, MI Ing. Ignacio Ochoa Mayo Ing. Rodrigo Gómez Pérez, MSc Ing. Danilo Dávila Ing. Oscar González

Asesores Internacionales: Dr. Jonathan Bray (UC Berkeley) Dr. Juan Pestana (UC Berkeley)

AGRADECIMIENTOS Al alcalde Ab. Jaime Nebot Saadi, de la muy Ilustre Municipalidad de Guayaquil, por el apoyo otorgado para desarrollar el estudio de zonificación geotécnica y geológica en la ciudad durante los años 2005 a 2006, con la participación del Instituto de Ingeniería de la Universidad Católica de Santiago de Guayaquil. A la Universidad de California, Berkeley, por el apoyo en la ejecución de los ensayos avanzados de laboratorio de suelos. A las Naciones Unidas, PNUD, en el desarrollo de la estrategia de Reducción de Riesgo de Desastres (Sismos, Deslizamientos Deslizami entos e Inundaciones) para la ciudad de Guayaquil. Finalmente, a la ministra Dr. María del Pilar Cornejo de Grunauer, de la Secretaria de Gestión de Riesgos del Ecuador, por el apoyo en el desarrollo del presente estudio.

ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Página 1

PRÓLOGO Durante los años 1998 y 1999, la Universidad Católica Santiago de Guayaquil, desarrolló el proyecto denominado RADIUS (cuyas siglas en inglés equivalen a “Herramientas de Evaluación del Riesgo para el Diagnóstico de Zonas Urbanas contra Desastres Sísmicos” ) con el objeto de concientizar a la población sobre los riesgos sísmicos presentes en la ciudad de Guayaquil. Posteriormente, con con el auspicio de la Muy Ilustre Municipalidad Municipalidad de Guayaquil, Guayaquil, un grupo de investigadores (Benítez et al., 2005; Vera Grunauer et al., 2005) desarrollaron el proyecto Investigación y Estudio del Comportamiento Dinámico del Subsuelo y Microzonificación Sísmica de la Ciudad de Guayaquil , en dos fases (I y II), para estudiar el comportamiento

dinámico del subsuelo. En la actualidad, la Secretaría de Gestión de de Riesgos, SGR, en en su trabajo permanente permanente en la reducción del riesgo en el Ecuador, ha considerado necesario desarrollar el proyecto Elaboración del documento de la microzonificación sísmica y geotécnica de la Ciudad de Guayaquil, según la Norma Ecuatoriana de la Construcción 2011 , y así presentar una

versión actualizada de las últimas investigaciones. El “Manual práctico para la caracterización geológica, geotécnica y sísmica de la ciudad de Guayaquil” responde a la Norma Ecuatoriana de la Construcción (NEC 2011), la cual dicta que “Las municipalidades con poblaciones superiores a 100,000 habitantes serán las responsables de realizar estudios de microzonificación sísmica y geotécnica en su territorio, con el propósito de conocer la geología local, la distribución espacial de los estratos de suelo y evaluar localmente las demandas sísmicas que se presentarán en su jurisdicción, para fines no solo de diseño sísmico, sino también regulación urbana y no urbana, planificación ter ritorial ritorial y de infraestructura”. La ciudad de Guayaquil se ve afectada

claramente por esta regulación. Este documento técnico servirá para la aplicación inmediata en la ciudad de Guayaquil y de ejemplo metodológico para las otras ciudades del país que superen dicha población. Por otra parte, la Norma Ecuatoriana de la Construcción, NEC (2011) indica que los análisis de respuesta dinámica se deben realizar para perfiles de suelos calificados como tipo F (definido en ASCE-7, 2010) y una gran extensión de Guayaquil, en especial sus depósitos de suelo deltaicos-estuarinos, se clasifican bajo esa categoría. Tales regulaciones forzaron y alentaron la realización del tipo de investigación que se presenta en este manual.


Los estudios llevados a cabo en esta investigación cumplen los requisitos de los numerales 2.5.4.9.1 y 2.5.4.9.2. de la NEC (2011). Como resultado de este estudio de microzonificacion se presentan espectros de diseño sismico locales que prevaleceran sobre los espectros de diseño generales de la NEC (2011).


Contenido 1. INTRODUC INTRODUCCIÓN CIÓN .......... ............... .......... .......... .......... .......... .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ......... 1 1.1. Objetivos ............................................. ................................................................... ............................................ ............................................ ........................... ..... 1 1.2. Alcance ........................................... .................................................................. ............................................. ............................................ .............................. ........ 2 1.3. Justificación ............................................ .................................................................. ............................................ ............................................. .......................2 2. MAPA GEOLÓGIC GEOLÓGICO O DE GUAYAQUI GUAYAQUIL L ............. .................. .......... ......... ......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... .......... ..... 3 2.1. Macrodominios geológicos...................................................... ............................................................................ .................................. ............3 2.1.1 La llanura aluvial de los ríos rí os Daule y Babahoyo ................................ ...................................................... ........................ 4 2.1.2 El Complejo Deltaico-Estuarino del estuario de la ría Guayas.................................. .................................. 4 2.1.3 Las colinas de la l a Cordillera de Chongón-Colonche .......................................... .................................................. ........ 5 2.2. Descripción de los dominios de relieve para el área de Guayaquil ...........................8 2.2.1. Dominio Estructural ........................................... .................................................................. ............................................. .............................. ........ 8 2.2.2. Dominio Erosivo................................... Erosivo......................................................... ............................................ ............................................. .......................8 2.2.3. Dominio Acumulativo ............................................................... ..................................................................................... .............................. ........ 8 2.3. Descripción de los suelos ........................ .............................................. ............................................ ............................................ ........................ 8 2.3.1 Suelos Residuales............................ Residuales.................................................. ............................................. ............................................. .............................. ........ 9 2.3.2 Suelos Transportados....................................................... .............................................................................. .......................................... ...................9 2.3.3 Suelos Coluviales.................................................. ......................................................................... ............................................. .............................. ........9 2.3.4 Suelos Coluviales-Aluviales........................................................... ................................................................................. ......................... ...10 2.3.5 Suelos Aluviales.................................. Aluviales........................................................ ............................................ ............................................. ........................... 10 2.3.6 Suelos Deltáicos estuarinos................................ estuarinos...................................................... ............................................ ................................ .......... 10 2.4. Descripción de las formaciones geológicas ................................. ....................................................... ............................ ...... 10 2.4.1 Formación Piñón ............................................ .................................................................. ............................................ .................................... ..............10 2.4.2 Formación Cayo............................................................ .................................................................................. ........................................... .....................11 2.5. Mapa geológico de Guayaquil ................................................. ....................................................................... ................................ .......... 11 3. INFORMAC INFORMACIÓN IÓN GEOTÉCN GEOTÉCNICA ICA BASE BASE PARA PARA LA INVEST INVESTIGAC IGACIÓN IÓN .......... .............. .... 13 3.1. Campaña de exploración geotécnica (2005) ....................... ............................................. .................................... .............. 13 3.2. Campaña de exploración del presente proyecto......................................... ....................................................... .............. 14 4. ZONIFICA ZONIFICACIÓN CIÓN GEOTÉCN GEOTÉCNICA ICA DE LA CIUDAD CIUDAD DE DE GUAYAQUIL GUAYAQUIL.......... .............. ...... 16 4.1.1. Zona Geotécnica D1, D2 y D3: Depósitos Deltaicos-Estuarinos ...................... ...................... 17 4.1.2. Zona Geotécnica D4: Depósitos de la Llanura Aluvial ..................................... ..................................... 18 4.1.3. Zona Geotécnica D5: Depósitos Aluvio-Lacustre ........................................... ...............................................18 4.1.4. Zonificación Geotécnica D6: Depósitos Coluviales .......................................... ..........................................18 4.1.5. Zona Geotécnica D7: Depósitos residuales y formación rocosa ....................... ....................... 19 ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - i

5. PARÁM PARÁMETR ETROS OS GEOT GEOTÉNI ÉNICOS COS DE DE LOS LOS SUELO SUELOS S DE LA LA CIUDA CIUDAD D DE GUAYAQUIL............................................. ................................................................... ............................................ ............................................ .............................. ........ 19 5.1. Sensitividad............................................. ................................................................... ............................................ ........................................... .....................23 5.2. Superficie específica .......................................... ................................................................ ............................................ ................................ ..........23 5.3. Gravedad específica de los sólidos .............................................. ..................................................................... ............................ ..... 24 5.4. Peso volumétrico................................................ ...................................................................... ............................................ ................................ ..........25 5.5. Resistencia al corte no drenada e historia de esfuerzos ........................................... ...........................................25 5.6. Compresibilidad ......................................... ............................................................... ............................................. ........................................ .................28 6. COMPOR COMPORTAM TAMIEN IENTO TO ESTÁT ESTÁTICO ICO Y DINÁ DINÁMI MICO CO DE LAS LAS ARCI ARCILLA LLAS S DE GUAYAQUIL............................................. ................................................................... ............................................ ............................................ .............................. ........ 30 6.1. Mineralogía y estructura de las arcillas de Guayaquil ........................................... ............................................... 31 6.1.1. Mineralogía de las arcillas de Guayaquil .......................................... ........................................................... .................31 6.1.2. Estructura de las arcillas de Guayaquil ............................................. .............................................................. .................32 6.2. Comportamiento estático .......................................... ................................................................ ............................................ ......................... ... 33 6.2.1. Compresibilidad ........................................... ................................................................. ............................................ ................................ .......... 33 6.2.2. Resistencia al esfuerzo cortante ..................................... ........................................................... .................................... .............. 34 6.3. Comportamiento dinámico........................................ .............................................................. ............................................ ......................... ... 36 6.3.1. Comportamiento cíclico de las arcillas de Guayaquil........................................ Guayaquil........................................ 36 6.3.1.1. Curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento para las arcillas arcillas de Guayaquil ........................................... ................................................................. ........................................... .....................36 6.3.2. Modelación numérica del comportamiento de las arcillas de Guayaquil .......... .......... 37 6.3.2.1. Modelación del ensayo de corte simple monotonico y cíclico de las arcillas de Guayaquil...................................... Guayaquil............................................................ ............................................. ........................................ ................. 37 6.3.2.2. Modelo de influencia del esfuerzo de confinamiento en las curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento para las arcillas de Guayaquil 39 6.3.2.3. Calibración del modelo MKZ para la respuesta cíclica de las arcillas de Guayaquil 42 7. ECUACI ECUACIONE ONES S DE CORRE CORRELAC LACIÓN IÓN PARA PARA ESTIM ESTIMAR AR LA VELO VELOCID CIDAD AD DE ONDA CORTANTE CON LOS PARÁMETROS GEOTÉCNICOS DE LOS SUELOS DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL ............................................. ................................................................... ..................................... ............... 44 7.1. Correlaciones basadas en el Contenido de Humedad Natural ................................. .................................44 7.2. Correlaciones basadas en la Resistencia al corte no drenada ..................................45 7.3. Correlaciones basadas en el Ensayo de Penetración Estándar ................................. ................................. 47 7.4. Correlaciones basadas en el Ensayo de Cono Estático ............................................ ............................................48 8. ANÁLI ANÁLISIS SIS DE DE RESPU RESPUEST ESTA A SÍSMIC SÍSMICA A DE LOS LOS DEPÓSI DEPÓSITOS TOS DELT DELTAIC AICOS OS ESTUARINOS Y ALUVIALES ................................................ ...................................................................... ......................................... ................... 50 8.1. Movimientos sísmicos de entrada para el análisis .............................. ................................................... .....................50 ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - ii

8.1.1. Espectros de diseño y de peligro uniforme en el sitio de afloramiento de la ciudad de Guayaquil .......................................................... ................................................................................ ............................................. ........................... 50 8.1.2. Movimientos sísmicos de fallas activas cercanas (eventos de fuente cercana) . 50 8.1.3. Movimientos sísmicos de subducción (eventos de fuente f uente lejana) .....................50 8.1.4. Mediana de los movimientos sísmicos ............................................. .............................................................. .................53 8.1.5. Movimientos sísmicos registrados en Guayaquil .............................................. .............................................. 53 8.2. Análisis de calibración y predicción para el sitio Estadio Ramón de Unamuno (ERU) 55 8.3. Perfiles de sitio representativos considerados para cada zona geotécnica...............56 8.3.1. Estimación de la profundidad del Semiespacio ................................ ................................................. .................57 8.3.2. Perfil de velocidad de ondas cortantes por cada Zona Geotécnica ....................58 8.3.3. Parámetros no lineales del suelo ............................. ................................................... ........................................... .....................61 8.3.4. Análisis de respuesta dinámica de sitio para cada Zona Geotécnica .................61 9. DETERM DETERMINA INACIÓ CIÓN N DEL PERÍ PERÍODO ODO ELÁS ELÁSTIC TICO O E INELÁS INELÁSTI TICO CO DE LAS LAS ZONAS GEOTÉCNICAS DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL..................................... ..................................... 62 9.1. Procedimientos para la estimación de período elástico de sitio siti o............................... ............................... 63 9.2. Técnica de microtremores para obtener el período elástico de sitio ........................ ........................65 9.3. Variación espacial del período elástico de sitio del subsuelo de Guayaquil............ 66 9.4. Variación del período inelástico de sitio para las zonas geotécnicas de Guayaquil 68 10. PROCEDIM PROCEDIMIENT IENTO O PARA OBTENER OBTENER LOS ESPECT ESPECTROS ROS ELÁSTICO ELÁSTICOS S DE DISEÑO PARA GUAYAQUIL ............................................. ................................................................... ............................................ ........................ 69 10.1. Espectro de respuesta elástico normalizado............................................ ............................................................. .................69 10.2. Procedimiento para obtener el espectro de diseño de respuesta de sitio en la ciudad de Guayaquil ............................................ .................................................................. ............................................ ............................................ ................................ .......... 72 10.3. Comparación entre el espectro elástico de sitio sit io de diseño propuesto para Guayaquil y el propuesto en la Norma Nor ma Ecuatoriana de la Construcción (2011) .................................... .................................... 76 11. PELIGRO PELIGRO SÍSMICO SÍSMICO EN EDIFICAC EDIFICACIONES IONES EN LA CIUDAD CIUDAD DE GUAYAQUI GUAYAQUIL L 77 12. REFERENCIAS......................... REFERENCIAS................................................ .............................................. ............................................. ..................................... ............... 83

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1. INTRO NTROD DUCCI UCCIÓN ÓN El presente documento representa el “Manual práctico para la caracterización geológica, geotécnica y sísmica de la ciudad de Guayaquil” que tiene como objeto presentar un documento de fácil utilización para los profesionales de la consultoría estructural y geotécnica de la Ciudad de Guayaquil, para que sea utilizado como guía en la definición de la amenaza sísmica en la ciudad, cumpliendo con lo establecido en la Norma Ecuatoriana de la Construcción, NEC 2011. Este documento forma parte del proyecto “ Elaboración del documento de la microzonificación sísmica y geotécnica de la Ciudad de Guayaquil, según la Norma Ecuatoriana de la Construcción 2011” cuyo objetivo principal era actualizar las

investigaciones llevadas a cabo en 2005 por un grupo de investigadores (Benítez et al., 2005; Vera Grunauer et al., 2005) con el auspicio de la Muy Ilustre Municipalidad de Guayaquil. El proyecto se dividió en seis tomos diferentes y un Manual Técnico-Práctico que es el presentado en este documento. Los nombres de cada uno de los tomos se definen a continuación. Tomo 1.0 Tomo 2.1 Tomo 2.2 Tomo 2.3 Tomo 2.4 Tomo 2.5

Actualización del mapa geológico de la Ciudad de Guayaquil Procedimiento de análisis y caracterización Resultados del comportamiento estático y dinámico de las arcillas de la Ciudad de Guayaquil Resultados de los análisis de respuesta dinámica de campo libre para las zonas geotécnicas de la Ciudad de Guayaquil Evaluaciones de correlación mediante ecuaciones para estimar las velocidades de las ondas cortantes en los suelos de la Ciudad de Guayaquil Elaboración y presentación de la definición de los espectros de diseño de aceleraciones y desplazamientos para las zonas geotécnicas para el sismo de 475 años en la Ciudad de Guayaquil

1.1. Objetivos El objetivo principal de este manual es establecer un procedimiento práctico para generar o crear espectros de diseño de aceleraciones y desplazamientos que servirán para el diseño de nuevas estructuras de edificación en la ciudad de Guayaquil que puedan ser afectadas por los movimientos sísmicos en algún momento de su vida útil. Estos espectros de diseño sismico locales prevaleceran sobre los espectros de diseño generales de la NEC (2011).

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Además, este documento aporta un avance científico en la caracterización geotécnica del subsuelo de Guayaquil, más concretamente en las arcillas deltaicas estuarinas y presenta la zonificación geotécnica y geológica de la ciudad. Pretende ser un documento de aplicación, no sólo para el diseño de edificaciones, sino en todas las obras de ingeniería civil.

1.2. Alcance Este manual es de aplicación para la ciudad de Guayaquil, por lo tanto, todos los profesionales e instituciones públicas y privadas dedicados a tareas de diseño, construcción o fiscalización, deberán cumplir y hacer cumplir los requisitos mínimos aquí establecidos. Se entiende como ciudad de Guayaquil a aquellas zonas urbanas o suburbanas pertenecientes a las zonas geotécnicas estudiadas y que se reflejan en el mapa de zonificación geotécnica. Las estructuras que entran dentro del alcance de este manual son las definidas en la NEC2011 con factor de importancia I=1, es decir, todas aquellas que no son de ocupación especial, esenciales y/o peligrosas. Siguiendo la perspectiva tradicional de diseño, se presentan los requisitos mínimos para la construcción de edificaciones nuevas, con el fin de que sean capaces de resistir los movimientos sísmicos, buscando evitar la pérdida de vidas y el colapso de las estructuras. El manual presenta además un avance importante en la caracterización geológica, geológica, geotécnica y sísmica del subsuelo de la ciudad de Guayaquil, profundizando en las características que influyen en su comportamiento dinámico y haciendo análisis de la variabilidad espacial de las mismas. Finalmente, se presenta un procedimiento para obtener los espectros elásticos de diseño para estructuras con factor de importancia I=1, comparando dichos espectros con los definidos en la norma ecuatoriana NEC (2011). No se considera los depósitos potencialmente licuables, arenas o limos con poca plasticidad, que se encontrarian en terrenos cercanos a la ribera del rio, los mismos que deben ser evaluados con datallamiento siguiendo las recomendaciones recomendaciones de la norma NEC N EC (2011).

1.3. Justificación El “Manual práctico para la caracterización geológica, geotécnica y sísmica de la ciudad de Guayaquil” responde a la Norma Ecuatoriana de la Construcción (NEC 2011), la cual dicta

que los municipios con poblaciones mayores a 100,000 habitantes deben realizar estudios de microzonificación sísmica. La ciudad de Guayaquil se ve afectada claramente por esta regulación. Este documento técnico servirá para la aplicación inmediata en la ciudad de Guayaquil y de ejemplo metodológico para las otras ciudades del país que superen dicha población. ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 2

Por otra parte, la Norma Ecuatoriana de la Construcción, NEC (2011) indica que los análisis de respuesta dinámica se deben realizar para perfiles de suelos calificados como tipo F (definido en ASCE-7, 2010) y una gran extensión de Guayaquil, en especial sus depósitos de suelo deltaicos-estuarinos, se clasifican bajo esa categoría. Tales regulaciones forzaron y alentaron la realización del tipo de investigación que se presenta en este manual. Los depósitos estuarinos, que predominan en la ciudad de Guayaquil, tienen gran importancia y relevancia en la geotecnia actua l como demuestra la “International Society of Soil Mechanics and Geotechnical Engineering” (ISSMGE) organizando una conferencia dedicada

en exclusiva a los problemas ocasionados por estos suelos (18ava Conferencia Internacional de Mecánica de Suelos e Ingeniería Geotécnica en Septiembre del 2013 en París). Por lo tanto el manual presentado no sólo responde a las necesidades establecidas por la NEC sino que además constituye un avance significativo en el análisis de este tipo de depósitos que servirá como ejemplo para el estudio en muchas ciudades del mundo con características geomorfológicas, geomorfológicas, sísmicas y geotécnicas similares a las de Guayaquil.

2. MAPA MAPA GEOL GEOLÓGI ÓGICO CO DE GUAYAQ GUAYAQUIL UIL 2.1. Macrodominios geológicos En Guayaquil, convergen tres macro-dominios geológicos, cada uno de los cuales presentan sus propias características geomorfológicas. Estos macro-dominios según Benítez et al. (2005) son: • La llanura aluvial de los ríos Daule y Babahoyo, • El complejo deltaico-estuarino de la ría Guayas, y • Las colinas de la Cordillera Chongón-Colonche. Chongón-Colonche.

En la Figura 1 se identifican los macrodominios formados por depósitos aluviales de los ríos Daule y Babahoyo, depósitos deltaicos-estuarinos de la ría Guayas y formaciones rocosas Ancón, Las Masas, San Eduardo, Guayaquil, Cayo y Piñón que afloran a lo largo de la Cordillera Chongón Colonche.


Figura 1 Macrodominios geomorfológicos de Guayaquil: (1) llanura aluvial ríos Daule y Babahoyo; (2) llano estuarino-deltaico de la ría Guayas; (3) Cordillera Chongón- Colonche; G= Guayaquil. (Benitez et al., 2005).

2.1.1 La llanura aluvial de los ríos Daule y Babahoyo Ocupa el sector NE del área metropolitana de Guayaquil y parte de los municipios de Samborondón y Durán. Está conformada por las cuencas hidrográficas de los ríos Daule y Babahoyo, cuya confluencia confluencia se encuentra en el sitio La Puntilla cerca del puente de la Unidad Nacional, dando origen al río Guayas que corre en dirección meridional en medio de cerros testigos (Durán y Santa Ana – El El Carmen). Las geoformas asociadas a la llanura aluvial son: llanuras de inundación parcial; cauces fluviales, islas y bancos; y meandros abandonados. En el Tomo 1, se presenta la información detallada de estas geoformas.

2.1.2 El Complejo Deltaico-Estuarino del estuario de la ría Guayas Es una extensa área de forma más o menos triangular constituida de innumerables islas con bosque de manglar y canales de agua salobre salobre que se extiende extiende desde los cerros del Carmen, Carmen, Santa Ana y Durán hacia el Sur, hasta su extremo meridional separado de la isla Puná por el canal que conecta al canal Jambelí con el canal de El Morro (frente a Posorja). ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 4

Los aspectos geomorfológicos principales fueron definidos por Benítez (1975) y comprenden: un canal distributario principal constituido por el estuario Guayas, el malecón natural y los canales e islas del “Estero Salado”.

2.1.3 Las colinas de la Cordillera de Chongón-Colonche Esta cordillera ocupa el cuadrante Noroeste de la ciudad y se extiende hacia el Oeste a partir de los cerros del barrio San Pedro y ciudadela Bellavista. Se trata de una estructura homoclinal de rumbo general promedio de N110 que levanta rocas antiguas del Paleoceno y del Cretáceo, las mismas que están sometidas a procesos erosivos intensos desde aproximadamente el Eoceno Superior (hace 40 Ma). En este macro-dominio están comprendidas las rocas de las formaciones Ancón, Las Masas, San Eduardo, Guayaquil, Cayo y Piñón. Las geoformas de esta área están asociadas en tres dominios bien definidos (Mite, 1989). •

Dominio estructural (estructuralmente guiado)

•

Dominio erosivo

•

Dominio acumulativo

En la Figura 2a 2a y 2b se describen las unidades geomorfológicas de mayor magnitud originadas por fenómenos estructurales, unidades geomorfológicas donde predominan los procesos erosivos sobre procesos morfométricos y las geoformas originadas por la acumulación de materiales erosionados con su respectiva simbología.


Figura 2a Mapa geomorfológico de la ciudad de Guayaquil y sus alrededores (Mite, 1989)


Figura 2b Simbología del Mapa Geomorfológico de la ciudad de Guayaquil y sus alrededores.


2.2. Descripción de los dominios de relieve para el área de Guayaquil 2.2.1. Dominio Estructural Comprende la estribación sur de la cordillera Chongón-Colonche. Representa la cuesta homoclinal formada por las calizas de la formación San Eduardo y las lutitas silíceo-calcáreas de la formación Guayaquil. El relieve está condicionado por la estructura geológica homoclinal la cual presenta un buzamiento promedio de 17º (variable entre 15º y 40º) hacia el Sur. Las unidades geomorfológicas son colinas altas (200 a 400 msnm – metros metros sobre el nivel del mar) y colinas medias (100 a 200 msnm) con crestas agudas. Anotándose el hecho de que el nombre “cordillera” (cadena montañosa) es usado en este caso, aunque esta denominación

está reservada para cerros de altura mayor a 400 m. Las pendientes naturales observadas en este dominio son generalmente menores que 40º.

2.2.2. Dominio Erosivo Comprende la estribación norte de la cordillera Chongón-Colonche, en donde afloran las rocas de la Formación Piñón y Cayo. En este caso la topografía puede presentar pendientes de sentido contrario al de la estructura homoclinal que predominan en el área.

2.2. Descripción de los dominios de relieve para el área de Guayaquil 2.2.1. Dominio Estructural Comprende la estribación sur de la cordillera Chongón-Colonche. Representa la cuesta homoclinal formada por las calizas de la formación San Eduardo y las lutitas silíceo-calcáreas de la formación Guayaquil. El relieve está condicionado por la estructura geológica homoclinal la cual presenta un buzamiento promedio de 17º (variable entre 15º y 40º) hacia el Sur. Las unidades geomorfológicas son colinas altas (200 a 400 msnm – metros metros sobre el nivel del mar) y colinas medias (100 a 200 msnm) con crestas agudas. Anotándose el hecho de que el nombre “cordillera” (cadena montañosa) es usado en este caso, aunque esta denominación

está reservada para cerros de altura mayor a 400 m. Las pendientes naturales observadas en este dominio son generalmente menores que 40º.

2.2.2. Dominio Erosivo Comprende la estribación norte de la cordillera Chongón-Colonche, en donde afloran las rocas de la Formación Piñón y Cayo. En este caso la topografía puede presentar pendientes de sentido contrario al de la estructura homoclinal que predominan en el área. Las unidades geomorfológicas dominantes son colinas bajas con alturas menores a 100 msnm y superficies con pendientes moderadas (menores a 30º). Las colinas son alargadas en dirección ONO-ESE, evidenciando el control estructural que ejerce la estructura homoclinal del mismo rumbo. En cambio, algunas geoformas (descritas con detalle en el Tomo 1) son alargadas en dirección Norte-Sur, evidenciando un mayor control litológico (Mite, 1989).

2.2.3. Dominio Acumulativo Se refiere como dominio acumulativo, dentro del macro-dominio de la cordillera ChongónColonche, cuando ésta se encuentra sometida a un proceso permanente de erosión y existen acumulaciones transitorias de los materiales provenientes de dicho proceso. Estas acumulaciones son típicamente conos de deyección, coluviales, aluviales y depósitos lacustres.

2.3. Descripción de los suelos La diversidad de los suelos existentes en la ciudad de Guayaquil se explica por la combinación de ambientes geológicos, por la ocurrencia de diferentes materiales originales (in situ) y la acción de la geodinámica externa. externa. ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 8

La clasificación de los suelos, desde el punto de vista geológico, establece suelos residuales, transportados, coluviales, coluviales-aluviales, coluviales-aluviales, aluviales y deltáicos.

2.3.1 Suelos Residuales Se presenta un control litológico-formacional bien marcado. Los suelos desarrollados en las rocas de la formación Guayaquil son típicamente de color rojo ladrillo, de espesores variables entre 1 y 3 m. Son muy potentes en los cerros de Durán y en la parte Oeste de Guayaquil (sector Av. del Bombero) donde se pueden observar perfiles de roca meteorizada de hasta 30 m de potencia. Los suelos desarrollados en las areniscas y brechas de la formación Cayo son en general menos potentes que los de la formación Guayaquil. Se evidencian capas de 20 cm. a 1 m. de espesor de suelo arcilloso – orgánico negro. negro. Debajo de éste, éste, se encuentra encuentra típicamente una capa métrica de arcilla limo-arenosa color café rojizo. Las rocas meteorizadas pueden encontrarse a continuación continuación y alcanzar alcanzar potencias de 10 a 15 m. Los suelos desarrollados en las lutitas de la formación Cayo también son de color rojo o amarillo-rojizo, y más potentes que en las areniscas. Un caso muy visible es el del cerro Jordán y sus alrededores, donde se han desarrollado potentes suelos de color rojo ladrillo. Esta zona coincide con una zona de falla de dirección NE-SO cuya presencia debió favorecer el gran desarrollo de estos suelos, a más del control litológico l itológico ya mencionado. Los suelos desarrollados en rocas de la Formación Piñón (diabasas) son arcillosos de color café. Cuando las rocas de Piñón son brechas volcánicas, como en el relleno sanitario de Las Iguanas, éstos son muy profundos, con arcillas verdosas cloríticas y bentoníticas.

2.3.2 Suelos Transportados El proceso erosivo origina detritos que se depositan al pie de las colinas o en los cauces o valles incipientes formando los suelos transportados. Estos tipos de suelos se forman lejos de la roca madre. Uno de los afloramientos de estos tipos de suelos se encuentra en Mapasingue y Ave. Las Aguas, donde se han transportado, para rellenar el sector, suelos de material grueso, arenisca de grano grueso deslenable mezcladas con lutitas l utitas

2.3.3 Suelos Coluviales Se encuentran al pie de las colinas más altas, clasificadas anteriormente como dominio estructural. En las laderas meridionales se observan que estos coluviales (por ejemplo, en la Cooperativa San Pedro) alcanzan algunos metros de potencia. Estas arcillas son típicamente ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 9

rojas, duras al tacto en condiciones de sequedad, pero muy plásticas en condiciones húmedas con cantidades variables de bloques de lutitas síliceas (“chert”). En las laderas meridionales de estas colinas se presentan varios conos de deyección.

2.3.4 Suelos Coluviales-Aluviales Se encuentran en los cauces o pie de colinas del dominio erosivo, como los observados en Colinas de los Ceibos o en el Campus de la ESPOL. Son suelos de grano heterogéneo que van desde arcillas y limos hasta arenas y restos de conglomerado anguloso. Alternan con capas arcillosas negras expansivas de origen lacustre. Estos suelos pueden presentar varios metros de potencia.

2.3.5 Suelos Aluviales Los suelos aluviales que existen en la cuenca de drenaje del rio Guayas, han sido transportados y depositados a todo lo largo y ancho de la zona plana y amplia que constituye la plataforma Daule y Babahoyo. Babahoyo. Presenta una definición bien marcada, marcada, en los límites NorOrientales del área de estudio (por ejemplo, en la ciudadela Sauces VI) donde se presenta ya una influencia del macro-dominio de la llanura aluvial de los ríos Daule y Babahoyo.

2.3.6 Suelos Deltáicos estuarinos El área total de la ciudad tiene, en general, el mismo ambiente geomorfológico (Figura 2a), sin embargo, se han identificado diferencias significativas entre los sedimentos de los suelos, probablemente debido a que las partículas suspendidas fueron expuestas a diferentes regímenes de agua incluyendo marina, salobre o de agua dulce (modificando así las propiedades geotécnicas geotécnicas de los suelos depositados). Los suelos estuarinos consisten principalmente en arcilla limosa de coloración gris verdosa con láminas de arena limosa, y con menos frecuencia, bancos de arena con detritos de concha.

2.4. Descripción de las formaciones geológicas 2.4.1 Formación Piñón Constituye el basamento cristalino de la costa ecuatoriana. Está conformado por un complejo volcánico de principalmente rocas basálticas con lavas almohadilladas lo que indica que fueron depositadas en un medio acuoso.


La Formación Piñón también presenta lavas con formas de enfriamiento de tipo columnar o masivo. También se encuentra una presencia importante de intrusivos de composición granodiorítica a tonalítica.

2.4.2 Formación Cayo La Formación Cayo es un grupo potente de rocas de origen volcano-clástico depositadas en ambiente marino, sobreyaciendo a la formación Piñón e infrayaciendo a la formación Guayaquil. El contacto con la Formación Piñón es erosional.

2.5. Mapa geológico de Guayaquil Para la actualización del Mapa Geológico de Guayaquil, se tomó como base la información generada en el proyecto “Investigación y Estudio del comportamiento dinámico del subsuelo y microzonificación sísmica de la ciudad de Guayaquil” (Vera Grunauer et al., 2005) la cual

fue generada a través de herramientas SIG (Sistemas de Información Geográfica). Los mapas utilizados fueron el Mapa Geológico (Benitez, 2005; Vera Grunauer et al., 2005) y el Mapa de Isoperíodos elásticos (Vera Grunauer et al., 2005), ambos de la Ciudad de Guayaquil. Adicionalmente, se recopiló la siguiente información generada en particular para el área en estudio. - Hojas Topográficas de Guayaquil Norte (NV-A1c, 3687-IV-SW) y Monte Sinaí (MV-B2d, 3587 I SE) a escala 1:25.000 del Instituto Geográfico Militar (IGM). - 15 Análisis Multicanal Multi canal de ondas superficiales, MASW - Mapa de Hidrogeológico MAGAP 2003 En la Figura 3a y 3b se muestra el mapa geológico generado generado en este proyecto. El proceso para llegar a esta actualización se detalla en el Tomo 1.


Figura 3a Mapa Geológico de la ciudad de Guayaquil

Figura 3b Leyenda del Mapa Geológico de la ciudad de Guayaquil


3. INFORMACIÓN GEOTÉCNICA BASE PARA LA INVESTIGACIÓN INVESTIGACIÓN Al inicio de la investigación llevada a cabo por Vera Grunauer et al. (2005), se solicitó la ayuda de empresas privadas de consultoría en la ciudad, con el fin de colectar la mayor cantidad de datos de registros de perforación de diferentes partes de la misma. Las instituciones que extendieron su cooperación en este proyecto fueron: Asesoría y Estudios Técnicos, AET, Cimentaciones S.A, Cevaconsult S.A, NYLIC y Laboratorio de Suelos y Materiales Rufilli de la Universidad de Guayaquil. Aproximadamente 800 registros de perforaciones geotécnicas fueron compilados junto con las correspondientes pruebas de laboratorio de suelos. Para filtrar los datos de menor calidad se adoptó un sistema simple y lógico de clasificación, basado en cuatro categorías A, B, C y D; siendo A lo más confiable y D lo menos confiable. Las variables utilizadas para clasificar los datos estuvieron fundamentados en: el número de parámetros de suelo medidos, el nivel de credibilidad de los datos y la máxima profundidad explorada (Vera Grunauer et. al., 2005). Usando este sistema de asignación de pesos para cada variable, todas las perforaciones fueron clasificadas y sólo los de categoría A o B fueron seleccionadas para la base de datos. Para el análisis final se incluyeron 590 perforaciones, equivalentes al 74% del conjunto.

3.1. Campaña de exploración exploración geotécnica geotécnica (2005) La campaña geotécnica llevada a cabo en el año 2005 se ejecutó para complementar los datos obtenidos de instituciones de toda la ciudad, con el objetivo de definir mejor la variación espacial de las zonas del subsuelo. La investigación geotécnica comprendió catorce sitios ubicados estratégicamente alrededor de la ciudad - para cubrir todos los tipos de suelo posibles (la localización de esos sitio se muestra en detalle en el Tomo 2.1). La Tabla 1 muestra los sitios de exploración, con su nombre, descripción y coordenadas. En cada uno de los catorce sitios, se realizó un ensayo de Análisis Espectral de datos de las Ondas de Superficie (SASW), y cuatro ensayos in situ: CPT (Ensayo de cono estático, ASTM D3441), SPT (Ensayo de Penetración Estándar, ASTM D1586), DCPT (Ensayo de cono dinámico) y VST (Ensayo de veleta de campo, ASTM D2573). Se recuperaron muestras de suelo alteradas (tipo (ti po cuchara partida) e inalteradas (usando tubos delgados Shelby) y se realizaron las siguientes pruebas de laboratorio: ensayos de clasificación de suelos, ensayo de compresión sin confinar, edómetros, medidas de superficie específica (método de absorción de azul de metileno, Santamarina y Narsilio, 2004) y ensayo de caída de cono sueco.


Tabla 1 ID de Perforación y SASW para cada sitio evaluado Zona Geotécnica

#ID de la Perforación

#ID Sitio SASW

Fuente

Descripción de la Ubicación

Y

X

D3a

GYE-01N

209ECU

Bobcat

Campo de Béisbol Kennedy

9759427.03

622226.38

D3b

GYE-02CH

210ECU 210ECU

Bobcat

Guayaquil Yacht Club, Puerto Azul

9757106.17

614812.47

D3b

GYE-03S

211ECU

Bobcat

Hospital Municipal de la Isla Trinitaria

9751333.31

619499.04

D2

GYE-04S

212ECU

Bobcat

Parque Municipal Stalla Maris, GUASMO ESTE

9749121.91

622524.72

D1

GYE-05S

213ECU

Bobcat

La Pradera-2

9751961.34

623421.95

D1

GYE-06S

214ECU

Bobcat

Esquina Av. Perimetral & Av. 25 de Julio, SOPEÑA

9752546.26

622445.68

D7

GYE-14CH

215ECU

Dozer

Chongon (Campo JP)

9758126.73

613662.53

D1

GYE-07C

216ECU

Bobcat

Estadio Ramón Unamuno

9756795.46

622523.60

D4

GYE-08N

217ECU

Dozer

Nueva Terminal Internacional, Antiguo Jardín de la Salsa

9762144.84

624101.01

D4

GYE-10N

218ECU

Bobcat

Distrito La Garzota

9762676.68

623427.52

D4

GYE-13N

219ECU

Bobcat

Sitio Río Daule, Rivera de los Vergeles

9769264.44

622872.03

D5

GYE-12P

220ECU

Bobcat

Ciudadela 2 de Julio (en Av. Daule)

9765720.67

618245.57

D3a

GYE-09N

221ECU

Dozer

Federación Federación Deportiva del Guayas, Miraflores

9761009.29

619672.70

D5

GYE-11N

222ECU

Bobcat

La Prosperina (Cooperativa Santa Cecilia)

9763895.16

618361.35

Todas las ubicaciones usando datum WGS84

3.2. Campaña de exploración del presente proyecto Para definir los parámetros físico-químicos de las arcillas estuarino deltaicas que ocupan un porcentaje importante del subsuelo de la ciudad de Guayaquil, se decidió realizar dos perforaciones de gran gran profundidad en los sitios del del Estadio Ramón de Unamuno Unamuno y del Estadio de Béisbol de Kennedy. La elección del Estadio Ramón de Unamuno se debe a que en este punto se encuentra una estación del Instituto de Geofísica (IGN) de la Universidad Politécnica Nacional de Ecuador y es una zona de grandes depósitos de arcilla estuarino deltaica que es característica de una gran parte del subsuelo de Guayaquil. Por su parte, el sitio de Kennedy se eligió al ser una zona de transición entre la formación Cayo y la zona deltaica estuarina, y al ser el lugar de donde se obtuvo la muestra de arcilla BSF utilizada para los ensayos ensayos especiales especiales llevados a cabo cabo en la Universidad Universidad de California, Berkeley. Berkeley. Los ensayos mecánicos mecánicos de la presente campaña consistieron en dos perforaciones perforaciones ejecutadas con metodología de pruebas SPT (Ensayo de Penetración Estándar, ASTM D1586) y roto percusión, dos ensayos CPTu (Ensayo de cono estático con medida de presión de poro, ASTM D3441) y quince ensayos tipo REMI+MASW localizados en la zona norte de la ciudad. La ubicación y características de los trabajos ejecutados en campo se pueden observar en la Tabla 2, Tabla 3 y Tabla 4.


Tabla 2. Ubicación de perforaciones Sondeo

Profundidad (m)

Sitio

Coordenada Norte

Coordenada Este

Prof. Nivel Freático (m)

P-1


144.60

9756925

622353

2.50

P-2

Estadio de béisbol Kennedy

92.00

9759565

622295

2.50


Tabla 3. Ubicación de sondeos CPTu Sondeo

Profundidad (m)

Sitio

Coordenada Norte

Coordenada Este

CPTu-1


40.00

9756925

622353

CPTu-2

Estadio de béisbol Kennedy

34.60

9759565

622295


Tabla 4. Ubicación de los ensayos REMI-MASW Inicio Sondeo

Sitio

Fin

Abertura del tendido (m)

REMI-MASW-1 REMI-M ASW-1

Bastión popular

Coord. Este 614611

Coord. Norte 9768900

Coord. Este 614578

Coord. Norte 9768790

115.00


Bastión popular

613119

9767812

613235

9767811

115.00


Bastión popular

614576

9767679

614494

9767581

115.00


Bastión popular

615768

9767687

615721

9767583

115.00


Bastión popular

617074

9767649

617184

9767681

115.00


Bastión popular

618339

9767770

618350

9767655

115.00


Bastión popular

610953

9766134

610981

9766070

69.00


Bastión popular

613249

9766184

613197

9766141

69.00


Bastión popular

614457

9766051

614524

9766068

69.00


Bastión popular

615722

9765820

615719

9765889

69.00


Bastión popular

616942

9766073

616929

9766006

69.00


Bastión popular

609790

9765028

609721

9765015

69.00

REMI+MASW-14 REMI+MAS W-14

Bastión popular

611949

9764854

612012

9764885

69.00


Bastión popular

616761

9764602

616694

9764589

69.00


Estadio Ramón Unamuno (Fuera)

622474

9756831

622360

9756847

115.00


Estadio Ramón Unamuno (Dentro)

622383

9756878

622415

9756964 9756 964

92.00

REMI-MASW-18

Transeléctrica "PASCUALES"

617127

9773214

617148

9773100

115.00

REMI-MASW-19

Transeléctrica "TRINITARIA"

621217

9751282

621300

9751204

115.00

REMI-MASW-20

Transeléctrica "KENNEDY NORTE"

622419

9761788 9761788

622381

9761781

46.00

REMI-MASW-21

Estadio de Béisbol Kennedy Norte

622293

9759556

622276

9759489

69.00


Se tomaron muestras de suelo alteradas e inalteradas para la realización de los siguientes ensayos de laboratorio: ensayos de clasificación de suelos, hidrómetro, compresión simple, consolidación, consolidación, torvane, pocket penetrómetro, veleta de laboratorio y ensayo de caída de cono sueco. Adicionalmente, Adicionalmente, se realizaron ensayos químicos y una prueba p rueba de velocidad sónica. ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 15

4. ZONIFICA ZONIFICACIÓN CIÓN GEOTÉCN GEOTÉCNICA ICA DE DE LA CIUDA CIUDAD D DE GUAYA GUAYAQUIL QUIL En el estudio realizado por Vera Grunauer et al. (2005), se desarrolló un mapa de zonificación geotécnica de Guayaquil, el cual fue actualizado en este estudio usando un modelo de GIS mediante la concentración de todos los datos de las investigaciones geotécnicas recopilados y seleccionados (muestreo de suelos, mediciones de salinidad, la cartografía de los estuarios y el mapa de zonificación geológica). A partir de la exploración complementaria llevada a cabo en este estudio (15 ensayos REMI+MASW), se actualizó la zona sur y noroeste del mapa de zonificación, como se muestra en la Figura 4a y 4b. A continuación se describen cada una de las zonas geotécnicas de la ciudad.

Figura 4a Mapa de Zonificación Geotecnica de Guayaquil. ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 16

Figura 4b Leyenda del Mapa de Zonificación Geotecnica de Guayaquil

4.1.1. Zona Geotécnica D1, D2 y D3: Depósitos Deltaicos-Estuarinos La zona fue dividida en tres sectores discretos: zona geotécnica D1, la cual corresponde a los depósitos deltaicos estuarinos en la zona central y sureste de la ciudad de Guayaquil (bajo la influencia de la baja salinidad de la Ría Guayas (resultados presentados en el Tomo 2.2); la zona geotécnica D2, correspondiente a la zona sur de la ciudad; y la zona geotécnica D3, que corresponde a las zonas noreste y sureste de la ciudad (bajo los estuarios de alta salinidad, Tomo 2.2). Por otra parte, la zona D3 fue subdividida en D3a y D3b. La Zona D3a corresponde a los depósitos con períodos elásticos menores a 1.6 s y la zona D3b corresponde a depósitos profundos con períodos elásticos superiores a 1.6 s. Una de las zonas más importantes es D2, en la cual se observó un menor espesor de los depósitos de arcilla con respecto a las zonas D1 y D3. En la zona D1, se encontraron la mayoría de los estuarios antiguos cuya presencia generaría un comportamiento espacial diferente que las zonas D2 y D3. Los resultados de los análisis de la microestructura (estructura, composición y fuerzas entre partículas) de la arcilla de coloración gris verdosa (de la zona de geotécnica D3), examinada usando difracción de rayos X (XRD) y mediante microscopio electrónico de barrido (SEM), indican que la matriz arcillosa se compone de un tejido microporoso de minerales de arcilla heterogéneos (en su mayoría esmectita con illita, vermiculita, clorita y caolinita). Las arcillas ilíticas aparecen a menudo con el arreglo de las partículas de borde-a borde que sugiere la floculación química (estructura metaestable) en un ambiente de aguas salobres del estuario. El componente de limo de los suelos incluye granos de cuarzo, plagioclasa intermedia (Na-Ca-Al-Si-O química), espinela (Ti-Fe-O química), diatomeas ( SiO química), pirita (Fe-S química) y carbonatos de Fe-Mn. Como parte de la investigación se observó cementación local del sedimento por pirita framboidal. La zona Geotécnica D3 parece tener mayor concentración de pirita que la zona D1. El primer paso en el proceso general de formación de pirita sedimentaria es la reducción bacteriana de sulfato. Este proceso se produce solamente en ausencia de oxígeno, en otras ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 17

palabras, en condiciones anóxicas (Berner, 1984). Más información i nformación sobre la formación de la pirita puede consultarse consultarse en el Tomo Tomo 2.2. Los estudios geotécnicos en la zona deltaica estuarina de Guayaquil realizados para fines de construcción, tradcionalmente se han realizado haciendo uso de perforaciones geotécnicas. En estos estudios, se ha encontrado que el espesor total de la cubierta sedimentaria que sobreyace sobre el basamento rocoso es de alrededor de 50-170 m (más profundo en la zona SO de Guayaquil, zona geotécnica D3b). La profundidad de la roca también se estimó mediante un sondeo de refracción sísmica realizado en la isla Trinitaria (Benítez et al., 2005) y por mediciones SASW. En algunas áreas, las capas de arena y arcilla se alternan rítmicamente, con capas finas de arena sobre capas de arcilla. Más cerca del oeste de la ciudad, la l a intercalación de arena en las capas de arcilla disminuye. A los límites lí mites del sureste del área de estudio (zona geotécnica D2), los sedimentos estuarino-deltaicos disminuyen en espesor a medida que se aproxima a los afloramientos rocosos del sur de la formación Piñón (en forma de pequeñas islas al sur del Puerto Marítimo) y del basamento metamórfico (al sur de Las Esclusas, en Punta piedra).

4.1.2. Zona Geotécnica D4: Depósitos de la Llanura Aluvial La cementación por pirita presente en la matriz de las arcillas de los depósitos deltaicos estuarinos (zonas geotécnicas D1 a D3) es la principal diferencia con las arcillas aluviales que se encuentran en la zona norte de Guayaquil (zona geotécnica D4). En esta zona, la roca base (de la formación Cayo) se encuentra a profundidades más bajas que en las zonas deltaicas estuarinas. Se identificaron tres subzonas de D4: D4a con profundidad de suelo menor a 10 m, D4b con 10-20m de suelo y D4c con mayores profundidades de suelo.

4.1.3. Zona Geotécnica D5: Depósitos Aluvio-Lacustre En esta zona, se estudió la capa de arcilla de coloración negra a gris verdosa sobre la formación Cayo. En los cauces o al pie de las colinas se encuentran suelos aluviales coluviales, como se puede observar en las Colinas de Los Ceibos y en el Campus Prosperina de la ESPOL. Además, en Los Ceibos, las capas arcillosas negras expansivas de origen lacustre se pueden presentar con varios metros de potencia.

4.1.4. Zonificación Geotécnica D6: Depósitos Coluviales En el flanco sur, estos suelos coluviales alcanzan algunos metros de potencia (por ejemplo, en la Cooperativa San Pedro). Típicamente son arcillas rojas, duras en condiciones de sequedad pero muy plásticas en condiciones húmedas además presentan cantidades variables de ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 18

bloques de lutita silícea (también llamada "pedernal"). Varios conos de deyección deyección están presentes en estos flancos. La ciudadela El Paraíso se asienta parcialmente sobre un cono de deyección.

4.1.5. Zona Geotécnica D7: Depósitos residuales y formación rocosa Se presenta un control litológico bien marcado en esta zona. Los suelos desarrollados en las rocas de la formación Guayaquil son típicamente de color rojo ladrillo, de espesores variables entre 1 y 3 m. Sin embargo, son muy potentes en los cerros de Durán y en la parte Oeste de Guayaquil (Avenida del Bombero), donde se pueden observar perfiles de este suelo de hasta 30 m de potencia. Los suelos desarrollados a partir de las lutitas de la formación Cayo son de color rojo o amarillo rojizo y son más potentes que los desarrollados a partir de areniscas. Alrededor del cerro Jordán, se han desarrollado potentes suelos de color rojo ladrillo. Esta zona coincide con una zona de falla de dirección NE-SO cuya presencia debió favorecer el desarrollo de estos suelos.

5. PARÁMETRO PARÁMETROS S GEOTÉNIC GEOTÉNICOS OS DE LOS LOS SUELOS SUELOS DE DE LA CIUDAD CIUDAD DE GUAYAQUIL En esta sección se analizan los parámetros geotécnicos de las muestras de suelo de todas las zonas geotécnicas, con base a la información de las muestras de las 590 perforaciones de estudios previos y de los catorce sitios de exploración alrededor de la ciudad, como se detalla en Vera Grunauer et al., 2005. Las Tablas 5a y 5b muestran los parámetros comunes para todos los tipos de suelo en la base de datos y su distribución estadística (promedio, COV, valores máximos y mínimos). Para evaluar los valores estadísticos de la Tabla 5a, se consideraron los datos del modelo GIS para arcillas deltaicas estuarinas de alta plasticidad (zona geotécnica D3) y se representaron en la carta de plasticidad y se identificaron por medio del Sistema Unificado de Clasificación de Suelos (SUCS), el promedio del índice plástico, IP, es 57 (COV=0.40) ( COV=0.40) y del límite líquido, LL, es 91 (COV=0.31). El tipo y la cantidad de arcilla no influyen en las propiedades de un suelo por sí solos, asi como tampoco los límites de Atterberg pueden mostrar la influencia de estos factores aisladamente. Por lo tanto, Skempton (1953) define el parámetro de la actividad coloidal de la


arcilla (Ac) como la relación entre el índice de plasticidad IP y la fracción de tamaño de arcilla, f c (porcentaje en peso de partículas más finas que 2 m): Actividad, Ac =

  

1

Mientras más alto sea el valor de la actividad, mayor será la influencia de la fracción de arcilla en las propiedades de un suelo. A menudo el valor de Ac no está disponible ya que las pruebas de hidrómetro necesarias para evaluar f c consumen mucho tiempo y no se llevan a cabo en los procedimientos de laboratorio de rutina. r utina. Pestana (1994) presenta el coeficiente R A (actividad relativa), que es independiente a la fracción de arcilla y se puede determinar a partir de los límites lí mites de Atterberg, por:

RA = 1  WpLL

2

Donde wP es el límite plástico, y LL es el límite líquido. Antes, Skempton (1953) y Seed et al. (1964) mostraron que los límites líquido y plástico son proporcionales a la fracción de arcilla del suelo. Por lo tanto, un valor de actividad relativa constante implica necesariamente una actividad coloidal de la arcilla constante.


Tabla 5a Valores estadísticos de los parámetros geotécnicos basados en el modelo de GIS para los suelos de la ciudad de Guayaquil Tipo de suelo (USCS)

Descripción de suelo

CH

Arcilla gris verdosa, alta plasticidad (GYE-CH)

CL

Arcilla gris verdosa, baja plasticidad (GYE-CL)

MH

Limo, alta plasticidad (GYE-MH)

ML

Limo, baja plasticidad (GYE-ML)

OH

Limo/arcilla orgánico

PT

Turba

SC / SM

Arena arcillosa / Arena limosa

Zona geotécnica D1 D2 D3 D4 D5 D1 D2 D3 D4 D5 D1 D2 D3 D4 D5 D1 D2 D3 D1 D2 D3 D4 D5 D3 D1 D2 D4

Conjunto de datos 834-1007 126-155 694-1191 219-396 72-147 137-200 8-16 39-110 14-56 25—7

85 2 103-210 46-103 8.0-21 44—16 7—4

81-30 67 — 73 39 — 52 136 — 198

55 28 — 38 29 — 38

Prof. Muestras suelo (m) Max/ Ma x/Mi Min n 38.5/0.25 21.77/0.30 49.7/0.20 57/0.25 16/0.25 28.30/1.75 21.77/0.30 49.7/0.20 57/0.25 16/0.25 35.5/1.25 20.2/0.25 36.1/0.75 35.7/1 17.0/0.2 35.5/1.25 20.2/0.25 36.1/0.75 30. 2/ 2/1 19/1 33/1 23/0.25 14/1 25. 2/ 2/3. 5

Media Media 81 83 86 69 50 64 55 49 46 31 79 57 77 69 41 52 44 62 83 86 106 105 84 189

48.2/0.7 35/0.25 40/0.25

39 25 31

70 — 357

78 82 — 238

Ra = 1 - LP/LL (Actividad relativa) IL = (wn - LP) / IL (Índice dde liquidez) Suuc = Re si si st st en en ci ci a a l c or or te te n o d re re na na na na d el el e ns ns ay ay o d e c om om pr pr es es ió ió n s im im pl pl e, e, q u/ u/ 2

wN (%)

LL(%)

IP (%)

COV C OV Max/M Max/Min in Med Media ia CO COV V Max/ Max/Mi Min n Media Media 0. 0.28 16 1 69/8 82 0.27 189/38 49 0. 0.35 127/9 92 0.29 149/43 60 0. 0 .37 23 231/11 91 0.30 205/32 57 0. 0.37 180/17 86 0.27 165/37 56 0. 0.59 15 155/7 88 0.38 225/51 55 0. 0.33 123/25 42 0.14 71/28 21 0. 0.55 121/24 45 0.07 49/38 23 0.5 11 110/16 44 0.16 72/27 21 0.39 103/18 40 0.15 49/27 19 0. 0.49 78 78/16 41 0.16 52 52/27 20 0.36 130/12 77 0.28 134/50 39 0.26 71/31 67 0. 0 .13 74/51 27 0. 0.31 259/29 74 0.32 157/50 36 0. 0.33 130/28 78 0.26 134/50 38 0. 0.59 116/21 70 0.35 132/40 31 0. 0.342 105/30 41 0.15 5 8/ 8/25 16 0. 0.15 5 5/ 5/36 40 0.11 45 45/32 10 0. 0.34 118/25 44 0.23 92/27 15 0. 0.236 140/31 79 0.27 129/42 42 0. 0.235 125/40 85 0.18 125/54 38 0. 0.32 32 321/25 90 0.35 230/50 47 0.36 230/35 108 0. 0.22 209/43 59 0 .4 .49 19 193/26 116 0.28 189/55 60 0. 3 296/81 190 0. 28 28 285/119 110

COV COV 0.43 0.38 0.40 0.37 0.57 0.29 0.18 0.32 0.30 0.33 0.40 0.25 0.47 0.38 0.46 0.45 0.46 0.54 0.43 0.29 0.49 0.30 0.32 0. 41 41

Max/Mi Max/ Min n 152/8 110/23 149/5 134/23 19 1 95/17 59/5 29/15 45/6 32/8 41/10 72/7 39/17 96/8 68/9 66/14 30.9/5 15/2 43/4 97/16 67/11 118/10 105/9 109/21 211/64

0. 0.383 0.401 0. 0.45

0.87 0.59

82/3 65/2

11 116/9 60/6 84/4

44 40

0.45 0.30

112/27 97 97/21

19 17

COV = Coeficiente de variación = /media wN = Contenido de agua L L = L ím ím itit e l íq íq ui ui do do IP= Índice de plasticidad


Tabla 5b Valores estadísticos de los parámetros geotécnicos basados en el modelo de GIS para los suelos de la ciudad de Guayaquil


Tabla 5b Valores estadísticos de los parámetros geotécnicos basados en el modelo de GIS para los suelos de la ciudad de Guayaquil


Para las arcillas de alta plasticidad de Guayaquil el promedio de R A varía entre entre 0.57 y 0.66 con una coeficiente de variación, COV, entre 0.09 y 0.16.; mientras tanto, los valores promedio de IP varían de 50 a 60 con un COV de 0.36 a 0.56. Esto demuestra la eficacia del coeficiente R A para caracterizar la actividad coloidal de los suelos finos. Los valores promedio de contenido de humedad natural y su relación con el límite líquido (w N/LL) para arcillas de alta plasticidad deltaicas estuarinas y arcillas de valles aluviales son muy cercanos a la unidad (0.85 a 1.1) y 0.78, respectivamente, lo cual representa cualitativamente un comportamiento normalmente consolidado, con resistencia al corte no drenada promedio (prueba UC), Su UC, de 20 a 33 kPa para arcillas deltaicas estuarinas y 31 kPa para arcillas de valles aluviales. El valor promedio de w N/LL para arcillas lacustres de alta plasticidad es 0.58 y Su UC de 46 kPa, que representan cualitativamente un comportamiento ligeramente sobreconsolidado. Para más detalle sobre los resultados y la interpretación de los mismos, se puede consultar el Tomo 2.2. 5.1. Sensitividad

La relación de la resistencia pico inalterada (Su p) y la resistencia remoldeada (Su r ), ), determinada por el ensayo de compresión no confinada, se utilizó como la medida cuantitativa de la sensitividad S t= Su p/Sur (Terzaghi, 1944), además fueron obtenidos los

Para las arcillas de alta plasticidad de Guayaquil el promedio de R A varía entre entre 0.57 y 0.66 con una coeficiente de variación, COV, entre 0.09 y 0.16.; mientras tanto, los valores promedio de IP varían de 50 a 60 con un COV de 0.36 a 0.56. Esto demuestra la eficacia del coeficiente R A para caracterizar la actividad coloidal de los suelos finos. Los valores promedio de contenido de humedad natural y su relación con el límite líquido (w N/LL) para arcillas de alta plasticidad deltaicas estuarinas y arcillas de valles aluviales son muy cercanos a la unidad (0.85 a 1.1) y 0.78, respectivamente, lo cual representa cualitativamente un comportamiento normalmente consolidado, con resistencia al corte no drenada promedio (prueba UC), Su UC, de 20 a 33 kPa para arcillas deltaicas estuarinas y 31 kPa para arcillas de valles aluviales. El valor promedio de w N/LL para arcillas lacustres de alta plasticidad es 0.58 y Su UC de 46 kPa, que representan cualitativamente un comportamiento ligeramente sobreconsolidado. Para más detalle sobre los resultados y la interpretación de los mismos, se puede consultar el Tomo 2.2. 5.1. Sensitividad

La relación de la resistencia pico inalterada (Su p) y la resistencia remoldeada (Su r ), ), determinada por el ensayo de compresión no confinada, se utilizó como la medida cuantitativa de la sensitividad S t= Su p/Sur (Terzaghi, 1944), además fueron obtenidos los valores por el ensayo de veleta (tanto de campo como de laboratorio) y el ensayo de caída de cono. Los sedimentos de Guayaquil pueden inicialmente haber tenido un mayor contenido de materia orgánica (del ambiente deltaico estuarino). Esto dio lugar a la cementación local del sedimento por pirita framboidal. Como resultado, r esultado, la zona geotécnica D3 se ha dividido en dos secciones, D3a (la zona norte y central) y D3b (zona sur oeste y Sur). La zona D3a corresponde a los suelos arcillosos que tienen una mayor concentración de materia orgánica y cementación por pirita que en D3b. Los depósitos de arcilla procedentes de la zona D3a tienen valores de sensitividad de 2 a 22, con un valor representativo de 8 (0.3 a 8 g/l de concentración de sal en el agua, donde ocurre lixiviación e intercambio de iones). Los depósitos de arcilla procedentes de la zona D3b tienen valores de sensitividad entre 1.7 y 7 con un valor representativo de 3 (14 a 26 g/l de concentración de sal en el agua. Las arcillas de la zona geotécnica D1 tienen valores de sensitividad entre 1 y 7, las arcillas en la zona geotécnica D4 tienen valores de 1 a 6 y para la zona geotécnica D2, se espera un comportamiento similar a la D3. 5.2. Superficie específica

La superficie específica de un suelo (S s) es un valioso y distintivo índice para la caracterización de los suelos de grano fino y minerales de partículas. Una superficie ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 23

específica es particularmente relevante en la interpretación de la respuesta del suelo que se ve afectado de manera significativa por los procesos de superficie, tales como límite líquido, la conductividad hidráulica y eléctrica y la difusión de productos químicos. Basado en el método de azul de metileno, los suelos arcillosos deltaicos estuarino fueron evaluados de la siguiente manera: Zona Geotécnica D1 con S s (m2/gr) de 49 a 185, zona geotécnica D2 con Ss de 51 a 155 y zona geotécnica D3 de 110 a 260 (Vera Grunauer et. al., 2005).

5.3. Gravedad específica de los sólidos La gravedad específica de un suelo depende en gran medida de la densidad de los minerales que componen las partículas individuales del suelo. La gravedad específica, Gs, de la sustancia sólida de la mayoría de los suelos inorgánicos varía entre 2.60 y 2.80. Las partículas de arena compuestas de cuarzo tienen un peso específico que van desde 2.65 hasta 2.67. Las arcillas inorgánicas generalmente oscilan entre 2.70 hasta 2.80. Los suelos con grandes cantidades de materia orgánica o partículas porosas (como las diatomeas) tienen pesos específicos inferiores a 2.60, algunos inlcuso con rangos tan bajos como 2.0. La Figura 5 muestra valores promedio de Gs con su coeficiente de variación (COV) para las muestras de arcilla de Guayaquil de las zonas deltaicas estuarinas y aluviales y su comparación con las muestras de arcilla procedentes de otros países (modificado de Tanaka, 2002), donde las arcillas de Guayaquil deltaicas estuarinas tienen valores promedio entre 2.56 y 2.64 y arcillas aluviales de 2.58. De acuerdo a los resultados presentados en el Tomo 2.2, se observa que existe una gran variación de Gs con la profundidad hasta 22 m de profundidad para los sitios en la zona geotécnica D3. Este comportamiento comportamiento se puede atribuir a la variación de la concentración de diatomeas en la matriz matr iz arcillosa de Guayaquil. Drammen Louisville Bothkennar Yamashita Mexico City Ariake Guayaquil (D4 aluvial) Guayaquil (D3 deltaico estuarino) Guayaquil (D2 deltaico estuarino) Guayaquil (D1 deltaico estuarino)

Graved Gravedad ad es es ecífic ecífica a de los los sólido sólidoss G s Figura 5 Valores medios de Gs con su COV para muestras de arcilla de Guayaquil de las zonas deltaicas estuarinas y aluviales y su comparación con muestras de arcilla de otros países (modificado de Tanaka, 2002) ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 24

5.4. Peso volumétrico Las arcillas deltaicas estuarinas y de valles aluviales de Guayaquil tienen un promedio de peso volumétrico total de 15 kN/m 3, con un COV de 0.076. De la corteza desecada superior con w N/LL de 0.4 a 0.8, el peso volumétrico total varía de 17 a 18 kN/m 3. En el gráfico peso volumétrico total vs. w N/LL (presentado en el Tomo 2.2, la Figura 15), se puede observar que las arcillas de la zona geotécnica D1 y D2 tienen menor dispersión que los datos de D3 y D4. Esto es tal vez porque las diatomeas silíceas distribuidas aleatoriamente en la masa del suelo tienen un efecto importante en el peso volumétrico total de los suelos arcillosos. Sin embargo, muchos de los datos están en el rango de 14 a 16 kN/m 3 para arcillas blandas deltaicas estuarinas y para arcillas de valles aluviales, similar a los valores recomendados por Look (2007).

5.5. Resistencia al corte no drenada e historia de esfuerzos En esta sección se presentan los resultados de los ensayos de veleta de campo (corregida por la velocidad de aplicación de carga), torvane en laboratorio y compresión no confinada. Estos resultados se agruparon y se compararon entre los suelos de ambientes deltaicos estuarinos y de valles aluviales. La Figura 6 indica que la corteza superficial sobreconsolidada (debido al secado) de las arcillas deltaicas estuarinas muestran valores de S u (de 120 a 40 kPa) mayores que los de un entorno de valles aluviales (90 a 35 kP). En la Figura 6, para los ambientes deltaicos estuarinos, se muestra un rango similar de S u a mayores profundidades, con una tendencia casi lineal de aumento de resistencia con la profundidad. Su (KPa)

Su (KPa) 0

0

20

40

60

80

100

120

140

0

2

2

4

4

) 6 m ) ( m d ( a 8 h d t i p 10 d e n D u f o 12 r P 14

) 6 m ) ( m 8 ( d a h t d i p 10 e d n D u f 12 o r P 14

16

16

Zona geotécnica D1, D2, D3 Geotechnical zone D1,D2,D3 Deltaic Estuarine environment Ambiente deltaico estuarino

18

0

20

40

60

80

100

120

140

Zona geotécnica D1, D2, Geotechnical zone D4D3 Ambiente estuarino Alluvialdeltaico environment

18 20

20 0

20

40

60

80

100

Ensayo UC from UC Test Torvane, Lab. LAB from torvane, from corrected Field Vane Test Veleta de campo corregido

120

140

0

20

40

60

80

100

120

140

from UCUC Test Ensayo from torvane, Torvane, Lab.LAB from corrected Field Vane Test Veleta de campo corregido

Figura 6 Variación de la Resistencia al esfuerzo cortante no drenado para diferentes sitios, de ambientes deltaicos estuarinos a valles aluviales, usando los datos de los ensayos de compresión simple, Torvane y veleta de campo. ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 25

.

Para depósitos de arcilla deltaicos estuarinos, los valores S u de los ensayos de veleta, corregidos por los efectos de la tasa de deformación, tienden a ser iguales o mayores que los valores de los S u de los ensayos de compresión no confinada, especialmente para los depósitos de D1. Sin embargo, para los depósitos de arcilla de valles aluviales, los valores de Su de los ensayos de veleta corregidos y los ensayos de compresión no confinada no muestran una clara tendencia. Los parámetros de suelo normalizados (NSP) como S u/s'vo (resistencia al corte no drenada/esfuerzo vertical efectivo) son un medio útil para la interpretación, correlación y presentación de los datos sobre el suelo. Debido a que el ensayo de compresión no confinada es la prueba más común para estimar el S u en Guayaquil en la práctica geotécnica, se consideró una evaluación NSP en base a varios proyectos de consultoría geotécnica (Simic, 1991; Vera-Grunauer, 2002, 2003 y 2004; Mena, 2002) en donde se llevaron a cabo dos ensayos para la misma muestra de suelo, ensayos de consolidación tipo UC y IL (carga incremental) al mismo contenido de humedad natural en el laboratorio para las zonas geotécnicas de D1 a D5. Utilizando datos de 57 UC y IL ensayos de consolidación, fue posible estimar la relación entre la resistencia al corte no drenada normalizada y la relación de sobreconsolidación (para más detalle se puede observar en el Tomo 2.1.). Aunque, no se implementó un procedimiento riguroso de SHANSEP, el enfoque normalizado de SHANSEP fue desarrollado para las arcillas de Guayaquil Gua yaquil utilizando la ecuación 3.

⁄′ =  

3

donde S es la relación de esfuerzos en un estado normalmente consolidado, m es una constante del material y OCR es la relación de sobreconsolidación sobreconsolidación (definida como la relación r elación del esfuerzo vertical de preconsolidación para el esfuerzo vertical efectivo). La Tabla 6 muestra la estimación de los parámetros tipo de SHANSEP para cada zona geotécnica, desde arcillas deltaicas estuarinas a arcillas aluviales-lacustres (zonas D1 a D5). Tabla 6 Estimación de los parámetros tipo de SHANSEP para las arcillas de Guayaqu il Zona Geotécnica

D1 D2 D3 D4 D5

Arcill as de Guayaqui l (CH/OH)

Deltaicas-Estuarinas (Centro-Este) Deltaicas-Estuarinas (Sur) Deltaicas-Estuarinas (Oeste, (Oeste, Norte, Isla Trinitaria) Valle Aluv ial (N ort e) Aluv ial-Lacust rino (Noroeste)

S

m

0. 30 30 1. 00 00 0. 25 25 0. 99 99 0. 22 22 0. 75 75 0. 26 1. 00 0. 36 36 0. 84 84


Con base a los resultados de 108 ensayos de compesión no confinada en las arcillas de Guayaquil (COV de 0.25 a 0.52), se estimó la deformación unitaria a la falla para los ambientes deltaicos estuarinos y valles aluviales, de la zona geotécnica D1 a D4. La Tabla 7 muestra los valores estadísticos para cada zona geotécnica. Tabla 7 Valores estadísticos para la deformación unitaria a la falla, de los ensayos UC, para las arcillas de Guayaqui Deformación Axial @ 0.5 afalla (

N de casos Mínimo Máximo Mediana Media Desv Estándar COV

50 %)

D1

D2

D3

D4

36 1.30 4.02 2.11 2.12 0.72 0.34

10 1.46 3.72 2.62 2.56 0.73 0.28

35 0.80 3.20 1.60 1.71 0.63 0.37

27 0.80 3.75 1.87 1.93 0.71 0.37

La estimación de la resistencia al esfuerzo cortante no drenada mediante el ensayo de penetración del cono se realizó usando la ecuación 4 para las arcillas arcillas deltaicas estuarinas y de valles aluviales. Donde q c-svo es la resistencia r esistencia del cono neta y svo es el esfuerzo vertical total. La Tabla 8 muestra los valores estimados de N k para para cada ensayo y en cada zona geotécnica.

 = −

4

Para estimar la resistencia de cono estático, q c, del ensayo de penetración de cono dinámico, qd, (DCPT), se recomienda considerar la ecuación 5. Los valores de N d se muestran en la Tabla 8.

 = 

5

Una relación directa entre el esfuerzo vertical de fluencia o esfuerzo de preconsolidación y la resistencia de cono, fue evaluada por la ecuación 6 (Tavenas y Leroueil, 1979; Mayne y Holtz, 1988). Donde los valores de K están empíricamente evaluados y presentados en la Tabla 8 para cada zona geotécnica.

′ = ′ = 

6


Tabla 8 Valores estimados del factor de cono; Nk, Nd y K para suelos arcillosos deltaicos estuarinos y de valles aluviales

5.6. Compresibilidad La relación de vacíos in situ de los depósitos de arcilla de Guayaquil está fuertemente influenciada por el contenido de diatomeas en su estructura. Como se ha mencionado antes, para suelos saturados, un aumento en el contenido de humedad natural es directamente proporcional a un aumento en su relación de vacíos para un valor dado de Gs. Como resultado, el contenido de humedad natural in situ puede ser considerado como un medio para estimar el estado de una arcilla saturada. Una matriz arcillosa con contenido de diatomeas tiene una capacidad de retención de agua superior, no sólo por la actividad electro-química de los minerales arcillosos, sino también por la estructura abierta del efecto de las diatomeas silíceas. Similar a Lambe y Whitman (1969) y Koutsoftas et al. (1987), se presenta una correlación empírica entre la relación de compresión y la relación de recompresión, con el contenido de humedad natural in situ para depósitos de arcilla Guayaquil, que se expresan por:

 = +  ≅  √  = +  ≅  √

7

8

donde D es un coeficiente empírico que toma en cuenta (cualitativamente) el efecto del contenido de diatomeas en la estructura de las arcillas para estimar la relación de compresión (CR). Similarmente, Dr es es el coeficiente para estimar el índice de recompresión (RR), donde Dr = = D/10. El contenido de humedad natural se define como w n. De los resultados obtenidos de los ensayos odometricos por carga incremental (IL) y del contenido de humedad natural, los valores de CR se podrían estimar utilizando valores de D de 0.015 a 0.045. Para los valores RR, Dr de de 0.0015 a 0.0045.


Los valores de la relación CR/RR fueron obtenidos para las mismas muestras de arcilla ensayadas con la prueba odométrica IL. Los valores de CR/RR son independientes de su contenido de humedad natural. Para arcillas de ambientes de valles aluviales y arcillas lacustres aluviales, la relación varía de 5 a 15 con un valor medio de 10. Para arcillas de un ambiente deltaico estuarino, el rango esperado va de 7.5 a 22.5 con un valor medio de 15. El parámetro clave para el análisis cuantitativo de la compresión secundaria es el coeficiente de compresión secundaria (C ), que se puede expresar en términos de la relación de vacíos o cambio de la deformación volumétrica por ciclo de registro. Mesri y Godlewski (1977) realizaron un estudio detallado de la relación entre C  y C c, llegando a la conclusión de que los cambios de volumen durante la compresión secundaria y consolidaciones primarias se pueden relacionar relacionar con la ecuación ecuación 9.

 = ∆ ∆  

9

De acuerdo al estudio de Mesri y Godlewski (1977), para cualquier suelo, la relación de C/Cc (ecuación 9) es constante para cualquier tiempo, esfuerzo efectivo y relación de vacíos (por recompresión y estado de compresión virgen). Ladd (1973) gráfico C  (ecuación 10) versus CR; sin embargo, señaló que, "En el rango normalmente consolidado C  se mantiene casi constante o disminuye ligeramente para suelos con un CR constante."

 = +

10

A partir de los ensayos odométricos IL realizados en arcillas deltaicas estuarinas de Guayaquil, se midieron valores de C /Cc ≈C/CR de 0.042 a 0.043 en el estado de compresión virgen. Terzaghi definió un coeficiente de consolidación vertical (C v) que controla el proceso de consolidación y es de hecho una función de los parámetros de permeabilidad y compresibilidad. La Tabla 9 muestra la variación de los coeficientes de consolidación para las arcillas de Guayaquil desde la zona geotécnica D1 a D5, estimado por las pruebas de laboratorio (método de Taylor) y deducido a partir de las observaciones de campo basadas en el método de Asaoka, donde Cv campo/Cvlab (estado NC) varía de 1 a 2.5.


Tabla 9 Coeficientes de consolidación para las arcillas de Guayaquil de las zonas geotécnicas D1 a D5, estimados por ensayos de laboratorio (método de Taylor) y deducido de observaciones de campo basadas en el método de Asaoka Nombre del sitio

Zona Geotécnica

Contenido de Arena (%) Cv

Cv

OC 2

Rango (m / y r) r) Almacenes Henry Zof ragua ragua (Cerca al puerto)

Basado en el método de Asaoka

D ato s d e l ab o r ato r i o Cv

NC 2

R an ango (m / y r)

OC /

Cv

NC

R ango

D1

2- 4

5

7

1

2

4.7

3.5

D 2, 2 m prof .

0 -2

10

21

2

4

5

5. 3

D 2, 5 m prof .

2 - 15

29

37

5

9

5. 8

4. 1

D 2, 10 m prof .

11 - 25

100

183

10

44

10

4. 2

7

15

2

3

4

5. 7

Cv

Cv

campo /

Cv

lab

campo

R ango (m 2/ y r)

R ango

Pas o Elev .

D3

2-6

J unt a

D4

1 - 15

Toni,

D4

1-3

40

50

10

15

4

3. 3

10

20

1

1. 3

F abric a H elados ,

D4

5 - 30

47

51

5

14

9. 4

3. 6

94

125

18. 8

8. 9

N uques , 1998

D4

3-9

Av . Isi dro Ay ora

D5

0- 3

18

22

4

9

5.5

20

31

10.1

35

21 2

75 75

53

2. 5 7.7

*Estratos de arcilla con intercalaciones intercalaciones f recuentes recuentes de lentes y capas de arena

6. COMPORTAM COMPORTAMIENT IENTO O ESTÁTICO ESTÁTICO Y DINÁMICO DINÁMICO DE LAS ARCILLAS ARCILLAS DE DE GUAYAQUIL Una gran parte urbana de Guayaquil está situada sobre depósitos deltaicos estuarinos de la zona geotécnica D3. Por lo tanto se eligieron sitios de investigacion que se pueden considerar característicos para representar el comportamiento geotécnico del subsuelo en ambientes deltaicos estuarinos. De la investigación geotécnica y geofísica complementaria, el sitio GYE-01N/209ECU fue llamado BSF (Cancha de Béisbol de la Kennedy) y el sitio GYE03S/211ECU fue llamado TI (Hospital Municipal de la Isla Trinitaria). De estos dos sitios se obtuvieron muestras inalteradas que fueron sometidas a pruebas de laboratorio especiales (Tabla 10) realizadas en el laboratorio de geoingeniería de la Universidad de California, Berkeley, que incluye: prueba de caída de cono (FCT), la prueba de veleta de laboratorio (LVT), ensayo de consolidación a velocidad de deformación constante (CRS), ensayo de corte simple directo (DSS), prueba de compresión no drenada anisotrópicamente consolidada (CKUC), prueba de corte simple cíclico (CSS), compresión triaxial cíclica consolidada isotropicamente (CUIC), Microscopio Electrónico de Barrido (SEM), difracción de rayos X (DRX), y la prueba del carbono total orgánico (TOD).


Tabla 10 Pruebas de laboratorio realizadas a las muestras de arcilla de Guayaquil en el laboratorio de geoingeniería de la Universidad de California, Berkeley Arcilla gris verdosa estuarina deltaica de Guayaquil GYE-TI

GYE-BSF 5 ensayos 4 ensayos Propiedades (6.45,8.35,14.45,18.5, (5.35,6.35,7.34,8.45m) Índice, FCT 23.4m) 4 ensayos (75ᵒ/min @ 2 ensayos (75ᵒ/min @ 18.35m, 120ᵒ/min @ Ensayo de 5.5m, 1140ᵒ/min 18.01m, 120ᵒ/min @ veleta de lab. @8.3m) 18.05m, 1100ᵒ/min @18.3m) 4 ensayos (6.25m, 2 ensayos (6.25, 7.25m) Ensayo CRS 8.25,14.25, 23.25m) 3 ensayos (5%/hr consol. recompresión @ 1 ensayo (5%/hr, 7.35m OCR 1.7, 5%/hr consol. recompresión, Ensayo DSS recompresión @14.5m OCR @ 7.35m) 2.7, 5%/hr SHANSEP @23.35m OCR 2.3) 1 ensayo( 2%/hr 1 ensayo ( 2%/hr @1 8.35m, @8.35m, Ensayo consol. recompresión consol. recompresión CK 0.5 0.5UC OCR 1.85) consol. OCR 1.07) 3 ensayos (0.5hz, consol. recompresión 2 ensayos (0.5hz, SHANSEP @6.25m;0.5hz OCR 1. SHANSEP OCR=1@ @8.35m; 0.001Hz Ensayo CSS 7.35m; @14.35m, recompresión, 0.001Hz CSR ~ 0.22) @7.35m,recompresión, CSR ~ 0.22) 1 ensayo (0.5hz, 1 ensayo (0.5hz, consol. Ensayo Cíclico SHANSEP, OCR=1, @ recompresión, OCR=3.4, CIUC 8.5m) @14.35m) Prueba SEM, 1 ensayo (7.25m) 1 ensayo (8.35m) XRD, TOC

La metodología utilizada en estos ensayos se detalla en profundidad en el Tomo 2.1. A cotinuación se realiza un breve resumen de los resultados de estos ensayos que se detallan en el Tomo 2.2.

6.1. Mineralogía y estructura de las arcillas de Guayaquil 6.1.1. Mineralogía de las arcillas de Guayaquil Ambas muestras de arcilla que se analizaron son sedimentos del Holoceno del ambiente deltaico estuarino. La muestra GYE-TI (a una profundidad de 7.34 m) compuesta principalmente de arcilla limosa. La muestra más profunda, GYE-BSF (a una profundidad de ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 31

8.37m) incluye arenas finas y limos intercalados con capas de arcilla limosa. Los minerales de arcilla, tanto del sitio BSF y las muestras de TI incluyen esmectita altamente expandible, illita y clorita, con pequeñas cantidades de vermiculita y caolinita (Tabla 11). Tabla 11 Resultados de los análisis mineralógicos de los núcleos sedimentarios por rayos-x de las arcillas de Guayaquil en los sitios BSF (8.37 m) y TI (7.34 m)

Mineral: Sm = Esmectita, % Exp = Indica capas expandibles en la esmectita; VM = Vermiculita, ILL = Illita, KAO = Caolinita, CH = Clorito, QTZ = Cuarzo, KSP = Feldespato potásico, PL = Plagioclasa feldespática (principalmente plagioclasas intermedia Ca-Na), CAL = Calcita, DOL = Dolomita, SID = Siderita, PY = Pirita, GYP = Yeso, OP = Sílice amorfa. Litología: sc = arcilla limosa, ssc = arcilla limosa/arenos li mosa/arenosa. a.

6.1.2. Estructura de las arcillas de Guayaquil El análisis SEM de los sedimentos indica que las muestras contienen un componente de material de diatomeas que se expresa particularmente bien en la muestra a 8.37 m GYE-BSF. El conjunto de diatomeas es muy heterogéneo e incluye estructuras en forma de disco individuales, así como complejos grupos de fitoplancton multicelular. La fragmentación de diatomeas se ha producido como resultado de la bioturbación por la alimentación de organismos y características de la matriz sedimentadas en la muestra TI. Las diatomeas son a menudo de diámetro entre 50-70 m y se concentran en el componente de limo grueso del sedimento. Los fragmentos silícicos rotos se presentan en la fracción de limos finos del sedimento, pero el análisis XRD sugiere que la cantidad total de sílice amorfa en la fracción <15 m es mas pequeña. (Ver Tabla 11). El componente orgánico del plancton se ha descompuesto en gran parte y la presencia de pirita framboidal sugiere que una gran parte de la materia orgánica se perdió durante la reducción bacteriana. La muestra BSF mostró áreas de intensa cementación por pirita que eran visibles con un microscópico óptico binocular. Por su parte, las muestras de sedimentos del sitio TI contiene menores cantidades de pirita (Ver Tabla 11). ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 32

El detalle de los análisis SEM se puede observar en el Tomo 2.2 donde se muestran las micrografías electrónicas de barrido de las diferentes muestras analizadas. También en el Tomo 2.2. se detalla la caracterización de las diatomeas encontradas en las muestras.

6.2. Comportamiento Comportamiento estático 6.2.1. Compresibilidad Uno de los problemas más importantes en el diseño de cimentaciones en Guayaquil es la estimación de los asentamientos de las estructuras construidas en zonas deltaicas estuarinas y aluviales. Por este motivo es de gran importancia estudiar la compresibilidad de las arcillas y este fue el objetivo de los ensayos de consolidación a velocidad de deformación constante llevados a cabo en la Universidad de California, Berkeley. Reconociendo que la extracción de las muestras, por medio de un tubo de Shelby, no es la más adecuada, el efecto de la cementación ha permitido la recolección de algunas muestras aceptables para el análisis. Los resultados del ensayo de consolidación a velocidad de deformación constante se resumen en la Tabla 12. Tabla 12 Parámetros de compresibilidad para muestras de arcilla BSF de pruebas de consolidación de CRS Arcilla deltaica estuarina gris verdosa de GYE (sitio BSF, zona geotecnica D3a) Prof. (m)

6. 45

8. 35

14. 35

23. 25

OCR

3. 2

2. 4

2. 7

1. 7

CR = C c / (1 + e o )

0. 46

0. 53

0. 36

0. 41

Relacion de vacios, e o

2. 6

2. 48

2. 07

2. 00

Porosidad, n o

0. 72

0. 71

0. 67

0. 67

e1 @ 1 atm de presion

2. 45

2. 27

1. 97

1. 92

eLL @ Limite liquido

2. 9

2. 64

2. 34

2. 55

Bueno a

Bueno a

Bueno a

Bueno a

razonable

razonable

razonable

razonable

PI (%)

77

59

51

62

wL (%)

116

103

92

102

c estimado

(Pestana, 1994) 1994)

0. 35

0. 43

0. 28

0. 33

c mediana

(Pestana, 1994) 1994)

0.34

c promedio

(Pestana, 1994)

0.35

Calidad de l a muestra muestra (Lunne et al, 1997)

En el Tomo 2.2 se pueden observar en una sola gráfica las curvas de consolidación primaria para las muestras de BSF BSF para su comparación. comparación. En esta gráfica se observa observa que la muestra más superficial (6.45 m) muestra la forma característica de un tipo de curva S de arcillas con cementación. Basándose en estos resultados detallados en el Tomo 2.2, el comportamiento a ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 33

la compresión de estas arcillas está claramente influenciado por la presencia de diatomeas y la cementación por pirita. La muestra a 6.45 m de profundidad tiene una relación de sobreconsolidación aparente (OCR) de 3.2 (influenciada por la cementación con agente de pirita), una alta relación de vacíos de 2.6 y un CR de 0.46 (influida por los poros abiertos de las diatomeas en la estructura del suelo). Características similares fueron encontradas encontradas también en otras muestras del BSF. Las muestras de arcilla del sitio TI están normalmente consolidadas, pero con una pobre calidad de muestra. A pesar de que se utilizó el mismo procedimiento de muestreo que las muestras de BSF, la calidad de las muestras de TI fue afectada por su menor cementación. Los resultados del ensayo de consolidación a velocidad de deformación constante se resumen en la Tabla 13. Tabla 13 Parámetros de compresibilidad para muestras de arcilla de TI a partir de pruebas de consolidación de CRS Arcilla deltaica estuarina gris verdosa de GYE (sitio TI) 6. 25

7. 25

1

1

CR = C c / (1 + eo )

0. 15

0. 33

Relacion de vacios, e o

2. 24

2. 24

Porosidad, n o

0. 691

0. 691

e1 @ 1 atm de presion

2. 03

1. 88

2. 6

2. 6

Pobre

Pobre

PI (%)

51

44

wL (%)

102

102

wN (%)

88

88

0. 17

0. 24

Prof. (m) OCR

eLL @ Limite liquido Calidad de la muestra (Lunne et al, 1997)

c estimado

(Pestana, 1994)

A diferencia del las arcillas del sitio BSF, las muestras del sitio TI se presenta un OCR entre 1.0 y 1.5, no se presenta una evidente sobreconsolidación sobreconsolidación aparente.

6.2.2. Resistencia al esfuerzo cortante En esta sección se resumen los resultados de resistencia al corte no drenada de las arcillas de Guayaquil, comparando los resultados de los ensayos de compresión triaxial no drenados consolidados anisotrópicamente anisotrópicamente (CKUC), los ensayos de compresión no confinada (UC) y los ensayos de corte simple directo (DSS) realizados sobre las muestras de BSF y TI.


Tanto la arcilla con sobreconsolidación aparente BSF (OCR 1.7-1.85) como la arcilla normalmente consolidada TI se consolidaron mediante la técnica de recompresión previo a las pruebas DSS y CKUC. Como era de esperar, la deformación axial en la rotura de la prueba de UC es mucho mayor que la prueba CKUC. Para las arcillas BSF, la resistencia al corte no drenada normalizada de la prueba UC es similar a la de la prueba de DSS. Sin embargo, para la arcilla TI, la resistencia al corte no drenada normalizada de la prueba UC es un 24% inferior a la de la prueba de DSS. Una posible razón podría ser la calidad inferior de la muestra de la arcilla TI extraída de Shelby, en comparación con la muestra de arcilla BSF, dado el bajo nivel de cementación en la primera. Además, las pequeñas vetas de arena/limo en la muestra de arcilla TI pudieron hacer salir el agua entre el contacto de las arcillas con las capas de arena bajo la succión impuesta durante el ensayo de UC, que luego pudo provocar que la arcilla se hinche y falle prematuramente. La Tabla 14 muestra los valores de resistencia al corte no drenada de diferentes pruebas de laboratorio para las arcillas de Guayaquil de los sitios BSF y TI. Tabla 14 Valores de resistencia al corte no drenada de diferentes pruebas de laboratorio para la arcilla deltaica estuarina gris verdoso de GYE para los sitio BSF y TI

La resistencia no drenada anisotrópica -la relación entre los valores de resistencia no drenada normalizada de las pruebas DSS y CKUC (de la Tabla 14) es 0.62 y 0.81 para la arcilla BSF y TI, respectivamente. El sitio BSF cuenta con más cementación por pirita y diatomeas en su estructura, que influencian una mayor resistencia anisotropíca. La relación entre la resistencia no drenada normalizada resultante de los ensayos UC y DSS para las muestras de las arcillas de Guayaquil ensayadas fue de 0.76 y 1.03, para los sitios TI y BSF, respectivamente. ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 35

Como resultado, para las arcillas del sitio TI el efecto de las capas de arena o limo en las muestras de arcilla puede explicar su baja resistencia al esfuerzo cortante no drenado normalizado debido a que las arenas finas horizontales no pueden retener esfuerzos efectivos residuales suficientemente grandes para mantener el estado de esfuerzos. Se debe prestar atención especial en el valor final de diseño de la resistencia r esistencia no drenada. Para las arcillas del sitio BSF, la relación de la resistencia anisotropica no drenada de 1.03 muestra, que en este caso, el efecto anisotrópico y la baja calidad de la muestra se equilibran, mostrando el efecto de compensación de errores o “lucky harmony” (Tanaka, 2002).

6.3. Comportamiento Comportamiento dinámico 6.3.1. Comportamiento cíclico de las arcillas de Guayaquil Los ensayos cíclicos avanzados que fueron llevados a cabo sobre las muestras de BSF y TI permiten modelar el comportamiento geotécnico de las arcillas de Guayaquil para poder realizar los análisis de respuesta dinámica en el campo libre en las zonas geotécnicas de Guayaquil.

6.3.1.1. Curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento para las arcillas de Guayaquil La variación de módulo secante al corte con la deformación cíclica unitaria por corte, basado en ensayos triaxiales cíclicos y de corte directo simple (aplicando 0.5 Hz como carga cíclica senoidal para el control de esfuerzos) se presentan en la Figura 7 para las arcillas de Guayaquil de los sitios BSF y TI. 16 14

Estimated Estimado a partir from in situ Vs de Vs in situ

(12.2)

12 (10.5)

Rango de Gof basado en laon maxG max based Range d`Onofrio Silvestri (2001) ecuación para & arcillas marina equation for marine clays dÓnofrio & Silvestri (2001)

) 10 a P M ( 8 c e s

G

6 4 GYE-BSF 14.5m PI~51, Recomp CTX

2 0 0.0001

'c=62KPa

s

GYE-TI 8.5m PI~80 ,SHANSEP OCR=1 CTX s'c=68KPa GYE-BSF 8.35mPI~60,SHANSEP OCR=1 CSS s'c=152KPa GYE-TI 7.35m PI~44, SHANSEP OCR=1 CSS s'c=71KPa GYE-TI 6.35m PI~52, Recomp CSS, s'c=35KPa

0.001

0.01

0.1

Deformación cíclica de corte (%) (%) Cyclic Shear Strain

1

10 1

Figura 7 Variación del módulo de corte secante con la deformación de corte cíclica para las arcillas de Guayaquil con sobreconsolidaación aparente (GYE-BSF) y la normalmente consolidada (GYE-TI).


El amortiguamiento histerético equivalente se calculó para las muestras de los sitios GYEBSF y GYE-TI. La Figura 8 muestra la variación del amortiguamiento del material con la deformación por corte cíclico para arcillas con sobreconsolidación inducida por su estructura (sobreconsolidación aparente) (GYE-BSF) y normalmente consolidadas (GYE-TI). GYEBSF tiene menor amortiguamiento que el sitio GYE-TI para la misma deformación por corte cíclico. Esta es una clara influencia de la cementación por pirita en su estructura de suelo. Los resultados de esta investigación confirman que la cementación por pirita framboidal disminuye el amortiguamiento e incrementa ligeramente los valores de la relación G/G max. 30 GYE-B SF 14.5m PI~51, ~51, Recomp CTX ' c=62K Pa GYE-TI 8.5m PI~80 ,SHANSEP OCR=1 CTX 'c=68 KPa

) 25 % ( o t n 20 e i m a 15 u g i t r o 10 m A

GYE-BSF 8.35mPI~60,SHANSEPOCR= ~60,SHANSEPOCR=1 CSS 'c=152KPa GYE-TI 7.35m PI~44, SHANSEP OCR=1 CSS 'c=71 KPa GYE-TI 6.35m PI~52, Recomp CSS, 'c=35 KPa

5

0 0.0001

0.001

0.01

0.1

1

10

Deformación cíclicaStrain de corte Cyclic Shear (%)(%)

Figura 8 Variación del amortiguamiento material con la deformación cíclica de corte para las arcillas de Guayaquil con sobreconsolidación aparente (GYE-BSF) y normalmente consolidadas (GYE-TI).

6.3.2. Modelación numérica del comportamiento de las arcillas de Guayaquil Los modelos presentados en esta sección resumen los parámetros calibrados en base al comportamiento de las arcillas de Guyaquil en lo ensayos cíclicos realizados sobre las muestras BSF y TI. Los fundamentos de los modelos se pueden consultar en el Tomo 2.1. donde se detallan y explican en profundidad.

6.3.2.1. Modelación del ensayo de corte simple monotonico y cíclico de las arcillas de Guayaquil


6.3.2.1. Modelación del ensayo de corte simple monotonico y cíclico de las arcillas de Guayaquil 6.3.2.1. Modelación del ensayo de corte simple monotonico y cíclico de las arcillas de Guayaquil

Los resultados de las pruebas monotónicas de la Figura 9 para las muestras (consolidadas por recompresión) del sitio GYE-BSF (sobreconsolidación aparente) y para el sitio GYE-TI (normalmente consolidada) fueron usadas para validar la capacidad del modelo SimpleDSS para predecir la trayectoria de esfuerzos, esfuerzos, la curva esfuerzo-deformación, esfuerzo-deformación, y la generación de la presión de poros en las arcillas de Guayaquil en el estado de consolidación K o. La Figura 9 muestra que el comportamiento esfuerzo-deformación medido de las pruebas monotónicas DSS se ajusta bien a la predicción del modelo SimpleDSS para ambas muestras de arcillas. En la Tabla 15 se resumen los parámetros calibrados para el modelo.

Figura 9 Comparación de las mediciones y predicciónes del comportamiento de los modelos DSS esfuerzo-deformación-resistencia en los ensayos DSS DSS (tasa de deformación por corte de 5%/hr) para GYE-BSF y GYE-TI.

En la calibración de los parámetros, para predecir las presión de poros positiva, el modelo tuvo que considerar un estado normalmente consolidado (OCR = 1), incluso para la arcilla con sobreconsolidación aparente inducida por su estructura (BSF). Esta es una limitación del modelo.


Tabla 15 Resumen de los parámetros calibrados del modelo SimpleDSS para los sitios GYE-BSF y GYETI Arcilla gris verdosa del taica estuarina (zona geotécnica D3)

OCR del ensayo de consolidación CRS Tipo de ensayo

Ensayo Monotonico

Ensayo cíclico

Parámetro

GYE-BSF,

GYE-BSF,

GYE-TI,

14.5m

23.5m

7.35m

2.7* 1.7* 1 Parámetros Parámetros del modelo calibrados

b

0.86

0.84

0.92

m

5

5

5

y

19

25

23

Gn

168

168

184

Gp

15

13

13

q l

38

--

18

15

--

5

p

0.5

0.5

0.5

OCR

1

1

1

* OCR aparente debido a cementación por pirita

A partir de los resultados de predicción detallados en el Tomo 2.2. para ensayos de corte simple monótonos y cíclicos, se demuestra la capacidad del modelo SimpleDSS para simular el comportamiento de las arcillas con sobreconsolidación aparente (BSF) y normalmente conolidada (TI). En ambas muestras de suelo, el modelo subestima el desarrollo de presiones de poro. La falta de precisión del modelo para BSF podría estar justificado debido a la presencia de cementación en la muestra y la asumpción de OCR=1, debido a que el modelo no puede considerar la sobreconsolidación sobreconsolidación aparente.

6.3.2.2. Modelo de influencia del esfuerzo de confinamiento en las curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento para las arcillas de Guayaquil En algunos sitios de la ciudad de Guayaquil, el espesor de la capa de arcilla podría ser cercano a los 40m. Para analizar el comportamiento de estas situaciones bajo sismos de gran intensidad, se empleó un modelo matemático de comportamiento no lineal Simsoil. Este modelo fue usado para estimar las curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento para arcillas profundas de BSF y TI. La Tabla 16 muestra la velocidad de onda de corte estimada con el modelo propuesto.


Tabla 16 Parámetros calibrados del modelo Simsoil para las arcillas BSF de Guayaquil. n= Gs, para arcilla CH = prof (m (m)) lab, 14.5m 20 25 30 35 40 BSF- CLAY (muestra DSS)

0.65 2.55

Gb =

380 (del Vs medido @ 14.5m, p`= 62 kPa)

wn ( (% %)

p` (atm)

eo

Gmax /patm

65 45 30 30 30 25 80

0.62 1.2 1.6 2 2.3 2.6 1.05

1.66 1.15 0.77 0.77 0.77 0.64 1.9

144 358 731 845 925 1270 170

Vs modelo (m/s) Vs medido in situ (m/s) 94 148 212 228 231 271 102

107* 140 197 232 254 270

Vs *: medido en sitio BSF (sitio 209), los otros valores fueron medidos en sitio 210 ws = 1.1 wa= 0.01

La Figura 10 compara las tendencias de los ensayos cíclicos de las curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento para las arcillas del sitio BSF bajo un esfuerzo de confinamiento de 0.62 atm con simulaciones del modelo Simsoil para diferentes esfuerzos de confinamiento. Como se observa en este caso la tendencia para la muestra BSF en la curva de amotiguamiento se ajusta en grandes deformaciones a la curva del modelo Simsoil con una presión inmediatamente superior. Por este motivo para utilizar este modelo se recomienda tomar la curva con presión superior en la zona de altas deformaciones y en bajas deformaciones mantener una distancia proporcional a la curva de la tendencia obtenida para BSF.


1.0

0.8 x a m

G 0.6 / c e s

G

0.4

0.2

0.0 0.0001

0.001

0.01

30

25

) %20 ( ) o t % ( n e g i n 15 i m p a u m g a i t D r o 10 m A

0.1

1

10

Cyclic Shear Strain Deformación cíclica de(%) corte (%) Tendencia para GYE-BSF Trend for GYE-BSF GYE-BS F 14.5m PI~51, Recomp CTX 'c=62KPa SIMSOIL p = 0.6 atm p = 1 atm p = 1.5 atm p = 2 atm p = 3 atm p = 5 atm p = 6 atm p = 7 atm p = 8 atm

5

0 0.0001

0.001

0.01

0.1

1

10

Cyclic Shear Strain (%)

Deformación cíclica de corte (%)

Figura 10 Comparación de las curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento de la tendencia de los ensayos cíclicos para GYE-BSF a un esfuerzo de consolidación de 0.62 atm y la simulación del modelo para diferentes esfuerzos de confinamiento.

La Figura 11 compara las tendencias del ensayo cíclico de las curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento para el sitio TI a un esfuerzo de consolidación de 0.68 atm y la l a simulación del modelo para un esfuerzo de confinamiento diferente. Para las arcillas del sitio TI, los parámetros del modelo calibrado fueron: n =0.5, Gb = 380, s = 1.5, and a = 0.4. Del mismo modo que para BSF, en la curva de amortiguamiento, para bajas deformaciones se recomienda seguir la forma de la tendencia manteniendo una distancia proporcional. Figuras 10 y 11 pueden ser utilizadas para análisis de respuesta r espuesta dinámica de sitio (métodos de respuesta de sitio lineal equivalente o no lineal) para depósitos profundos de arcilla.


1.0

0.8 x a m

G 0.6 / c e s

G

0.4

0.2

0.0 0.0001

0.001

0.01

0.1

1

10

1

10

Cyclic Shear Strain (%)(%) Deformación cíclica de corte 30

Tendencia para GYE-TI 8.5m ,IP 80 Trend for GYE-TI 8.5m PI~80 SHANSEP OCR=1 CTX 'c=68KPa

25

SIMSOIL p = 0.68atm p = 1 atm p = 1.5atm p = 2 atm p = 3 atm p = 5 atm

) %20 ( ) o % t ( n e g i n i m15 p a u m g a i t D r o 10 m A 5

0 0.0001

0.001

0.01

0.1

Cyclic Shear Strain (%)(%) Deformación cíclica de corte

Figura 11 Comparación de las curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento de la tendencia de los ensayos cíclicos para GYE-TI a un esfuerzo de consolidación de 0.68 atm y la simulación del modelo para diferentes esfuerzos de confinamiento.

6.3.2.3. Guayaquil

Calibración del modelo MKZ para la respuesta cíclica de las arcillas de

Los parámetros de degradación modelados para las arcillas de Guayaquil fueron comparados con las tendencias sugeridas para arcillas normalmente consolidadas de Matasovic (1993). Basándose en el resultado del modelamiento, se calibró el umbral de deformación cíclica por corte volumétrico (tv) como 0.12% para las arcillas de Guayaquil para s t = 0.08 y r = 0.45. A partir del valor calibrado calibrado de (tv) y la presión de poros normalizada (u* = u/s’v), los datos de los resultados de los ensayos de corte simple cíclico (que ( que se pueden consultar en el Tomo 2.2, Figura 96) permiten la calibración de las constantes de greneración de presión de poros para el modelo MKZ donde A = 7.75, B =-14.72, C = 6.4 y D = 0.67. ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 42

Para calibrar la curva base (backbone curve) en el modelo MKZ, se desarrolló un proceso de ajuste de curva a partir de los resultados de pruebas cíclicas triaxiales para las arcillas de Guayaquil usando la relación de mo*/Gmo* = 0.26%, mo* = 0.23 al 1% de deformación cíclica por corte con una relación de G max/SuDSS = 350. Teniendo en cuenta un equilibrio entre la curva normalizada de degradación de la rigidez y la curva de amortiguamiento, los parámetros b y s seleccionados fueron 0.77 y 0.51, respectivamente. El modelo final establecido se muestra en la Figura 12.

1.0

1.0

0.8

0.8

x a m

x a m

G 0.6 /

G 0.6 /

G

G

c e s

c e s

0.4

0.2

0.4

0.2

0.0 0.0001

0.001

0.01

0.1

1

10

0.0 0.0001

Cyclic Shear Strain cíclica (%) Deformación de corte (%)

0.01

0.1

1

10

Deformación de Strain corte (%) cíclica (%) Cyclic Shear 30

30

Trend for GYE-BSF 14.5m PI~51, Recomp CTX s'c=62KPa

Trend for GYE-BSF 14.5m PI~51, Recomp CTX s'c=62KPa

) 25 % ( o t n 20 ) e i % ( m g a n 15 u i p g i t m r a o D m 10 A

0.001

MKZ- Model: = 1.18, s = 0.72 (G/Gmax fitted),

) 25 % ( o t n 20 ) e i % ( m g a n 15 i u p g i m t a r o D m 10 A

mo*/Gmo* = 0.26%, mo* = 0.23 @ 1%, Gmax/SuDSS = 350

mo*/Gmo* = 0.26%, mo* = 0.23 @ 1%, Gmax/SuDSS = 350

5

5

0 0.0001

MKZ- Model: = 0.77, s = 0.51 (Trade off G/Gmax & Damping)

0.001

0.01

0.1

1

Deformación de corte (%) Cyclic Shear Straincíclica (%)

10

0 0.0001

0.001

0.01

0.1

1

10

Cyclic Shear (%)cíclica (%) Deformación deStrain corte

Figura 12 Calibración del modelo MKZ con las curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento de los datos de los ensayos cíclicos.


7. ECUACION ECUACIONES ES DE CORRE CORRELACIÓ LACIÓN N PARA PARA ESTIMAR ESTIMAR LA VELOCIDA VELOCIDAD D DE ONDA CORTANTE CON LOS PARÁMETROS GEOTÉCNICOS DE LOS SUELOS DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL Para cumplir con la definición del sitio según la Norma Ecuatoriana de la Construcción C onstrucción (NEC 2011), es importante obtener el perfil de velocidades de ondas cortantes con respecto a la profundidad. En muchas muchas ocasiones, en las que no se realizan estudios geofísicos, geofísicos, es necesario utilizar correlaciones para estimar estas velocidades a partir de otras propiedades ingenieriles de los suelos o de los ensayos mecánicos más habituales que se llevan a cabo en la ciudad de Guayaquil. En esta parte del estudio se revisan algunas metodologías actuales de diferentes investigadores para la estimación de las velocidades de ondas cortantes y se presentan las correlaciones ajustadas a los resultados de este estudio para su aplicación en las diferentes zonas geotécnicas de la ciudad.

 ≤ 1.010−%

El módulo de corte dinámico a pequeñas deformaciones deformaciones ( ) y la velocidad de onda cortante, V s, se relacionan de acuerdo a la teoría de la elasticidad por:

 = 

1

donde Gmax es el módulo dinámico de corte en pequeñas deformaciones, deformaciones, V s es la velocidad de onda cortante, t el peso unitario total del suelo y g es es la aceleración de la gravedad. Las correlaciones de velocidad de onda de corte presentadas en esta sección son identificadas para proporcionar tanto a los ingenieros como a los investigadores un medio para estimar las velocidades de onda cortante en los suelos de Guayaquil a partir de una variedad de parámetros ingenieriles del suelo. Sin embago las mediciones directas in situ de Vs, generalmente son preferibles a las relaciones de correlación propuestas. En el caso de que se utilicen estas correlaciones en los análisis de respuesta dinámica de sitio, se debe considerar la incertidumbre del perfil de velocidades en profundidad en los análisis.

7.1. Correlaciones Correlaciones basadas en el Contenido de Humedad Natural Para los suelos saturados, un incremento en el contenido de humedad es directamente proporcional al aumento de su relación de vacíos para un valor de G s dado. Como resultado, se espera que, para las arcillas de Guayaquil, un aumento del contenido de humedad debería resultar en una disminución de su rigidez, caracterizado por el máximo módulo de corte (Gmax). La La relación entre Gmax y el contenido de humedad natural para las arcillas estuarino deltaicas y de la llanura aluvial se presentan en la Figura 13. La ecuación 11 proporciona una relación aproximada entre G max y wn. Se encontró gran dispersión de esta relación estimada.

 = 82−. ±50%

11


donde Gmax es el módulo dinámico de corte en pequeñas deformaciones, w n es el contenido de humedad natural

Para zona geotécnica D3 & D4

Figura 13 Relación entre el contenido de humedad natural y el módulo de corte máximo Gmax para los depósitos deltáicos estuarinos y llanura aluvial de la ciudad de Guayaquil.

7.2. Correlaciones Correlaciones basadas en la Resistencia al corte no drenada Se consideró la resistencia al corte no drenada en base a los ensayos de compresión no confinada (qu/2) para estimar la relación entre S u y la velocidad de onda cortante (V s) in situ. Estimaciones razonables de V s de las arcillas del estuarino-deltaico y de la llanura aluvial se pueden obtener obtener en base a la ecuación 12. 12. 12 donde Vs es la velocidad de onda cortante en m/s y S u es la resistencia al corte no drenada medida a partir del ensayo de compresión no confinada en kPa.

 = 32.9

En base a los resultados presentados en el Tomo 2.4, el valor de correlación de esta ecuación R 2 es pobre, 0.45, debido al efecto de la alteración de las muestras y la limitación del método qu. Para considerar el efecto de la historia de esfuerzos, mencionado y evaluado a partir de la ecuación 5 y la Tabla 3 del Tomo 2.2. “Resultados del comportamiento estático y dinámico de las arcillas de la ciudad de Guayaquil”, la resistencia al corte no drenada se dividió por su

esfuerzo vertical efectivo in situ para obtener una resistencia al corte normalizada, como se muestra en la Figura 14. Con la resistencia al corte normalizada en el eje ej e horizontal, los datos siguen la tendencia estimada con menos dispersión que los datos de la ecuación 12. La explicación en detalle de los resultados de esta correlación corr elación se presenta en el Tomo 2.4. ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 45

3000

3000

Rango of deSF Bahía Range Bay SF Mud Dickenson (1994) Dickenson (1994)

a) 2500

c u

b)

D1 deltaicoenvironment estuarino D1,ambiente Deltaic estuarine D2 deltaicoenvironment estuarino D2,ambiente Deltaic estuarine D3 deltaicoenvironment estuarino D3,ambiente Deltaic estuarine D4 del valle aluvial D4,ambiente Alluvial valley environment

2500

2000

2000

c u

u S / 1500 x a m G

u S / x 1500 a m G 1000

1000

500

500

0 0

20

40

60

80

100

0

120 0.0

0.5

Suuc´ de Su , from ensayo UC test UC(kPa) (kPa)

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

Suuc // σ´'v Su UC

UC

v

18 16

s a r 14 t s e 12 u t 10 m n u e o C 8 d o r 6 e m ú 4 N 2

Muestras desamples arcilla Evaluated clay evaluadas de las zones zonas From geotechnical geotécnicas D1 D1 to D4 a D4

0

20

40

60

80

100

Índice de plasticidad Plasticity Index

Figura 14 Variación del modulo normalizado con con el esfuerzo al corte no drenado y el esfuerzo al cortante no drenado normalizado normalizado para los depósitos deltáicos estuarinos y de la llanura aluvial de la ciudad de Guayaquil


7.3. Correlaciones Correlaciones basadas en el Ensayo de Penetración Estándar Las correlaciones basadas en SPT se realizaron con una barra instrumentada para evaluar la energía transmitida durante cada conteo de golpes para una estimación adecuada del valor de N60. El procedimiento para obtener este valor N 60 se presenta en el Tomo 2.1, en el que se realiza un estudio para los dos martillos más utilizados en la ciudad de Guayaquil. La ecuación de correlación tiene la forma de: Vs = a N60 b

13

donde a y b son coeficientes empíricos, N 60 es el número de golpes necesarios para penetrar 30cm de suelo y corregido por el 60% de la energía teórica transmitida (resistencia a la penetración estándar) estándar) y Vs está en m/s. En la Figura 15 se presenta una correlación estimada para arcillas profundas medias a duras y depósitos de limo (profundidad> 20m), Para estos suelos finos, se obtuvo un valor a de 150 y un valor b de 0.10. Los depósitos de arenas aluviales saturadas del Holoceno (SP, SM, SC) con un contenido de finos de 10 a 40%, de 15 a 40m de profundidad, son comunes en los ambientes estuarinodeltaicos y de llanura aluvial de Guayaquil. La Figura 16 muestra la correlación entre V s y N60 para estos suelos arenosos (60 muestras evaluadas). Se estimó un coeficiente empírico a de 96 y b de 0.28, mostrando líneas de tendencia superior e inferior (línea discontinua) de la

7.3. Correlaciones Correlaciones basadas en el Ensayo de Penetración Estándar Las correlaciones basadas en SPT se realizaron con una barra instrumentada para evaluar la energía transmitida durante cada conteo de golpes para una estimación adecuada del valor de N60. El procedimiento para obtener este valor N 60 se presenta en el Tomo 2.1, en el que se realiza un estudio para los dos martillos más utilizados en la ciudad de Guayaquil. La ecuación de correlación tiene la forma de: Vs = a N60 b

13

donde a y b son coeficientes empíricos, N 60 es el número de golpes necesarios para penetrar 30cm de suelo y corregido por el 60% de la energía teórica transmitida (resistencia a la penetración estándar) estándar) y Vs está en m/s. En la Figura 15 se presenta una correlación estimada para arcillas profundas medias a duras y depósitos de limo (profundidad> 20m), Para estos suelos finos, se obtuvo un valor a de 150 y un valor b de 0.10. Los depósitos de arenas aluviales saturadas del Holoceno (SP, SM, SC) con un contenido de finos de 10 a 40%, de 15 a 40m de profundidad, son comunes en los ambientes estuarinodeltaicos y de llanura aluvial de Guayaquil. La Figura 16 muestra la correlación entre V s y N60 para estos suelos arenosos (60 muestras evaluadas). Se estimó un coeficiente empírico a de 96 y b de 0.28, mostrando líneas de tendencia superior e inferior (línea discontinua) de la Figura 15. Arcillas y limos: CH, CL, MH, ML Depósitos profundos, z>20m

VsMediana=150(N60)0.10 ± 25% N60 ≥ 5

Figura 15 Variación de la velocidad de onda cortante con el número de golpes corregido por energía N60 para depósios de arcilla y limo


Arena aluvial del Holoceno (SP / SM / SC) Contenido de finos 20-40%

Contenido de finos < 10%

Contenido de finos 10-20%

VsMediana=96(N60) narena = 60

.

± 35%

Figura 16 Variación de la velocidad de onda cortante con el el número de golpes corregido por energía N60 para depósios de arena del Holoceno Con base a los resultados presentados en el Tomo 2.3, se recomienda para las arcillas duras estuarino deltaicas de Guayaquil a profundidades mayores a 60m, utilizar la ecuación 14 Menq (2003), calibrada para las arcillas de Guayaquil. Para arenas densas, en las que se ha llegado a rechazo y el número de golpes no puede ser registrado, se recomienda utilizar la ecuación 15 calibrada para las arenas de Guayaquil.

.  6   = 230 230((⁄)

14

.  6   = 280 280((⁄)

15

para arcillas duras estuarino deltaicas

para las arenas densas

7.4. Correlaciones Correlaciones basadas en el Ensayo de Cono Estático La relación entre la velocidad de onda cortante y la resistencia puntual del CPT es obtenida a través de la teoría de la expansión de la cavidad de cilindros infinitos (Yu, 2000; Romo y Ovando, 1992). A partir de esta teoría se llega a las siguientes ecuaciones de correlación. El procedimiento para su obtención obtención se detalla en en el Tomo 2.4.


    −       ++  = ƞƞ

16

=

b

S u

17



s v `

 =  −  -

, ƞ=

 + +

18

Donde s, es el peso volumétrico volumétr ico y g la aceleración de la gravedad. N kc es un factor de correlación, que se obtiene a través de calibraciones, midiendo V s en campo y estimando V s usando la teoría. La Figura 17 muestra el comportamiento de la velocidad de onda cortante contra la resistencia por punta de cono de arcillas deltaico-estuarinas de Guayaquil. La Tabla 17 indica los rangos de valores de N kc estimados a partir de la campaña geotécnica para cada zona geotécnica. 350

Nkcmin

300 250 ) s 200 / m ( s V 150

100

Nkcmax

50 0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

qc( t/m2)

Figura 17 Estimación del valor medio, máximo y mínimo de N kc para un ambiente deltáico estuarino Tabla 17 Valores estimados estimados para Nkc basados en los procesos de calibración Zona Geotécnica D1, Estuarino Deltaico D2, Estuarino Deltaico D3, Estuarino Deltaico D4, Llanura Aluvial

Min Nkc 10 12 11 10

Media Nkc 11 13 12 11

Max Nkc 12 14 13 12

β

0.3 0.25 0.22 0.26


8. ANÁLISIS ANÁLISIS DE DE RESPUESTA RESPUESTA SÍSMICA SÍSMICA DE DE LOS DEPÓS DEPÓSITOS ITOS DELTAI DELTAICOS COS ESTUARINOS Y ALUVIALES 8.1. Movimientos sísmicos de entrada para el análisis Los movimientos sísmicos de entrada (en afloramiento rocoso) son uno de los factores más importantes que controlan la respuesta dinámica de sitio, por lo tanto, deben ser cuidadosamente cuidadosamente evaluados antes de su uso en este tipo de análisis.

8.1.1. Espectros de diseño y de peligro uniforme en el sitio de afloramiento de la ciudad de Guayaquil Ya que la norma ecuatoriana de la construcción, NEC (2011), no presenta un espectro de peligro uniforme (UHS), cubriendo todo el rango de período espectral, se consideraron los UHS utilizados por URS Corporation (URS, 2007) en esta investigación. Además para evaluar la respuesta de sitio dinámica para cada zona geotécnica en la ciudad de Guayaquil también se estudió la influencia de la variabilidad del movimiento sísmico de entrada en los parámetros de respuesta dinámica del suelo. Por lo tanto, se han considerado considerado para esta investigación un conjunto de 50 movimientos sísmicos de entrada (25 para movimientos de fuente cercana y 25 para movimientos de fuente lejana) obtenidos de la desagregación del peligro uniforme presentada presentada con detalle detalle en el Tomo 2.1.

8.1.2. Movimientos sísmicos de fallas activas cercanas (eventos de fuente cercana) Los movimientos sísmicos de fallas activas cercanas o eventos de fuente cercana deben ser elegidos de manera que sean sismológicamente compatibles con el movimiento sísmico de control de entrada en períodos cortos (Mw=6.8 y R=5km) de la UHS. Para estimar dichos parámetros de movimiento de tierra compatibles, se consideraron los modelos de predicción de movimiento del suelo (NGA) a partir de Abrahamson y Silva (2008), Boore y Atkinson (2008), Campbell y Bozorgnia (2008), y Chiou y Youngs (2008). La Tabla 18 muestra las características sismológicas sismológicas de 25 movimientos sísmicos escalados de la corteza terrestre para eventos de campo cercano.

8.1.3. Movimientos sísmicos de subducción (eventos de fuente lejana) Para seleccionar los movimientos sísmicos de terremotos de subducción o eventos de fuente lejana, que sean compatibles sismológicamente con los valores esperados de la mediana +0.2epsilon de la PGA del movimiento sísmico, se consideró el modelo de predicción para el modelo de subducción Intraslab (Atkinson y Boore, 2003). La Tabla 19 muestra las características sismológicas de los 25 movimientos sísmicos de terremotos de subducción escalados (eventos de fuente lejana FF).


Tabla 18. Características sismológicas de los movimientos sísmicos escalados de la corteza terrestre para eventos de fuente cercana

Tipo de Sis mo

Es tación

#nombre

mov.

Mov. Valore s e s pe rados (M e diana) Parkfield- 66-06- 27 Temblor PARKF/TMB- FP Parkfield- 66-06- 27 Temblor PARK F/TMB205 FN Loma Prieta 89- 10-17 Gilroy-Gavilan Coll. LOMA PRIETA/GIL- FP Loma Prieta 89- 10-17 Gilroy-Gavilan Coll. LOMA PRIETA/GIL FN Loma Prieta 89- 10-17 Gilroy array #1 LOMA PRIETA/G01090 Northridge 94- 1-17 Pacoima Dam (downstr) NORTHD- PAC175 Kocaeli- 99 99-8-17 Gebze KO CAELI-GBZ000 Whittier Narrows 87-01-10 San Gabriel-E Grand Av WHITTIER- A-GRN 180 C hi- Chi, Taiwan 99-9-20 TCU120 CHICHI-TCU120- W_AT2 Northridge 94- 1-17 Pacoima K agel C anyon N ORTHD- PK C360 Northridge 94- 1-17 Pacoima K agel C anyon N ORTHD- PK C090 Kocaeli- 99-8-17 Sakarya KO CAELI- SKR090 Kocaeli- 99-8-17 Izmit KO CAELI- IZT180 Kocaeli- 99-8-17 Izmit KO CAELI- IZT090 Coyote Lake 79-08-06 Gilroy Array # 6 CO YOTELK-G06 FP Coyote Lake 79-08-06 Gilroy Array # 6 COYO TELK -G06 FN C hi- Chi, Taiwan 99-9-20 TCU089 CHICHI-TCU089W C hi- Chi, Taiwan 99-9-20 TCU084 CHICHI-TCU084N San Fernando 71- 02-09 Lake Hughes #12 SFERN -L12291 Superstition Hills (B) 87-11-24 El C entro Imp. Co. Cent B- ICC- FP Superstition Hills (B) 87-11-24 El C entro Imp. Co. Cent B- ICC- FN Northridge 94- 1-17 ewhall- W. Pico Canyon Rd. N ORTHD- WPI- FP Northridge 94- 1-17 ewhall- W. Pico Canyon Rd. NO RTHD- WPI- FN Northridge 94- 1-17 Arleta - Nordhoff Fire Sta NORTHD-ARL090 Northridge 94- 1-17 Arleta - Nordhoff Fire Sta NORTHD-ARL360 FD, Forward-Directivity ground ground motion (pulse-like) NPL, Non-pulse-l Non-pulse-like ike ground round motion motion OB, Ob lique Slip SS, Strike Slip R, Closest distance from the source

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

M e canis mo

PGA ('g)

FD FD FD FD FD FD FD NPL NPL NPL NPL NPL NPL NPL NPL NPL NPL NPL NPL FD FD FD FD NPL NPL

SS SS OB OB OB R SS

SS SS

me diana

Parámetros registrados PGV Tm D 5-95 (cm/s )

(s e g)

(s e g)

Ia (cm/s e g)

0.32-0.34 48 48 - 106 0 .45-0.5 9. 9 .0-14.0 10 100 - 150 0.2473 12.28 0.39 5.99 23.4 0.3707 22.41 0.404 4.2 52.2 0.324 26.2 0.32 4.69 66.1 0.441 26.03 0.35 4.77 94.43 0.473 33.86 0.387 3.68 167.9 0.415 45.08 0.45 4.34 93.5 0.2441 50.3 0.72 7.41 54.9 0.304 22.79 0.5 5.1 83 0.225 63.17 1.055 32.61 200 0.433 51.23 0.64 9.84 179.3 0.301 31.3 0.67 10.08 160 0.376 79.5 0.4 9.86 175.8 0.152 22.6 0.63 14.99 56.18 0.22 29.77 0.58 13.24 81.3 0.333 27.12 0.41 3.04 60.2 0.45 51.537 0.62 3.42 85.22 0.333 30.9 0.46 24.12 300 0.417 45.6 0.759 23.17 386 0.283 12.61 0.21 11.89 78.4 0.22 36.127 0.63 17.52 73.8 0.308 51.89 0.81 18.83 99.8 0.357 61.25 1.25 9.76 93.7 0.467 93.46 1.49 6.16 157.7 0.34 40.43 0.6 12.98 152.2 0.3 23.12 0.54 13.46 117.1 = 0.33 33.86 0.58 9.84 93.70 Tm max 1.49 Tm min 0 .2 .2 1

Parámetros escalados PGA PGA Es calado PGV Es calado Iae s calado Factor (`g) (cm/s ) (cm/s e g) escalado 1 1 1.1 0.9 0.6 0.7 1 1.3 1.4 1.1 0.7 1 1.2 0.7 1.3 1.4 1.3 1.1 0.9 1.2 1 0.6 1.1 1.15 1 mean

0.2473 0.3707 0.3564 0.3969 0.2838 0.2905 0.2441 0.3946 0.315 0.4763 0.2107 0.376 0.1824 0.154 0.4329 0.63 0.4329 0.4587 0.2547 0.264 0.308 0.2142 0.5137 0.391 0.3 0.32 0.34 PGA max PGA min

12.28 22.41 28.82 23.427 20.316 31.556 50.3 29.627 88.438 56.353 21.91 79.5 27.12 20.839 35.256 72.1518 40.17 50.16 11.349 43.3524 51.89 36.75 102.806 46.4945 23.12 35.26 41.06 0.63 0.154

23.4 52.2 79.981 76.5 60.444 45.8 54.9 139.8 392 217.0 78.4 175.8 80.8992 39.8 101.738 167.0 507 467.1 63.504 106.3 99.8 33.7 190.817 201.3 117.1 99.80 142.89

R

Clase sitio

(km)

(N EHRP)

Mw

6.1 6.1 7 7 7 6.7 7.4 6 7.6 6.7 6.7 7.4 7.4 7.4 5.7 5.7 7.6 7.6 6.6 6.7 6.7 6.7 6.7 6.7 6.7

9.99 10 11.6 12 11.2 8 17 9 8.1 8 8.2 3 4.8 5 3.1 3 8.22 10 20.3 14 14 7 7 9 9.2

7. 60

20. 30

5. 7

3

6. 7

9

B B B B A A A A B B B B A A B B B B B C C B B B B

507.0 23.4


Tabla 19. Características Sismológicas de los movimientos sísmicos escalados de subducción para eventos de fuentes lejanas PGA Sis mo

Mov 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

Estación

Peru 2001-06-23 Monquegua, PERU Peru 2001-06-23 Monquegua, PERU Chile 1985-03-03 Valparaiso , Chile Mexico 1985-09-19 Caleta de Campos Mexico 1985-09-19 Caleta de Campos Mexico 1985-09-19 Tacy Mexico 1985-09-19 Tacy Tecoman 2003-01-22 Manzanillo Power Plant Tecoman 2003-01-22 Manzanillo Power Plant Pisco 2007-08-15 CISMID(JAH) Pisco 2007-08-15 CISMID(JAH) Mexico 1985-09-19 PAPANOA Mexico 1985-09-19 PAPANOA Peru 1974-10-03 PARQUE DE LA RESERVA, LIMA Peru 1974-10-03 PARQUE DE LA RESERVA, LIMA Peru 2001-06-23 Arica Casa, CHILE Peru 2001-06-23 Arica Casa, CHILE Peru 2001-06-23 Arica Costanera, CHILE Peru 2001-06-23 Arica Costanera, CHILE Mexico 1985-09-19 CU01 , Lab Inst. Sismica-UNAM Mexico 1985-09-19 CU01 , Lab Inst. Sismica-UNAM Mexico 1985-09-19 CUIP, Jardin Lab. Suelos, UNAM Mexico 1985-09-19 CUIP, Jardin Lab. Suelos, UNAM Mexico 1985-09-19 CUM, Mesa Vibradora, UNAM Mexico 1985-09-19 CUM, Mesa Vibradora, UNAM R= Distancia más cerca de la fuente

#nombre

Monquegua EW Monquegua NS Valparaiso 70 Mexico85e Mexico85n Tacy 00e Tacy 90n Manz E ManzN PiscoCISMID07E PiscoCISMID07N mexpapan85N mexpapan85E sismoperu74NS sismoperu74WE peruaricacl peruaricact peruarcostl peruarcostt CU01E CU01N CUIPE CUIPN CUME CUMN me diana

P ar ar ám áme tr tr os os re gi gis trtr ad ad os os PGV Tm D5-95

('g) (' g)

(cm (c m/se /sec) c)

(sec) (se c)

(sec) (se c)

0.3 0.224 0.178 0.131 0.151 0.03 0.03 0.343 0.253 0.074 0.045 0.151 0.11 0.166 0.177 0.262 0.308 0.34 0.282 0.033 0.026 0.032 0.027 0.036 0.033 0.151

2 4.93 29.93 17.16 14.83 18.3 11.5 8.54 29.86 31.94 6.72 3.735 8.52 6.15 1 1. 1.89 18.6 24.19 26.88 27 27.45 23.56 7.94 8 .97 7.76 9.04 9.7 9 .19 13.36

0. 0.53 0.526 0. 0.42 0. 0.45 0. 0 .59 1.34 1.58 0. 0.39 0.65 0.248 0.21 0. 0.26 0.22 0.28 0.36 0. 0.63 0. 0.43 0. 0.55 0. 0.54 1.6 1.7 1.54 1.72 1.45 1.49 0.54

35 35.86 36.04 38 38.94 60 60.39 57 5 7.4 56.8 62.3 16 16.11 18.01 97.4 101.5 18 18.5 19.97 48.34 47.9 23 23.65 24 20 20.52 23 57.15 64.6 47.5 48.44 44 4 4.57 4 1.59 46.035

Ia

PGA Factor (cm (c m/s /sec) ec) escalado 28 284 0.7 2 47 0.7 11 111 1 53.85 1.5 70 7 0.8 1.5 5.6 5 5 5 20 2 09 0.5 12 129 1 30 30.4 2 19.3 2 20.11 2 25.3 1 8 6. 6.69 1 120 1 14 1 42 1 169 1 14 1 41 1 124 1.2 6.5 4 6 4 5.9 4 6.2 4 4.9 4 6.1 4 62.3

P ar ará me tr tr os os e sc sc al ala do do s PGA e sc scalado Iae sc scalado (`g)

0.21 0.1568 0.178 0.1965 0.2265 0.15 0.15 0.1715 0.253 0.148 0.09 0.302 0.11 0.166 0.177 0.262 0.308 0.34 0.3384 0.132 0.104 0.128 0.108 0.144 0.132 0.17

Mw

(cm/s e c)

139.2 121.0 111.0 121.2 159.3 140.0 125.0 52.3 129.0 121.6 77.2 80.4 25.3 86.7 120.0 142.0 169.0 141.0 178.6 104.0 96.0 94.4 99.2 78.4 97.6 120.0

8.4 8.4 7.9 8.1 8.1 8.1 8.1 7.6 7.6 8 8 8.1 8.1 7.8 7.8 8.4 8.4 8.4 8.4 8.1 8.1 8.1 8.1 8.1 8.1 8.4

Prof

R

Clase Sitio

(km)

(km)

(NEHRP)

33 33

60 60 129 38 38

9 9 39 39 15 15 13 13 33 33 33 33 15 15 15 15 15 15 39

50 50 111 111 133 133 114 114 170 170 170 170 300 300 300 300 300 300 300

A A A A A C C C C C C A A B B C C C C B B B B B B


Tabla 19. Características Sismológicas de los movimientos sísmicos escalados de subducción para eventos de fuentes lejanas PGA Sis mo

Mov 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

Estación

#nombre

Peru 2001-06-23 Monquegua, PERU Peru 2001-06-23 Monquegua, PERU Chile 1985-03-03 Valparaiso , Chile Mexico 1985-09-19 Caleta de Campos Mexico 1985-09-19 Caleta de Campos Mexico 1985-09-19 Tacy Mexico 1985-09-19 Tacy Tecoman 2003-01-22 Manzanillo Power Plant Tecoman 2003-01-22 Manzanillo Power Plant Pisco 2007-08-15 CISMID(JAH) Pisco 2007-08-15 CISMID(JAH) Mexico 1985-09-19 PAPANOA Mexico 1985-09-19 PAPANOA Peru 1974-10-03 PARQUE DE LA RESERVA, LIMA Peru 1974-10-03 PARQUE DE LA RESERVA, LIMA Peru 2001-06-23 Arica Casa, CHILE Peru 2001-06-23 Arica Casa, CHILE Peru 2001-06-23 Arica Costanera, CHILE Peru 2001-06-23 Arica Costanera, CHILE Mexico 1985-09-19 CU01 , Lab Inst. Sismica-UNAM Mexico 1985-09-19 CU01 , Lab Inst. Sismica-UNAM Mexico 1985-09-19 CUIP, Jardin Lab. Suelos, UNAM Mexico 1985-09-19 CUIP, Jardin Lab. Suelos, UNAM Mexico 1985-09-19 CUM, Mesa Vibradora, UNAM Mexico 1985-09-19 CUM, Mesa Vibradora, UNAM R= Distancia más cerca de la fuente

Monquegua EW Monquegua NS Valparaiso 70 Mexico85e Mexico85n Tacy 00e Tacy 90n Manz E ManzN PiscoCISMID07E PiscoCISMID07N mexpapan85N mexpapan85E sismoperu74NS sismoperu74WE peruaricacl peruaricact peruarcostl peruarcostt CU01E CU01N CUIPE CUIPN CUME CUMN me diana

P ar ar ám áme tr tr os os re gi gis trtr ad ad os os PGV Tm D5-95

('g) (' g)

(cm (c m/se /sec) c)

(sec) (se c)

(sec) (se c)

0.3 0.224 0.178 0.131 0.151 0.03 0.03 0.343 0.253 0.074 0.045 0.151 0.11 0.166 0.177 0.262 0.308 0.34 0.282 0.033 0.026 0.032 0.027 0.036 0.033 0.151

2 4.93 29.93 17.16 14.83 18.3 11.5 8.54 29.86 31.94 6.72 3.735 8.52 6.15 1 1. 1.89 18.6 24.19 26.88 27 27.45 23.56 7.94 8 .97 7.76 9.04 9.7 9 .19 13.36

0. 0.53 0.526 0. 0.42 0. 0.45 0. 0 .59 1.34 1.58 0. 0.39 0.65 0.248 0.21 0. 0.26 0.22 0.28 0.36 0. 0.63 0. 0.43 0. 0.55 0. 0.54 1.6 1.7 1.54 1.72 1.45 1.49 0.54

35 35.86 36.04 38 38.94 60 60.39 57 5 7.4 56.8 62.3 16 16.11 18.01 97.4 101.5 18 18.5 19.97 48.34 47.9 23 23.65 24 20 20.52 23 57.15 64.6 47.5 48.44 44 4 4.57 4 1.59 46.035

Ia

PGA Factor (cm (c m/s /sec) ec) escalado 28 284 0.7 2 47 0.7 11 111 1 53.85 1.5 70 7 0.8 1.5 5.6 5 5 5 20 2 09 0.5 12 129 1 30 30.4 2 19.3 2 20.11 2 25.3 1 8 6. 6.69 1 120 1 14 1 42 1 169 1 14 1 41 1 124 1.2 6.5 4 6 4 5.9 4 6.2 4 4.9 4 6.1 4 62.3

P ar ará me tr tr os os e sc sc al ala do do s PGA e sc scalado Iae sc scalado (`g)

0.21 0.1568 0.178 0.1965 0.2265 0.15 0.15 0.1715 0.253 0.148 0.09 0.302 0.11 0.166 0.177 0.262 0.308 0.34 0.3384 0.132 0.104 0.128 0.108 0.144 0.132 0.17

Mw

(cm/s e c)

139.2 121.0 111.0 121.2 159.3 140.0 125.0 52.3 129.0 121.6 77.2 80.4 25.3 86.7 120.0 142.0 169.0 141.0 178.6 104.0 96.0 94.4 99.2 78.4 97.6 120.0

8.4 8.4 7.9 8.1 8.1 8.1 8.1 7.6 7.6 8 8 8.1 8.1 7.8 7.8 8.4 8.4 8.4 8.4 8.1 8.1 8.1 8.1 8.1 8.1 8.4

Prof

R

Clase Sitio

(km)

(km)

(NEHRP)

33 33

60 60 129 38 38

9 9 39 39 15 15 13 13 33 33 33 33 15 15 15 15 15 15 39

50 50 111 111 133 133 114 114 170 170 170 170 300 300 300 300 300 300 300

A A A A A C C C C C C A A B B C C C C B B B B B B


8.1.4. Mediana de los movimientos sísmicos Para cada conjunto de 25 sismos escalados, originados en las zonas corticales y de subducción, la mediana de la aceleración espect ral y la mediana ±1σ fueron cal culadas y comparadas con la del UHS considerado (URS, 2007). La Figura 18 muestra la comparación entre el espectro de diseño de respuesta para condiciones de roca blanda de la Norma Ecuatoriana de la Construcción, NEC (2011); El UHS para condición de roca dura de URS (2007) y la mediana de los movimientos de entrada en roca considerados para fuente cercana (NF) y fuente cercana (FF) de esta investigación. 1.0

5% de amortiguamiento 5% Structuralestructural damping 0.8

) g ( a S

0.6

0.4

0.2

0.0

NF Input Rock Motions Median values from 25 GM PGA (g) = 0.32 Tm (sec)= 0.58 T p (sec) = 0.32 D5-95 (sec) = 9.84 Ia (cm/sec) = 99.8

FF Input Rock Motions Median values from 25 GM PGA (g) = 0.17 Tm (sec)= 0.54 T p (sec) = 0.36 D5-95 (sec) = 46.03 Ia (cm/sec) = 120

8.1.4. Mediana de los movimientos sísmicos Para cada conjunto de 25 sismos escalados, originados en las zonas corticales y de subducción, la mediana de la aceleración espect ral y la mediana ±1σ fueron cal culadas y comparadas con la del UHS considerado (URS, 2007). La Figura 18 muestra la comparación entre el espectro de diseño de respuesta para condiciones de roca blanda de la Norma Ecuatoriana de la Construcción, NEC (2011); El UHS para condición de roca dura de URS (2007) y la mediana de los movimientos de entrada en roca considerados para fuente cercana (NF) y fuente cercana (FF) de esta investigación. 1.0

5% de amortiguamiento 5% Structuralestructural damping 0.8

) g ( a S

NF Input Rock Motions Median values from 25 GM PGA (g) = 0.32 Tm (sec)= 0.58 T p (sec) = 0.32 D5-95 (sec) = 9.84 Ia (cm/sec) = 99.8

0.6

FF Input Rock Motions Median values from 25 GM PGA (g) = 0.17 Tm (sec)= 0.54 T p (sec) = 0.36 D5-95 (sec) = 46.03 Ia (cm/sec) = 120

0.4

0.2

0.0 0

1

2

3

4

5

(seg) TT(sec) Espectro de diseñoSpectrum de respuesta para la ciudad Guayaquil, roca (Tipo B), NEC 2011 Design Response for Guayaquil City,de Soft rock (Type B),blanda NEC 2011 UHS,Hard sitio Rock roca dura, Tr=475yr, años, dePSHA PSHAfor para Guayaquil (URS, 2007) UHS, site, Tr=475 from Guayaquil (URS, 2007) MedianaNF deMotions movimientos NF (25 mov. sísmicos escalados co nfactor un factor a 1.4, incluye 5FP& y5 5FN) Median (25 scaled ground motions with a scaled facto r from de 0.60.6 to 1.4,include 5 FP FN) Mediana movimientos NF (25 mov.motions sísmicos escalados un from factor0.5 de to 0.5 Median FFdeMotions (25 scaled ground with a scaledcon factor 5)a 5)

Figura 18 Comparación entre el espectro de respuesta de diseño para condición de roca dura de NEC (2011), UHS para condición de roca dura de URS (2007), y mediana de los movimientos de entrada en roca considerados para escenarios de Fuente cercana y lejana de est a investigación, para la ciudad de Guayaquil.

Se puede observar que la mediana de los eventos de fuente cercana NF sigue los valores espectrales de UHS de URS (2007) y la mediana de los eventos de FF sigue el UHS para períodos T ≥ 1.0 sec, similar a los esc enarios sísmicos que controlan obtenidos de la desagregación desagregación del UHS (URS, 2007).

8.1.5. Movimientos sísmicos registrados en Guayaquil El Instituto de Geofísica (IGN) de la Universidad Politécnica Nacional de Ecuador instaló tres acelerómetros de banda ancha situados en diferentes lugares de la ciudad de Guayaquil. Dos de ellos están en suelos blandos (tipo F) (estaciones de Estadio Ramón Unamuno - ERU y Transelectric Trinitaria - TT) y la otra (Transelectric Kennedy-TK) se encuentra en una


zona de transición entre la formación de Cayo y el límite lí mite de los depósitos deltaicos estuarinos (suelo tipo B). Fueron seleccionados tres eventos sísmicos que permitíeron evaluar la respuesta de sitio de suelo blando para diferentes tipos de fuentes sísmicas (uno de fuente cercana y dos de fuentes lejanas). La Tabla 20 muestra los parámetros sismológicos del evento sísmico del 28 de octubre de 2012, la Tabla 21, de evento sísmico del 30 de julio de 2012 y la Tabla 22, los parámetros del evento evento sísmico del 27 27 de junio de 2012. 2012. La estación de ERU (Coord 622350; 9756975) se encuentra en el mismo sitio que el punto GYE-07C/216ECU usado en la exploración geofísica y geotécnica de 2005 como se indicó en la sección 1 del presente documento, por este motivo, los movimientos registrados en esta estación son muy importantes para calibrar el perfil de V s y evaluar la respuesta de sitio en bajas deformaciones deformaciones de corte para para la estación ERU. ERU. Tabla 20. Parámetros sismológicos del terremoto del 28 de octubre del 2012 Evento sísmico: 1. 28/10/2012, 32 km prof. ( Lat=-2.408;Long=-79.906) Estaciones

Transelectric Trinitaria (agye1, TT)

PGA ('g) PGV (cm/s) PGD (cm) Tm (seg) Tp (seg) D5-95 (seg) Ia (cm/seg) Mw R, distancia epicentral (Km) Tipo de sitio Vs30 (m/seg)

WE

NS

0.02 1.127 0.17 0.425 0.3 34.92 0.504

0.02 1.48 0.178 0.44 0.3 30.58 0.686 4.9

NZ

Estadio R. Unamuno (agye2, ERU)

Transelectric Kennedy (agye3, TK)

WE

0.026 0.088 0.413 2.58 0.089 0.15 0.118 0.23 0.06 0.06 20.02 26.89 0.95 3.75

NS

NZ

WE

NS

NZ

0.053 2.517 0.308 0.23 0.1 25.26 4.18 4.9

0.032 0.904 0.142 0.197 0.14 40.38 1.71

0.06 2.37 0.13 0.24 0.28 22.69 2.7

0.045 1.62 0.094 0.197 0.28 28.7 2.59 4.9

0.037 0.626 0.095 0.11 0.14 29.38 2.39

17.4

22.9

28.0

F 178

F 101

B 800

Tabla 21. Parámetros sismológicos del terremoto del 30 de julio del 2012 Evento sísmico: 2. 30/7/2012, 10 km prof. ( Lat=-1.945;Long=-80.777) Estaciones Transelectric Trinitaria (agye1, TT) WE PGA ('g) PGV (cm/s) PGD (cm) Tm (seg) Tp (seg) D5-95 (seg) Ia (cm/seg) Mw R, distancia epicentral (Km) Te (seg) basado

0.027 2.48 0.32 0.779 0.74 30.65 2.389

NS

NZ

0.022 0.02 2.67 1.38 0.455 0.214 0.796 0.38 0.8 0.36 39.6 35.09 2.05 1.06 5.3 102.0


Transelectric Kennedy (agye3, TK)

WE

NZ

WE

0.024 1.388 0.214 0.384 0.36 35.09 1.06

0.016 0.815 0.091 0.34 0.3 36.3 0.631

NS

0.037 0.03 4.39 3.05 0.634 0.695 0.704 0.691 0.42 0.38 34.29 31.13 3.91 3.27 5.3 101.4

NS 0.0199 0.869 0.128 0.271 0.22 19.76 0.782 5.3

NZ 0.012 0.395 0.09 0.232 0.16 31.91 0.234

100.0

en el pico 1/ f 1/ f del espectro de Fourier

0.80

1.5

0.3

Tipo de sitio Vs30 (m/seg)

F 178

F 101

B 800


Tabla 22. Parámetros sismológicos del terremoto del 27 de junio del 2012 Evento sísmico: 27/6/2012, 10 km prof ( Lat=-1.7;Long=-81.1) Estaciones

Transelectric Trinitaria (agye1, TT) WE PGA ('g) 0.0 0.004 04 PGV (cm/s) 0.3 0.392 PGD (cm) 0.1 0.10 0 Tm (seg) 0.73 Tp (seg) 0.24 D5-95 (seg) 50. 50.79 Ia (cm/seg) 0.0 0.000 006 6 Mw R, distancia epicentral (Km) Tipo de sitio Vs30 (m/seg)


Transelectric Kennedy (agye3, (agy e3, TK) WE

NS

NZ

WE

NS

0.00 0.005 5 0.60 0.603 3 0.12 0.12 0.76 0.761 43.7 43.78 8 0.00 0.001 1 5.2

0.00 0.002 2 0.135 .135 0.089 .089 0.47 0 .3 .32 52.0 52.06 6 0.0001 0.0001

0.00 0.006 6 0.81 0.811 1 0.138 0.138 0.613 0.38 51.1 51.15 5 0.00 0.002 2

0.00 0.008 8 0.68 0.68 0.1 0.134 34 0 .5 .55 0.4 45. 45.52 52 0.00 0.002 2 5.2

NZ

0.00 0.008 8 0.00 0.0036 36 0.30 0.301 1 0.17 0.175 5 0.12 0.124 4 0.08 0.086 6 0.219 0.32 0.10 0.28 89.0 89.0 48.5 48.56 6 0.00 0.003 3 0.00 0.0004 04

NS

NZ

0.003 0.0037 7 0.00 0.002 2 0.15 0.152 2 0.11 0.11 0.06 0.069 9 0.07 0.074 4 0.3 0.19 0.24 0.08 44.8 44.87 7 70 0.00 0.0004 04 2E-04 2E-04 5 .2

134.0

136.0

136.0

F 178

F 101

B 800

Los análisis de respuesta dinámica de sitio realizados están basados en eventos de baja intensidad, dado que existe una deficiencia de datos correspondientes a movimientos de alta intensidad. Sin embargo, la tendencia de la respuesta dinámica de sitio vista para movimientos de baja intensidad es de gran utilidad util idad en la deducción de la respuesta del sitio en movimientos de gran intensidad mediante análisis con modelación numérica.

8.2. Análisis de calibración y predicción para el sitio Estadio Ramón de Unamuno (ERU) En base a los sismos seleccionados y registrados en las estaciones acelerográficas del Instituto Geofísico de la Escuela Politécnica Nacional (EPN) ubicadas en el Estadio Ramón Unamuno y Transelectrica Kennedy Norte, se realizó una calibración del perfil de velocidades de ondas cortantes (Vs) hasta la profundidad en que se encuentra el basamento rocoso (semiespacio). Además se realizó un análisis de sensibilidad para determinar la influencia de la velocidad de onda cortante del semiespacio en los análisis. El procedimiento de calibración detallado en el Tomo 2.3, consistió en:  Calibración del modelo geotécnico de ERU (para el evento sísmico de fuente lejana FF1, del 30 de julio del 2012, se describe en la Tabla 21).  Evaluación de la capacidad predictiva (evento sísmico de fuente cercana NF del 28 de octubre del 2012 y el evento sísmico de fuente lejana, FF2 del 27 de junio 2012).

Esta calibración y comparación con sismos registrados en los sitios de estudio donde se realizaron perforaciones de gran profundidad, valida la metodología presentada en el Tomo 2.3 para la caracterización dinámica de los depósitos de suelo blando de Guayaquil.


8.3. Perfiles de sitio representativos representativos considerados para cada zona geotécnica Para evaluar la respuesta dinámica de sitio bajo diversas estratigrafías del suelo (espesor de capa y tipo de suelo) y perfil de velocidad de onda de corte para cada zona geotécnica, se utilizó la información de investigaciones previas geotécnicas e investigaciones geotécnicas y geofísicas complementarias realizadas en la investigación llevada a cabo en 2005 (Vera Grunauer et. al, 2005). El conjunto de toda la investigación (35 sitios seleccionados) se enlista en la Tabla 23. Tabla 23 Sitios considerados para los análisis de respuesta dinámica de sitio de las investigaciones geotécnicas y geofísicas anteriores y complementarias Zona geotécnica propuesta pro puesta

D1

D2

D3a

D3b

D4

D5

Base de datos estudios previos ID Sonde o

La t.

Long

D1-1 D1-2 D1-3 D1-4 D1-5 D2-1 D2-2 D3a -1 D3a -2 D3a -3 D3a -4 D3b-1 D3b-2 D3b-3 D4-1 D4-2 D4-3 D5-1 D5-2 D5-3 D5-4

623531 624451 624071 624052 624191 622072 622353 620525 622416 622436 622420 619589 615039 615031 620902 624059 623728 619461 619475 619497 616919

9757813 9757902 9757345 9747366 9747371 9747600 9747635 9760314 975915 9759775 9759807 9750966 9757235 9757315 9767305 9759400 9759556 9761712 9761761 9761734 9765682

Zona geotécnica previaa (2005) previ (2005)

D1

D2

D3

D4

D5

D6

Investigaciones geotécnicas y geofísicas complementarias ID Sonde o/SASW

Lat.

6234 422 GYE05S/213ECU 623 GYE06S/214ECU 622 6224 446 6225 524 GYE-07C/216ECU 622

Long 9751 751961 961 9752 752546 546 9756 756795 795

622 6225 525

GYE-01N/209ECU GYE-02CH/210ECU GYE03S-211ECU GYE-10N/218ECU GYE-09N/221ECU

622226

975927

6148 14812

9757 757106 106

619 6194 499

9751 751333 333

623 6234 428

9762 762677 677

619 6196 673

9761 761009 009

6241 101 GYE-08N/217ECU 624 6228 872 GYE-13N/219ECU 622

9762 762145 145

6182 246 GYE-12P /220ECU 618 6183 361 GYE-11N/222ECU 618

9765 765721 721

GYE04S/212ECU

GYE-14CH/215ECU

61367

9749 749122 122

9769 769264 264

9763 763895 895 9758127


8.3.1. Estimación de la profundidad del Semiespacio

La Norma Ecuatoriana de la Construcción, NEC (2011) define profundidad del semiespacio a la profundidad que no contribuye para la respuesta dinámica de sitio y donde la impedancia es  ≤ 0.5 [rsueloVssuelorsemiespacioVsemiespacio Sin embargo, esta profundidad no es siempre fácil de comprobar con investigaciones geotécnicas o geofísicas. Para desarrollar una ecuación empírica para la estimación del semiespacio para la ciudad de Guayaquil, varios sondeos geotécnicos profundos y exploración geofísica (SASW) se consideraron. En esta investigación, la definición de profundidad del semiespacio es cuando se alcanza una V s≥ 700m/s. La Tabla 24 muestra la información de los sitios utilizados para estimar una correlación empírica. Tabla 24 Identificación de sondeo con period elásico y profundidad del semiespacio (V s ≥ 700m/s) Período Prof. del Sondeo ID Elástico, Te semiespacio Fuente de perfil de Vs (s) (Vs>700m/s), (m)

ERU 1.58 145 Calibrado (ver Tomo 2.3) BSF2 1.40 100 Calibrado (ver Tomo 2.3) P2 0.74 40 MASW+ReMi-2 MASW+ReMi-2 y la información información del sondeo sondeo GYE14CH 0.39 40 SASW [sitio 215ECU] GYE11N 0.10 5 SASW [sitio 222ECU] GYE12P 0.37 5 SASW [sitio 220ECU] (*) Corresponde a sondeos geotécnicos llevados a cabo para la construcción del edificio gubernamental de Litoral localizado a 1.5km de BSF2 dentro de la zona geotécnica D3a (la roca de la formación Cayo se alcanzó a los 40m de profundidad, Figura 45(Tomo 2.3).

Para los tres primeros sitios de la Tabla 24 (ERU, BSF2 y P2) los valores del período elástico fueron calculados usando la ecuación 5 según Boore y Joyner (1991). Un mayor detalle de este procedimiento se incluye en el Tomo 2.5. Para los otros casos (GYE14CH, GYE11N, GYE12P), T e fue obtenido de mediciones de microtremores en la ciudad por medio de investigaciones geotécnicas complementarias y confirmadas con su perfil de V s de los ensayos de SASW.

 = 4/

∑(∗ ) ∑ 

;

∑ ℎ = Hhalf-space

19

La Figura 19 muestra la correlación estimada entre la profundidad del semiespacio y el período elástico elást ico (curva roja). r oja). Además, la l a Figura 19 también t ambién muestra muestr a una curva para obtener la profundidad donde la velocidad de las ondas de corte alcanza los 300 m/s como primera estimación de la profundidad del geomaterial estable para cimentaciones profundas. Los datos incluidos después de la estimación fueron obtenidos de la exploración complementaria presentada en el Tomo 2.1. (Resultados de los ensayos ensayos de SASW).


) m ( s / ) m m ( 0 s 0 / 3 m = s 0 0 V 3 d = s n a V y ) s ) / s / m m 0 0 0 0 7 7 > > s s V V ( ( e o i c c a a p p S s e f i l a m e H S

160 22 y0o + Depth(m) (m)==y +aaTee + +bb TT Prof. ee

140 120 100

H @ Vs > 700 m/ s (semiespacio) (half-space) H @ Vs = 300 m/s

80 60 40

@ 20 @ . h f t o r p e P D 0 0.0

0 .2

0.4

0.6

0. 8

1. 0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

Periodo de sitio elástico en based base alon enfoque del cuarto de longitude de onda, T e (seg) Elastic Site Period quarter-wavelength approach, T (sec) e

2

yo

a

b

R

1.541

33.06

4.813

0.81

H @Vs> 700m/s (semiespacio) (half-space) 12.302

17.714

38.102

0.95

H @ Vs= 300m/s

Figura 19 Curvas de tendencia entre la profundidad del semiespacio – período período elástico (curva roja) y la profundidad donde Vs=300 m/s – período período elástico (curva azul)

Como se menciona en el Tomo 2.1., 445 mediciones de microtremoes se realizaron dentro de la ciudad para establecer la variación del período elástico. Este mapa se presenta en la Figura 23.

8.3.2. Perfil de velocidad de ondas cortantes por cada Zona Geotécnica Para cada zona geotécnica, se seleccionaron varios perfiles estratigráficos para representar la variabilidad espacial a través de la ciudad de Guayaquil. Cuando la velocidad de ondas de corte (Vs) no se había medido in-situ (por ejemplo, datos de estudios anteriores), se estimaron Vs a diferentes profundidades utilizando correlaciones empíricas de los parámetros geotécnicos (por ejemplo, resistencia al corte no drenada, N 60, o contenido de humedad natural). En los sitios explorados durante la investigación geofísica las velocidades de ondas de corte utilizadas se midieron directamente mediante el procedimiento SASW. A modo de ejemplo, se presenta pr esenta en este manual en la Figura 20 los perfiles representativos de velocidad de ondas de corte considerados para los análisis de respuesta dinámica de sitio para la zona D1. En el Tomo 2.3. se pueden consultar los perfiles considerados para las demás zonas geotécnicas.


Se definieron las velocidades de ondas de corte del semiespacio cuando no se realizan mediciones de perfiles de ondas de corte. Cuando el semiespacio se estima que sea ≤ 70m, el semiespacio considerado tiene una mínima velocidad de onda de corte de 700m/s. Para sitios con profundidad del semiespcio estimada entre 70 y 90m, la mínima V s será de 800m/s, para profundidades de 90 a 130m, la mínima V s de 1000m/s 1000m/s y para para profundidad del del semiespacio semiespacio > 130m, la V s podría variar de 2000 a 2800m/s.


Vs (m/s) 0 2 4

0

100

200

300

400

500

Velez entre Quito y Pedro Moncayo (D1-1)

214ECU 213ECU

D1-1

D1-2

D1-3

D1-4

D1-5

CH

CH

CH

OH

CH

CL

CH

CH

CH

OH

CH

CH

CH

OH

OH

MH

MH

CH

CH

Junin entre Pedro Carbo y Cordova (D1-2) 10 de Agosto entre Chile y Chimborazo (D1-3) El Guasmo 1 (D1-4)

6

El Guasmo 2 (D1-5) 214 ECU (Meassured by SASW)

8

216ECU

CH

CH

CH

CH

213 ECU (Meassured by SASW) 216 ECU (Meassured by SASW)

CH

10 12 14

CH CL

SM SC

16 18

) ) 20 m m ( ( 22 h t d p 24 a e d D i d 26 n 28 u f o r 30 P32

SM ML

CL

SM

CH CH SC

CL

CL

CH SM

SM

ML

SM

SM

SM

CL

SC

CH

34 36 38

SM

SM

SM

ML

40 42 44

SM GW

46

Figura 20 Perfiles representativos de velocidad de ondas de corte considerados para la zona geotécnica D1 (depósitos deltaicos estuarinos)


8.3.3. Parámetros no lineales del suelo Para el modelado no lineal de los suelos, se establecieron las curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento. Las respuestas dinámicas del sitio se calcularon para esfuerzos totales (TS) análisis equivalente lineal (SHAKE) y dos análisis no lineales, esfuerzos totales (TS) y efectivos (ES) con (DMOD). Durante la modelación, las arcillas de las capas superiores fueron establecidas a partir de los ensayos de laboratorio cíclicos

avanzados llevados a cabo sobre las muestras de arcilla con sobreconsolidación inducida por su estructura (GYE-BSF) y normalmente consolidada (GYE-TI) de Guayaquil. Para la formación de roca se utilizaron las curvas propuestas por Schnabel (1973) para la roca . Además, para modelar los depósitos arcillosos profundos, se consideraron los resultados de modelos numéricos utilizando el modelo Simsoil (Pestana y Salvati, 2006). Para los suelos de grano grueso (arena limosa, grava, grava limosa) se aplicó la formulación de Darandeli (2001). Los modelos considerados a partir de los ensayos de laboratorio cíclicos y los modelos numéricos se presentan con detalle en el Tomo 2.2. Para aquellos materiales en los que la base de datos de SHAKE2000 definen hasta 1% de deformación por corte, se extendieron hasta deformaciones por corte del 3%, usando las ecuaciones de Darendeli (Darendeli, 2001). Mientras para la arena las curvas de

8.3.3. Parámetros no lineales del suelo Para el modelado no lineal de los suelos, se establecieron las curvas normalizadas de degradación de la rigidez y amortiguamiento. Las respuestas dinámicas del sitio se calcularon para esfuerzos totales (TS) análisis equivalente lineal (SHAKE) y dos análisis no lineales, esfuerzos totales (TS) y efectivos (ES) con (DMOD). Durante la modelación, las arcillas de las capas superiores fueron establecidas a partir de los ensayos de laboratorio cíclicos

avanzados llevados a cabo sobre las muestras de arcilla con sobreconsolidación inducida por su estructura (GYE-BSF) y normalmente consolidada (GYE-TI) de Guayaquil. Para la formación de roca se utilizaron las curvas propuestas por Schnabel (1973) para la roca . Además, para modelar los depósitos arcillosos profundos, se consideraron los resultados de modelos numéricos utilizando el modelo Simsoil (Pestana y Salvati, 2006). Para los suelos de grano grueso (arena limosa, grava, grava limosa) se aplicó la formulación de Darandeli (2001). Los modelos considerados a partir de los ensayos de laboratorio cíclicos y los modelos numéricos se presentan con detalle en el Tomo 2.2. Para aquellos materiales en los que la base de datos de SHAKE2000 definen hasta 1% de deformación por corte, se extendieron hasta deformaciones por corte del 3%, usando las ecuaciones de Darendeli (Darendeli, 2001). Mientras para la arena las curvas de amortiguamiento fueron también definidas por Darendeli (2001), usando un factor de reducción, para las arcillas el factor de reducción se basó en Phillips y Hashash (2009). Más información sobre este procedimiento se puede consultar en el Tomo 2.3. Para los análisis no lineales (DMOD), en términos de esfuerzos efectivos y totales, se recomienda obtener la resistencia al corte no drenada para capas de arcilla mediante la estimación de los ensayos in situ a partir de la correlación empírica, S u estática=Sσ'voOCR m.

8.3.4. Análisis de respuesta dinámica de sitio para cada Zona Geotécnica En el Tomo 2.3. se presenta la mediana de los resultados de respuesta dinámica de sitio que corresponden a la mediana de los movimientos de entrada para los escenarios de fuente cercana y lejana, del UHS desagregado para un período de retorno de 475 años. Como ejemplo, la Figura 21 muestra el espectro de respuesta de aceleración para los 25 movmientos sísmicos de entrada de fuente cercana (identificados como movimiento I - MI), 25 de fuentes lejana (MII) y su mediana, para un sitio de terreno blando profundo (sitio 210ECU) de la zona de geotécnica D3b, entorno deltaico estuarino. Para evaluar la influencia del comportamiento cíclico de la arcilla de Guayaquil sobre la mediana de la respuesta espectral dinámica para cada zona geotécnica, se realizaron dos análisis para cada movimiento sísmico de entrada, uno teniendo en cuenta la capa de arcilla como una arcilla con sobreconsolidación inducida por su estructura (arcilla cementada con pirita, tipo BSF) que se definió como SM1 ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 61

(modelo de suelo 1) y el otro, como una arcilla normalmente consolidada (tipo TI) denominados como SM2 (modelo de suelo 2). Los resultados de la mediana del espectro de respuesta de la aceleración, el desplazamiento, y velocidad, asi como los resultados de la mediana de los perfiles de deformación máxima cortante y esfuerzos cortantes cíclicos para las diferentes zonas geotécnicas se pueden consultar en el Tomo 2.3. 2.0 1.8

5% Amortiguamiento estructural 5% Structural damping

1.6

Telástico=1.83 seg

1.4

) g ( a S

5% estructural 5%Amortiguamiento Structural damping

Telastic = 1.83 sec

1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 0.0

1

2

T (sec)

3

4

T (seg)

SITE210ECUSM1MI

B-ICC- FN B-ICC- FP CHICHI-TCU084N CHICHI-TCU089W CHICHI-TCU120-W_AT2 COYOTELK-G06 FN COYOTELK-G06 FP KOCAELI-GBZ000 KOCAELI-IZT090 KOCAELI-IZT180 KOCAELI-SKR090 LOMA PRIETA/G01090 LOMA PRIETA/GIL FN LOMA PRIETA/GIL- FP NORTHD-ARL090 NORTHD-ARL360 NORTHD-PAC175 NORTHD-PKC090 NORTHD-PKC360 NORTHD-WPI- FN NORTHD-WPI- FP PARKF/TMB- FP PARKF/TMB205 FN SFERN-L12291 WHITTIER-A-GRN180 MEDIAN

5

1

2

3

4

5

(sec) T T(seg)

SITE210ECUSM1MII

CU01E CU01N CUIPE CUIPN CUME CUMN Manz E ManzN Mexico85e Mexico85n mexpapan85E mexpapan85N Monquegua EW Monquegua NS peruarcostl peruarcostt peruaricacl peruaricact PiscoCISMID07E PiscoCISMID07N sismoperu74NS sismoperu74WE Tacy 00e Tacy 90n Valparaiso 70 MEDIAN

Figura 21 Espectro de respuesta de aceleración para los 25 sismos de fuente cercana (MI), 25 de fuente lejana (MII) y su mediana del para un sitio de suelo blando (sitio 210ECU) de la zona geotécnica D3b, ambiente estuarino deltaico

9. DETERMINA DETERMINACIÓN CIÓN DEL PERÍOD PERÍODO O ELÁSTICO ELÁSTICO E INELÁ INELÁSTIC STICO O DE LAS LAS ZONAS GEOTÉCNICAS DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL En general, la no linealidad del suelo afecta no sólo a la amplificación del registro de entrada en roca, sino también al período predominante del movimiento en la superficie del suelo. El ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 62

período de sitio predominante (elástico o inelástico) es fuertemente dependiente de las características de intensidad y de las características de vibración del registro de entrada. A bajos niveles de intensidad y vibración, el suelo se comporta elásticamente. Pero a medida que el nivel de esfuerzo de corte que es transferido a los suelos blandos aumenta y se desarrollan altos esfuerzos cíclicos, la rigidez de la estructura del suelo se degrada, cambiando su respuesta hacia un comportamiento no lineal que afecta a su período de sitio predominante. Por otro lado, la capacidad de absorción de energía de un sistema flexible, como el suelo blando, aumenta cuantos más altos son los períodos de vibración y más larga es la duración del sismo, que a su vez, reduciría la amplificación del registro en el nivel de la superficie. Ahí radica la importancia de considerar tanto los comportamientos elásticos como los inelásticos.

9.1. Procedimientos Procedimientos para la estimación de período elástico de sitio El período elástico de sitio (T e) se ha definido a través de diversos parámetros por diferentes investigadores para adaptarse a diferentes técnicas de medición y diferentes condiciones del sitio. Muchos de estos parámetros se definen utilizando la velocidad de onda de corte V s, medida por pruebas SASW. Sin embargo, el proceso de obtención de V s promedio de los perfiles difiere. Si el promedio ponderado de las velocidades de onda de corte de todas las capas se obtiene usando el espesor de cada capa, como se mencionó en el Tomo 2.1, el período natural de un terreno multicapa se deriva como T e1:

 1 = 4/ ∑∗ ∑  ∑ ℎ ;

= Hsemiespacio y

 ∗ = ∑∗ ∑ 

20

Cuando el período que se propone en este estudio está basado en la profundidad a la cual V s es equivalente a 300 m/s, T e2 se define como:

 2 = 4/ ∑∗ 

Hvs300= profundidad donde V s=300 m/s;

21

Además, T e3 = [H/V]CM usa el espectro de Fourier H/V de las mediciones con microtremor y sigue el criterio de Rathje et al. (2004) que usa como la media el centro de masa de la amplitud del espectro de Fourier. Evaluando el período elástico usando los 30 m superiores de suelo, T e4 se define en la ecuación 22. En esta ecuación, se usa el valor de V s30.


4 = 4/ ∑∑

;

donde

∑  = 30 

∑  ∑

y

22

Vs30=

Adicionalmente, T e5 fue obtenido de la función de transferencia en condiciones de campo libre, es decir, la relación de la respuesta de frecuencia en la superficie del suelo sobre la respuesta de frecuencia de la roca madre para una señal sísmica de muy baja amplitud para asegurar el comportamiento elástico del suelo (análisis con el programa SHAKE). La comparación de los diferentes procedimientos se presenta en la Figura 22.

2.0 Te11de from /Vs* Te 4H4H @half-space /Vs* @semiespacio 1:1 1:1 Te22de from / Vs Te 4H4H @300 /Vs m/s eq eq @300m/s Te from H/V CM Te33de H /Vratio CM ratio Te44de from 120/Vs Te 120/Vs 3030

1.5

) c e s ( i

e

T

1.0

0.5

a) 0.0 2.5

4.1, from 4.1, de Te Te33 2.0

5 e

1.5

T / i

e

T

1.0

0.5

b) 0.0 0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

S i ), Periodo Elastic elástico SitedePeriod,T sitio, Tee (Te55, basado base based d SHA Sen HAKE SHAKE KE 4 H4 sec i/Vs i), seg i/VsH

Figura 22Comparación entre el periodo elástico de sitio (Te) de diferentes definiciones


9.2. Técnica de microtremores para obtener el período elástico de sitio Las mediciones con microtremores se pueden utilizar para determinar el período elástico y la técnica de Nakamura (1989) se considera el método más adecuado. adecuado. Nakamura (1989) supone que solamente la componente horizontal de los microtremores está influenciada por el subsuelo y las características espectrales de la fuente de movimiento se mantienen en la componente vertical. La amplificación del movimiento del suelo debido a los efectos de sitio se expresa aquí como la relación espectral (S R ) entre las componentes horizontales del movimiento sísmico superficial (H S) y la componente horizontal del movimiento sísmico en la base (H B):

S = HHBs

23

Bajo esta y otras simplificaciones asumidas, la relación espectral entre las componentes horizontal y vertical del microtremor registrado en la superficie de una capa de terreno blando elimina los efectos de las ondas Rayleigh (E RW), y muestra sólo los efectos del subsuelo sobre la propagación de microtremores (Bour et al. 1998):

SE =  = HVss

24

Por lo tanto, un análisis de Fourier del espectro del microtremor en la superficie permite el cálculo del período medio del suelo (T m) (Rathje et al, 2004):

    ∑    = ∑

de 0.25 Hz ≤ f i ≤ 20 Hz, con Δ f ≤ 0.05 Hz

25

donde Ci es el coeficiente de Fourier (relación H/V para este análisis); f i es la frecuencia discreta correspondiente correspondiente a la C i;y Δf es es el intervalo de frecuencia. Green et al. (2011) evaluaron cinco definiciones de uso común para el período característico: • • • • •

Período medio(Tm); Período espectral medio (T avg); Período espectral suavizado (T o); Mediana del período espectral de velocidad-aceleración velocidad-aceleración (T V/A50); y Período de velocidad-aceleración máximo del suelo (T v/a).


Mostraron que la caracterización de un movimiento sísmico por un único período, independientemente de la forma en que se cuantifica, es pobre. Sin embargo, en el caso de la respuesta dinámica de sitio, encontraron que T o y Tm son las definiciones más adecuadas para caracterizar el espectro. La evaluación por Green et al (2011) refuerza el uso de T m (o período medio espectral) en el proceso de estimar el período elástico de sitio a partir de mediciones de microtremores y para caracterizar el contenido de frecuencia de los movimientos sísmicos de entrada en afloramiento de roca.

9.3. Variación espacial del período elástico de sitio del subsuelo de Guayaquil Debido a que las vibraciones de los microtremores se pueden utilizar para generar respuestas elásticas incluso en suelos blandos, se llevaron a cabo una serie de mediciones para cubrir toda la ciudad de Guayaquil. En primer lugar, los datos de microtremores de Egas y Baratau (2003) y Matute y Delgado (2004), que tuvieron interpretaciones erróneas, fueron reinterpretados, y proporcionaron 345 sitios dentro de la ciudad. A continuación de la investigación de 2005, se seleccionaron otros 100 sitios y se midieron las vibraciones ambientales para completar la cobertura de la ciudad. Debido a la falta de información en la zona norte de la ciudad, se decidió ejecutar 15 ensayos adicionales en esta zona en la campaña geotécnica del 2013. Los espectros de vibraciones ambientales medidos y reinterpretados fueron utilizados para estimar los valores de T e con el método de Nakamura (1989), que se calibra con las velocidades de ondas de corte medidas por la técnica t écnica SASW, descrita en el Tomo 2.1. A partir de estos datos de periodos y mediante la técnica de Kriging para la interpolación de datos cubriendo toda la zona (descrita con detalle en el Tomo 2.1), se desarrolló un mapa de iso-períodos (Figura 23) para la ciudad de Guayaquil, utilizando el período elástico de sitio basado en la medición de microtremores y calibrado contra el T e a partir del enfoque del cuarto de longitud de onda.


Te [seg]

Figura 23 Variación del período elástico de sitio Te de la ciudad de Guayaquil ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 67

9.4. Variación del período inelástico de sitio para las zonas geotécnicas de Guayaquil De todo el conjunto de resultados de los análisis de respuesta dinámica de sitio presentados en el Tomo 2.3, a partir de 50 registros sísmicos escalados; 25 registros de fuente cercana (identificados como registros NF) y 25 registros de de fuente lejana (FF) y modelos de suelos SM1 o BSF, modelos de arcilla con cementación por pirita (arcillas con sobreconsolidación inducida por su estructura) y arcilla normalmente consolidada, modelos de suelo SM2 o TI, en el Tomo 2.5 se resumen de los valores esperados de la relación entre el período inelástico y elástico (Tsitio/Telástico) para un PGAroca ≥ 0.09 g. Posteriormente, se realizó una evaluación estadística de la correlación que existe entre las variables independientes PGA roca, Ia, Te/Tm en la estimación de la variable dependiente T s/Te. Sobre la base de estas tendencias observadas, una correlación empírica fue desarrollada para estimar el factor de incremento del período inelástico (T s/Te) para cada zona geotécnica teniendo en cuenta el efecto de la intensidad (PGA roca) y el contenido de frecuencia (T e/Tm) del movimiento sísmico de entrada. Se observó que la influencia de la I a en el factor de incremento del período inelástico es insignificante.

  =       á  á



27

donde Telástico es el período elástico, T sitio es el período inelástico de sitio, T m es el período medio de excitación en roca, PGA roca es la máxima aceleración en roca y , b y  son factores de correlación. Para estimar los valores esperados de los factores empíricos , b y  para cada zona geotécnica, se utilizó el metodo de los valores medios de coeficientes de mínimos cuadrados. cuadrados. La Tabla 25 resume los factores empíricos que relacionan la intensidad y el contenido de frecuencia del movimiento sísmico de entrada para PGA roca. ≥ 0.09 g los cuales se recomiendan para su uso con la ecuación 27 para calcular el factor de incremento del período inelástico de un sitio específico.


Tabla 25 Resumen de estimación de factores empíricos para PGA roca≥ 0.09 g, para cada zona geotécnica que relaciona la intensidad y contenido de frecuencia del movimiento sísmico de entrada Telástico (seg)

≥Telástico/Tm

R

Error estándar de estimación

2

1.05 - 1.25

1.44

0.78

0.08

0.45

0.84

0.075

0.8 - 0.9

1.18

0.66

0.05

0.45

0.80

0.057

0.55 - 0.75

1.29

0.67

0.11

0.3

0.87

0.041

D3a

1.0 -1.15

1.35

0.61

0.07

0.5

0.80

0.060

D3b

1.75 - 1.85

1.50

0.38

0.054

1.012

0.80

0.096

D4

0.80 - 1.25

1.28

0.46

0.04

0.48

0.70

0.120

D5

0.30 -0.40

1.09

1.25

0.06

0.18

0.88

0.067

D6

0.10 - 0.40

1.06

1.11

0.05

0.06

0.86

0.082

D1 D2

Para desarrollar un espectro de respuesta de diseño o para estimar la aceleración máxima del suelo en la superficie (relación de amplificación, PGA suelo/PGAroca) y el período inelástico de sitio (factor de incremento del período inelástico, T s/ T e) para un sitio específico en la ciudad de Guayaquil, se pueden utilizar los valores indicados en la Tabla 26 (para el evento sísmico esperado de diseño de PGA roca=0.34g). Para tener en cuenta la incertidumbre de la respuesta dinámica, se recomienda considerar el valor de la mediana más una desviación estándar (M+1s) de la Tabla 26 para cada zona geotécnica. Tabla 26 Valores recomendados del factor de incremento del período inelástico y el factor de amplificación de la aceleración máxima del suelo esperada en el PGA roca de 0.34 g. PGA roca esperado= 0.34g para 10% PE en 50 años Rango de análisis

Tsitio /Telastico @ PGAroca=0.34 g Mediana Media na + Max Medi Mediana ana Media COV 1 s 1.55 2.06 1.35 1.44 0.15

PGA suelo /PGAroca @ PGAroca=0.34 PGAroca=0.34 g

Min

Max

Mediana Medi ana

Media Medi a

COV

Mediana Medi ana + 1 s

Telástico(seg)

0.59

1.58

0.96

1.02

0.24

1.19

0.80 - 1.25

1.50 1.59

1.33 1.38

1.34 1.39

0.07 0.07

1.43 1.47

0.98 0.65

1.70 1.90

1.24 1.07

1.32 1.15

0.16 0.28

1.44 1.36

0.55 - 0.75 1.0 - 1.2

Zona geotécnica

Min

D1 D2 D3a

1.19 1.18 1.21

D3b

1.24

2.24

1.46

1.54

0.17

1.71

0.38

1.35

0.82

0.84

0.22

1.00

1.75 -1.85

D4 D5 D6

1.20 1.24 1.23

2.13 1.62 1.50

1.41 1.49 1.41

1.49 1.44 1.41

0.16 0.08 0.07

1.63

0.49

1.51

0.89

0.88

0.30

1.16

0.80 -1.25

1.60 1.51

0.56 1.07

2.23 1.63

1.45 1.40

1.50 1.42

0.26 0.14

1.83 1.60

0.30 -0.40 0.10 -0.40

10. PROCEDIMIENTO PARA OBTENER LOS ESPECTROS ESPECTROS ELÁSTICOS DE DE DISEÑO PARA GUAYAQUIL 10.1. Espectro de respuesta elástico normalizado Con base en los resultados de los análisis dinámicos de respuesta de sitio en los perfiles de suelos seleccionados de zonas geotécnicas D1, D2, D3a, D3b, D4, D5 y D6 la mediana de los espectros de respuesta normalizados (Sa/PGA) para el 5% de amortiguamiento estructural y ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 69

movimientos de roca de entrada tanto para fuentes cercanas (NF) como para fuentes lejanas (FF) se muestran en la Figura 24. Estos espectros normalizados corresponden a un comportamiento estructural elástico (por ejemplo, razón de ductilidad de desplazamiento, , igual a uno).


4.0

D1, D3a & D4 D3b D2 D5 & D6

3.0

A G P / a S

FF

NF

3.5

2.5

2.0

1.5

1.0

0.5

0.0

0

1

2

T (sec) T (seg)

3

4

5

0

1

2

3

4

(sec) T T(seg)

Figura 24 Espectro de respuesta normalizado normalizado calculado para un 5% de amortiguamiento estructural (Sa/PGA) (Sa/PGA) para las zonas geotécnicas D1, D2, D3a, D3b, D4, D5, y D6 para eventos de fuente cercana (NF) y lejana (FF).


10.2. Procedimiento para obtener el espectro de diseño de respuesta de sitio en la ciudad de Guayaquil Con base a la investigación que se detalla en los Tomos 2.1, 2.2, 2.3, 2.4 y 2.5, en esta sección se propone un procedimiento para la estimación de un espectro de diseño de respuesta de sitio que está sujeto a las condiciones del suelo en Guayaquil, para cualquier edificio o proyecto de remodelación sísmica: 1. Como primer primer paso, paso, utilizando utilizando la localizaci localización ón geográfic geográficaa del proyecto, proyecto, el período período elástico de sitio T e se estima con base a la Figura 23 y la zona geotécnica del subsuelo (Dx) se identifica con base a la Figura 4. Estos dos parámetros caracterizan el comportamiento dinámico del sitio. La Zona Geotécnica D3 se divide en D3a y D3b, representando depósitos con período elástico de sitio T e <1.6 seg y T e ≥ 1.6 seg, respectivamente. Por lo tanto, para identificar correctamente los parámetros dinámicos de sitio, el valor de T e de la Figura 23 debe ser considerado como el valor medio del rango de períodos elásticos obtenidos para una ubicación específica de la Figura 23. 2. Con base base en la zona zona geotéc geotécnica nica,, la relación relación de período período inelás inelástico tico (T sitio/Telástico) se obtiene a partir de la Tabla 27 (diseño). La Tabla 27 muestra el resumen de los

10.2. Procedimiento para obtener el espectro de diseño de respuesta de sitio en la ciudad de Guayaquil Con base a la investigación que se detalla en los Tomos 2.1, 2.2, 2.3, 2.4 y 2.5, en esta sección se propone un procedimiento para la estimación de un espectro de diseño de respuesta de sitio que está sujeto a las condiciones del suelo en Guayaquil, para cualquier edificio o proyecto de remodelación sísmica: 1. Como primer primer paso, paso, utilizando utilizando la localizaci localización ón geográfic geográficaa del proyecto, proyecto, el período período elástico de sitio T e se estima con base a la Figura 23 y la zona geotécnica del subsuelo (Dx) se identifica con base a la Figura 4. Estos dos parámetros caracterizan el comportamiento dinámico del sitio. La Zona Geotécnica D3 se divide en D3a y D3b, representando depósitos con período elástico de sitio T e <1.6 seg y T e ≥ 1.6 seg, respectivamente. Por lo tanto, para identificar correctamente los parámetros dinámicos de sitio, el valor de T e de la Figura 23 debe ser considerado como el valor medio del rango de períodos elásticos obtenidos para una ubicación específica de la Figura 23. 2. Con base base en la zona zona geotéc geotécnica nica,, la relación relación de período período inelás inelástico tico (T sitio/Telástico) se obtiene a partir de la Tabla 27 (diseño). La Tabla 27 muestra el resumen de los valores estimados para el período inelástico de sitio y el factor de amplificación para cada zona geotécnica para el movimiento de entrada en roca dura de diseño con un PGA de 0.34 g, que representa la demanda sísmica con un 10% de probabilidad de excedencia en 50 años para Guayaquil (mayor información sobre la demanda sísmica en Guayaquil se detalla en el Tomo 2.5). Tabla 27 Resumen de los valores estimados para el período inelástico de sitio y el factor de amplificación para cada zona geotécnica para el movimiento de entrada en la roca dura de diseño, que representa la demanda sísmica de 10% de probabilidad de excedencia en 50 años de la ciudad de Guayaquil roca

espera o= .

g para Tsitio /Telástico

Zona ge otécnica

Diseño Dis eño

en

a os

GA suelo /PGAroca Rango de análisis Diseño Dis eño Telástico(seg)

D1 D2

1.46

1.05

0.80 - 1.25

1.40

1.32

0.55 - 0.75

D3a (Te= 1.0- 1.2s)

1.45

1.15

1- 1.2

D3a (Te =1 =1.2- 1.4s)

1.48

1.25

1.2 - 1.4

D3a (Te =1 =1.4- 1.6s)

1.50

1.35

1.4 - 1.6

D3b

1.65

0.90

1.75 - 1.85

D4 D5 D6

1.50

0.95

0.80 - 1.25

1.45 1.41

1.50 1.42

0.30 - 0.40 0.10 - 0.40


Para desarrollar el espectro de desplazamiento de diseño, tiene que definirse el período de esquina Tc (el desplazamiento desplazamiento lineal aumenta hasta el período Tc), que en este procedimiento es igual a b veces el período inelástico de sitio, T s. La Tabla 28 muestra el valor espectral de desplazamiento de diseño de la meseta estimado y el PGA de diseño en la superficie libre para cada zona geotécnica. geotécnica. Tabla 28 Resumen del valor de desplazamiento espectral de diseño de la meseta estimado y el PGA de diseño en la superficie libre para cada zona geotécnica PGA roca = 0.34g (10% PE en 50 años) años) Sd ma x (m) PGA suelo (g) @ Tc a 5 s Zona geotécnica D1

Diseño Diseño 0.4

Diseño Diseño 0.36

D2

0.3

0.45

D3a (Te =1 = 1- 1.2s)

0.4

0.39

D3a (Te =1 =1.2- 1.4s)

0.45

0.43

D3a (Te =1 =1.4- 1.6s)

0.65

0.46

D3b (Te > 1.6s)

0.75

0.31

D4 D5 D6

0.35 0.2 0.15

0.32 0.51 0.48

3. El período período inelástico inelástico de de sitio se estima estima a partir de la siguien siguiente te expresión expresión,, utilizando utilizando el valor seleccionado de T sitio/Telástico desde el paso 2: Tsitio =Ts = Te [Tsitio/Telástico (diseño)]

28

4. La acele aceleració raciónn máxima máxima del del suelo suelo se define define por PGA suelo (diseño)=0.34g (PGAsuelo/PGAroca) presentado en la Tabla 29. 5. El período período al inicio inicio de la la meseta meseta del espec espectro tro de acelerac aceleración ión se define define por por T o = 0.2 T e, donde Te es el período elástico de sitio, obtenido ya sea por mediciones de campo con procedimiento de Nakamura (microtremores) o con perfil de velocidades de onda cortante, o a través del mapa de iso-períodos elásticos de la Figura 23. 6. El período período largo largo del espectro espectro de diseño diseño se define define por T L= 1.5 Tc. 7. La aceleración aceleración de diseño de sitio (en g) g) y el el desplazamiento desplazamiento del espectro espectro de respuesta para el 5% de amortiguamiento estructural se definen sobre la l a base de la Figura 25 y de las siguientes expresiones.


) m ( d S

) g ( a S

Sd(h)

Sa(b)

PGAsoil

0

To

Te

Tc

TL

T (s)

0

Te

Tc

T (s)

Figura 25 Forma espectral y parámetros de definición para el espectro de respuesta de diseño de aceleración y desplazamiento.

Expresiones para el espectro de respuesta de aceleración de diseño: Sa(a) = PGAsuelo Ca × [0.47 + 0.53 (T/T o)] Sa(b) = PGAsuelo Ca Sa(c) = PGAsuelo Ca × (Te/T)χ Sa(d) = Sa(T=Tc) × (Tc/T) rTs Sa(e) = Sa(T=TL) × (TL/T)1.5rTs

si si si si si

T < To To ≤ T ≤ Te Te ≤ T ≤ Tc Tc ≤ T ≤ TL TL < T

29 30 31 32 33

donde  = 0.70 y r =2.8 para las zonas geotécnicas D5 y D6, y  = 0.50 y r =1.0 para las zonas geotécnicas D1, D2, D3a, D3b y D4; C a = (Sa/PGA)diseño = 2.1 para un PGA esperado de 0.34g para roca dura en la ciudad de Guayaquil.

34

Tc = bTs

donde b = 1 cuando T elástico > 0.4 s y b = 3 cuando T elástico ≤ 0.4 s (el valor de b se basa en los resultados de los análisis dinámicos presentados en el Tomo 2.3, el rango esperado del período de esquina, esquina, Tc, para cada zona geotécnica se muestra en el Tabla 29). Expresiones para el espectro de respuesta de desplazamiento de diseño: Sd(f) = y Sd(max) × (T/Te) Sd(g) = Sd(max) × [y + (1-y) (T/Tc)2] Sd(h) = Sd(max)

si 0 ≤ T ≤ Te si Te ≤ T ≤ Tc

si Tc < T

35 36 37

donde:  =1 y y =0.4 para las zonas geotécnicas D5 y D6, y  = 1.8 y y =0.70 para las zonas geotécnicas D1, D2, D3a, D3b y D4; Sd (max) son seleccionados de la Tabla 28. Para la zona geotécnica D7 se recomienda estimar el espectro de respuesta mediante el procedimiento indicado en la NEC (2011). ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 74

Aunque otra aproximación para estimar el espectro de respuesta de desplazamiento es convertir los espectros de respuesta de aceleración absoluta de diseño (S a) a Sd = Sa*g*(T/2π)2, para propósitos de diseño, se consideró un límite máximo de desplazamiento espectral (Sd(máx) de Tabla 29) para períodos mayores que T c, en base a los resultados de respuesta dinámica de sitio no lineales en términos de esfuerzos totales y efectivos (presentados en el Tomo 2.3). A modo de ejemplo se presenta en la Figura 26 el espectro de diseño elástico, de aceleración y de desplazamiento, para un sitio de la zona geotécnica D3b con un período elástico T e=1.7s. También se muestra el espectro elástico de aceleración considerando la media + 1 σ que representa la variabilidad de respuesta dentro de una misma zona geotécnica.

0.8 0.7 0.6 0.5

) g ( 0.4 a S 0.3 0.2 0.1 0.0 0

1

2

3

4

5

T (seg) Espectro de respuesta elástico de aceleración de diseño Espectro de respuesta elástico de aceleración (media + 1

)

0.8

0.6

) m ( 0.4 d S

0.2

0.0 0

1

2

3

4

5

T (seg) Espectro de respuesta elástico de desplazamiento de diseño

Figura 26 Espectro de respuesta de aceleración de diseño, media + 1 σ y espectro de respuesta de desplazamiento para la zona geotécnica D3b con un período elástico de Te=1.7seg.

Junto a este manual se presenta una hoja de cálculo para la obtención de los espectros de respuesta de aceleración y desplazamiento a partir de la zona geotécnica y el periodo elástico de sitio. ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 75

10.3. Comparación entre el espectro elástico de sitio de diseño propuesto para Guayaquil y el propuesto en la Norma Ecuatoriana de la Construcción (2011) Para evaluar el procedimiento presentado en la sección anterior, se seleccionaron sitios en la ciudad de Guayaquil para comparar la estimación del espectro de diseño elástico con la metodología propuesta por el procedimiento de la NEC (2011). Como ejemplo se muestra en este manual una comparación realizada, sin embargo en el Tomo 2.5. se pueden consultar otras comparaciones realizadas para diferentes zonas geotécnicas. La Figura 27 compara los espectros de respuesta de sitio obtenidos de los análisis dinámicos lineales equivalentes y no lineales, en términos de esfuerzos totales y efectivos (presentados previamente en el Tomo 2.3) y el espectro de respuesta de diseño para el mismo sitio siti o (zona ( zona D3a) con un período elástico de sitio de 1.4 s (basado en el mapa de períodos elásticos). El espectro de respuesta de diseño propuesto para el sitio evaluado tiene forma y valores espectrales comparables a la aceleración y el desplazamiento calculados en los espectros de respuesta. Como se ha mencionado antes, otro enfoque para estimar un espectro de respuesta de desplazamiento es el de la conversión de los espectros de respuesta de aceleración absoluta de diseño (S a) a S d = S a*g*(T/2π)2, como se muestra en la Figura 27 con línea discontinua de color negro. 1.6

Zona geotécnica D3a, Geotech zone D3a,sitio ERUERU, site, TeTe=1.4s = 1.4 s NEC 2011, sitio E NEC 2011, site E Estimación ERUERU NF NF (SHAKE) Estimation (SHAKE) TS-Mediana TS - Median Estimation FF (SHAKE)TS-Mediana TS - Median Estimación ERUERU FF (SHAKE) ERU ES NF Median (DMOD) ERU ES NF Mediana (DMOD) ERU FF Median (DMOD) ERU ES FFES Mediana (DMOD) ERU NF Median (DMOD) ERU ES NFTS Mediana (DMOD) ERU FF Median (DMOD) ERU ES FFTS Mediana (DMOD) Sd=T^2/4 ^2*Sa*g Sdπ= T^2/4 T^2/4 ^2 * Sa Sa *g

1.4 1.2

) g ( a S

1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 0.0 0

1

2

3

4

5

3

4

5

TT(sec) (seg) 1.4 1.2 1.0

) m ( d S

0.8 0.6 0.4 0.2 0.0 0

1

2

(seg) TT (sec)

Figura 27 Comparación entre el espectro de respuesta de sitio para los análisis dinámicos lineal equivalente y no lineal (en término de esfuerzos totales y efectivos) y espectro de respuesta elástico de diseño para el mismo sitio (ERU) con período elástico de 1.4 seg para las zona geotécnica D3a


11. PELIGRO SÍSMICO SÍSMICO EN EDIFICACIONES EN LA CIUDAD CIUDAD DE GUAYAQUIL En el Tomo 2.5 se presenta un procedimiento para evaluar el peligro de un edificio edifi cio asociado a la demanda sísmica. Adicionalmente a este procedimiento, para evaluar el peligro, en este manual se presentan dos mapas de zonificación que ayudan a obtener de manera rápida el rango de número de pisos que tendrán la máxima demanda espectral (meseta) de aceleración. El primer mapa presentado en la Figura 28, define el rango de pisos que tendrá la mayor demanda sísmica y el segundo mapa (Figura 29) presenta las aceleraciones espectrales máximas en cada zona geotécnica. Ejemplo de utilización de los mapas de peligro sísmico

Si se considera un edificio de 3 pisos en la zona geotécnica D1 en la posición 1 (P1, Figura 31), su demanda espectral sería máxima por caer en el rango de edificios presentado en la Figura 28, como consecuencia consecuencia tendrá la aceleración espectral medianamente alta (0.75-0.80g) según el mapa de la Figura 29. Un edificio de las mismas características, localizado en la misma zona geotécnica D1 pero en la posición 2 (P2, Figura 31), tendrá una aceleración espectral menor ya que no entra en el rango definido por el mapa de la Figura 28. En este caso su aceleración espectral quedará definida por el espectro de respuesta elástico de diseño obtenido por el procedimiento presentado en la sección 10.2. Si se considera el mismo edificio en la zona geotécnica D2 (posición P3, Figura 31), su demanda de aceleración espectral será muy alta (0.90-0.95g), a diferencia de la posición P1 que tiene una demanda d emanda medianamente alta (0.75-0.80g).


Figura 28 Mapa de peligro sísmico para edificaciones


Figura 29 Mapa de Valores de diseño (medios) de la demanda elástica de aceleración espectral máxima (Smax) en ‘g [Meseta Espectral]


P1

P1 P2

P3

P2 P3

Figura 30 Uso de mapas de peligro sísmico ELABORACIÓN DEL DOCUMENTO DE LA MICROZONIFICACIÓN SÍSMICA Y GEOTÉCNICA DE LA CIUDAD DE GUAYAQUIL SEGÚN LA NORMA ECUATORIANA DE LA CONSTRUCCIÓN 2011 Manual Técnico Práctico - 80

De manera adicional para ver la influencia de las capas profundas de suelo en el desplazamiento espectral, se presenta el mapa de desplazamientos espectrales máximos en la Figura 31. Se puede observar que los depósitos de suelos con mayor potencia de estratos blandos presentarían una mayor demanda de desplazamiento espectral que los depósitos con menor espesor espesor de suelo blando, blando, si consideramos consideramos la zona D3a D3a el desplazamiento espectral espectral máximo será de 0.65m mientras que en D3b será de 0.75m. Del mismo modo se presenta el mapa de valores de PGA suelo en la Figura 32, donde se observa un valor bajo de 0.31g para D3b, mientras que para D3a se obtiene un valor de 0.43g.

De manera adicional para ver la influencia de las capas profundas de suelo en el desplazamiento espectral, se presenta el mapa de desplazamientos espectrales máximos en la Figura 31. Se puede observar que los depósitos de suelos con mayor potencia de estratos blandos presentarían una mayor demanda de desplazamiento espectral que los depósitos con menor espesor espesor de suelo blando, blando, si consideramos consideramos la zona D3a D3a el desplazamiento espectral espectral máximo será de 0.65m mientras que en D3b será de 0.75m. Del mismo modo se presenta el mapa de valores de PGA suelo en la Figura 32, donde se observa un valor bajo de 0.31g para D3b, mientras que para D3a se obtiene un valor de 0.43g.

Figura 31 Mapa de valores de desplazamiento espectral máximo


PGAsuelo (g)

Figura 32 Mapa de valores de PGAsuelo


12. REFERENC REFERENCIAS IAS Atkinson, G.M., and Boore, D.M. (2003). Empirical ground-motion relations for subduction zone earthquakes and their applications to Cascadia and other regions. Bulletin of the Seismological Society of America 93, 1703-1729. Benitez S (1975). Morfología y sedimentos superficiales del Golfo de Guayaquil . Masters

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