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1 ENSAYO DE PENETRACION ESTANDAR (SPT): PASADO, PRESENTE Y FUTURO? Autor: José Campaña Z. 1 INTRODUCCION El presente artículo tiene como objetivo y alcance exponer de manera resumida y concisa, sin constituir un Estado del Arte, la evolución que ha tenido el ensayo SPT como ensayo de terreno para evaluar múltiples parámetros geotécnicos. En efecto, hasta hace unos pocos años el ensayo SPT prácticamente no tenía competencia como herramienta de exploración para los Ingenieros Geotécnicos a la hora de programar una campaña de terreno, por su economía, rapidez, simpleza de ejecución y con resultados que podían ser correlacionados para obtener una gran variedad de parámetros geotécnicos. Las aplicaciones del ensayo SPT incluyen la determinación de parámetros resistentes (c, φ y Su), resistencia cíclica (τ cic ), densidad, capacidad de soporte de zapatas superficiales, resistencia última y de fuste de pilotes, inclusive se reportan correlaciones para determinar el CBR (California Bearing Ratio). Recientemente ha entrado con gran fuerza el ensayo CPT (Cone Penetration test), con una serie de innovaciones tecnológicas, lo cual ha resultado en que a nivel mundial, el ensayo SPT tiende a ser utilizado cada vez con menor frecuencia. En el caso particular de Chile, su entrada al mercado es aun incipiente. El presente artículo ha sido estructurado de modo de tener una visión clara de las ventajas y defectos del ensayo. Para ello se hace un breve resumen de la historia del SPT, se listan y explican brevemente los defectos del ensayo, se incluyen las correlaciones con diferentes parámetros geotécnicos reportados en la literatura técnica y se analiza un ejemplo real de aplicación. 2 HISTORIA DEL SPT Los orígenes del ensayo SPT se remontan al año 1902, cuando el Coronel Charles R. Gow desarrolló un muestreador de 25mm de diámetro, el cual se hincaba al suelo mediante un martillo de 50 kg en la base del sondaje. El muestreador de cuchara partida, similar al utilizado actualmente, debe su desarrollo a los trabajos efectuados por H.A. Mohr, Gerente de Distrito de Gow Division en Nueva Inglaterra (USA) y a G.F.A. Fletcher de la Raymond Concrete Pile Company en 1927. Fletcher y Mohr “estandarizaron” en 1930 el método de hincar una cuchara partida de 50 mm de diámetro usando una masa de 62.5 kg de peso que cae desde una altura de 760 mm, como lo describe Mohr en 1937. Es interesante mencionar que Mohr en 1943 declaró que el ensayo permite tener “una gruesa idea de las condiciones del suelo”. El término “Ensayo de Penetración Estándar” fue probablemente utilizado por primera vez por Terzaghi en 1947 en su artículo “Recent Trends in Subsoil exploration”, el cual fue presentado en la 7ª Conferencia de Mecánica de Suelos e Ingeniería de Fundaciones efectuada en Texas, USA. El uso del ensayo SPT en el diseño de zapatas superficiales y profundas se extendió rápidamente después de 1948, cuando la primera edición del libro “Soil Mechanics in Engineering Practice” de Terzaghi & Peck fue publicado; ya que en él se indicaba una correlación entre el número de golpes para penetrar 30 cm (Nspt) y la densidad relativa. Rápidamente el método fue adoptado por el US Corps of Engineers y el US Bureau of Reclamation. En 1953, Peck et al, propuso ábacos para el diseño de zapatas en arena, en donde la capacidad de soporte admisible fue relacionada con el número de golpes Nspt y un asentamiento total de 25mm. El interés por estandarizar los métodos comunes de ensayos de penetración en suelos, se remontan a la 4 th Conferencia Internacional de Mecánica de Suelos y Fundaciones realizada en Londres en 1957. En aquella ocasión se encargó a un subcomité la tarea de estudiar la posible estandarización de los métodos de penetración estáticos y dinámicos. En el año 1958 la American Standard Testing Method (ASTM) publicó el documento denominado “Tentative method for penetration test and split barrel sampling of soils”. Sólo en el año 1967 alcanzó la categoría de norma (ASTM D1586). La figura muestra en forma esquemática la ejecución del

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ENSAYO DE PENETRACION ESTANDAR (SPT): PASADO, PRESENTE Y FUTURO?

Autor: José Campaña Z.

1 INTRODUCCION

El presente artículo tiene como objetivo y alcanceexponer de manera resumida y concisa, sin constituirun Estado del Arte, la evolución que ha tenido elensayo SPT como ensayo de terreno para evaluarmúltiples parámetros geotécnicos. En efecto, hastahace unos pocos años el ensayo SPT prácticamenteno tenía competencia como herramienta deexploración para los Ingenieros Geotécnicos a la horade programar una campaña de terreno, por sueconomía, rapidez, simpleza de ejecución y conresultados que podían ser correlacionados paraobtener una gran variedad de parámetros geotécnicos.

Las aplicaciones del ensayo SPT incluyen ladeterminación de parámetros resistentes (c, φ y Su),resistencia cíclica (τcic), densidad, capacidad desoporte de zapatas superficiales, resistencia última yde fuste de pilotes, inclusive se reportan correlacionespara determinar el CBR (California Bearing Ratio).

Recientemente ha entrado con gran fuerza el ensayoCPT (Cone Penetration test), con una serie deinnovaciones tecnológicas, lo cual ha resultado enque a nivel mundial, el ensayo SPT tiende a serutilizado cada vez con menor frecuencia. En el casoparticular de Chile, su entrada al mercado es aunincipiente.

El presente artículo ha sido estructurado de modo detener una visión clara de las ventajas y defectos delensayo. Para ello se hace un breve resumen de lahistoria del SPT, se listan y explican brevemente losdefectos del ensayo, se incluyen las correlaciones condiferentes parámetros geotécnicos reportados en laliteratura técnica y se analiza un ejemplo real deaplicación.

2 HISTORIA DEL SPT

Los orígenes del ensayo SPT se remontan al año1902, cuando el Coronel Charles R. Gow desarrollóun muestreador de 25mm de diámetro, el cual sehincaba al suelo mediante un martillo de 50 kg en labase del sondaje. El muestreador de cuchara partida,similar al utilizado actualmente, debe su desarrollo alos trabajos efectuados por H.A. Mohr, Gerente de

Distrito de Gow Division en Nueva Inglaterra (USA)y a G.F.A. Fletcher de la Raymond Concrete PileCompany en 1927.

Fletcher y Mohr “estandarizaron” en 1930 el métodode hincar una cuchara partida de 50 mm de diámetrousando una masa de 62.5 kg de peso que cae desdeuna altura de 760 mm, como lo describe Mohr en1937. Es interesante mencionar que Mohr en 1943declaró que el ensayo permite tener “una gruesa ideade las condiciones del suelo”.

El término “Ensayo de Penetración Estándar” fueprobablemente utilizado por primera vez porTerzaghi en 1947 en su artículo “Recent Trends inSubsoil exploration”, el cual fue presentado en la 7ªConferencia de Mecánica de Suelos e Ingeniería deFundaciones efectuada en Texas, USA.

El uso del ensayo SPT en el diseño de zapatassuperficiales y profundas se extendió rápidamentedespués de 1948, cuando la primera edición del libro“Soil Mechanics in Engineering Practice” deTerzaghi & Peck fue publicado; ya que en él seindicaba una correlación entre el número de golpespara penetrar 30 cm (Nspt) y la densidad relativa.Rápidamente el método fue adoptado por el USCorps of Engineers y el US Bureau of Reclamation.

En 1953, Peck et al, propuso ábacos para el diseño dezapatas en arena, en donde la capacidad de soporteadmisible fue relacionada con el número de golpesNspt y un asentamiento total de 25mm.

El interés por estandarizar los métodos comunes deensayos de penetración en suelos, se remontan a la 4th

Conferencia Internacional de Mecánica de Suelos yFundaciones realizada en Londres en 1957. Enaquella ocasión se encargó a un subcomité la tarea deestudiar la posible estandarización de los métodos depenetración estáticos y dinámicos.

En el año 1958 la American Standard Testing Method(ASTM) publicó el documento denominado“Tentative method for penetration test and split barrelsampling of soils”. Sólo en el año 1967 alcanzó lacategoría de norma (ASTM D1586). La figuramuestra en forma esquemática la ejecución del

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ensayo y en la figura Nº2 se muestran lascaracterísticas de la cuchara partida o muestreadorutilizado.

Figura Nº1: Esquema de ensayo SPT

Figura Nº2: Muestreador de cuchara partida

3 DEFECTOS DEL ENSAYO

Tempranamente, en el año 1965 Fletcher yposteriormente Ireland et al en 1970, criticaron elensayo por considerar que existía una gran cantidadde factores que pueden afectar los resultados.Adicionalmente, para muchos autores el término“Estándar” no debiera ser aplicable a este ensayo porlas diferencias que han sido detectadas al comparardiferentes procedimientos de ejecución, en diferentespaíses, todos aparentemente regidos bajos lospreceptos de la norma ASTM. A continuación seenumeran algunas de las diferencias detectadas.

• Tipo de martillo y Energía de Hincado. La normaASTM indica que se debe utilizar un martillo de 140lb (63.5 kg) y que debe dejarse caer desde una alturade 30 pulg (760mm). Sin embargo, se ha detectadodiferencias en estos valores asociados quizás altraspaso a unidades métricas. A título de ejemplo, enJapón el martillo pesa 63.5 kg, pero la altura de caídaes de 750 mm y, en la India, el peso del martillo es de65 kg y se deja caer desde una altura de 750 mm.

También existen diferencias en el tipo de martilloutilizado, los cuales aparentemente cumplen losrequisitos de peso y altura de caída, pero se hamedido que la energía de hincado son distintas. En lafigura Nº3 se muestran los tres tipos de martillo máscomunes: martillo “aguja” ( pinweight hammer),martillo de seguridad (safety hammer) y martillo tiporosca (donut hammer).

Figura Nº3: Esquema de los tres tipos de martillostípicos

Torno

Polea

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Kovacs y Salomone (1982) encontraron que laenergía de hincado puede variar entre un 30 a un 80%de la energía teórica (475 J), Riggs et al (1983)obtuvieron variaciones de energía entre 70 a 100%.Además del tipo de martillo utilizado, las otras causasque interviene en las variaciones son:

- Algunos equipos presentan un sistema automáticoque controla la caída del martillo en un rango de ±25mm,

- Otros equipos usan un sistema de polea-torno paralevantar el martillo (ver figura Nº1), en cuyo caso laenergía de hincado dependerá de: diámetro ycondición de la polea, número de vueltas que seaplican para levantar la masa,

- Altura real de caída libre de la masa con el sistemapolea-torno. Riggs (1986) postula que el operadorcomúnmente levanta un promedio de 50 mm más delo deseado, es decir, la altura real de caída enpromedio sería de 810 mm,

• Muestreador de Cuchara Partida. En algunasocasiones se utiliza una “camisa” al interior delmuestreador cuchara partida, a objeto de mejorar larecuperación de la muestra. La presencia de estacamisa aumenta el roce lateral al hincado, aunqueactualmente es común no utilizarlo.

Los muestreadores que se utilizan en Norteamérica,tienen en general 3 mm mas de diámetro interior en elcuerpo de la cuchara, que en el extremo inferior delmuestreador (zapata); en cambio, en Asia y Europa eldiámetro interior es el mismo en toda la longitud de lacuchara. Esta diferencia puede afectar la resistencia ala penetración entre un 10 a 30% (Seed et al. 1985),

Diámetro de la perforación. La importancia deldiámetro de la perforación ha sido discutida porFletcher (1965), quien propone que el diámetromáximo de la perforación debe ser de 100 mm. SenGupta y Aggarbal (1965) han reportado variacionesde hasta un 30% en el valor de la resistencia porefecto del diámetro de la perforación,

Técnicas de perforación: Granger (1963) hapostulado que el uso de lodos para estabilizar lasparedes durante la perforación incrementa laresistencia a la penetración en forma significativa.

El nivel de agua al interior del sondaje debe ser igualal nivel freático, de modo de no generar unasubpresión en el fondo del sondaje que suelte el sueloy con ello disminuya la resistencia a la penetración.

También una inadecuada limpieza del fondo delsondaje, antes de efectuar el ensayo, puede incidir aque éste se realice en suelo perturbado.

Utilizar como técnica de perforación “lanza de agua”,puede hacer que se perturbe más allá de lo deseado elfondo de la excavación, afectando con ello elresultado del ensayo.

Longitud de barras de perforación. Gibbs y Holtz(1957), McLean et al. (1957) y otros, han demostradoque el valor de la resistencia a la penetración esinferior a la real, cuando la longitud de las barras esmayor a 10 m y el valor de Nspt es inferior a 30. Porotra parte, algunos autores postulan que la validez delensayo es hasta 20 m de profundidad, ya que haprofundidades mayores, la transmisión de la energía através de las barras se ve fuertemente afectada.

La tabla Nº1 ilustra los efectos de diferentes variablesque han sido discutidas previamente. En esta tabla semuestra el posible rango de Nspt para los materialesusados como referencia, si se presentan errores en elensayo.

Tabla Nº1: Resumen de como afectan los errores delensayo en la determinación de Nspt (DSO-98-17 USBureau of Reclamation, Mayo 1999).

Causa Rango Típ. Rango Típ.variación variación

Básica Detalle Arena limpia ArcillaNspt=20 Nspt=10

Método de Uso de lodo 20 10Perforación Método Auger con/sin fluido 0-20 8-10?

D=8” comparado con D=4” 0-20 8-10?Muestreador Muestreador sin camisa 17 9

Muestreador de 3” v/s 2” 25-30e 10Procedimiento 55golp./min v/s 30golp./min) 20 e1 10e1

Barras AW v/s barras NW 18-22e 8-10e

Barras de Ensayo SPT a 60 m v/s 15 m 183 5e2

perforación Ensayo a 3m v/s 15m conbarras AW

30 15

Ensayo a 3m v/s 15m conbarras NW

25 12

3 vueltas v/s 2 vueltasalrededor del torno

22 11

Operación del Torno nuevo v/s uno antiguo 19 9martillo Caída libre v/s 2 vueltas

alrededor del torno16 8

Martillo automático v/s 2vueltas alrededor del torno

14 7

Uso de martillo tipo dona v/smartillo de seguridad

24 12

e= valor estimado1 Diferencias sólo en arenas con finos

2 Nspt en arcillas puede variar por peso de barras3 No considera efecto sobrecarga

Examinando la tabla, se puede concluir que losefectos por perturbación durante la perforación

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pueden generar los mayores errores en ladeterminación de Nspt. Generalmente, tienden asubestimar el valor de la resistencia a la penetración,inclusive asignando valores de “cero” resistencia.En la figura Nº4 se muestra un ejemplo que ilustra lasdiferencias que se pueden manifestar al utilizar 2tipos de martillos distintos, en un mismo tipo desuelo.

Figura Nº4: Resultados ensayo SPT en estrato dearcilla blanda, utilizando dos tipos de martillos.

4 ES REPRODUCIBLE EL ENSAYO SPT?

Comúnmente los ingenieros se encuentran con laseria decisión de cuantificar la calidad de lainformación que entrega el ensayo SPT y si estospueden ser correlacionados.

Para tratar de dar respuesta a lo anterior, en 1988 elComité Técnico sobre Ensayos de Penetración de laISSMFE publicó los resultados del ensayo que semuestran en la figura Nº5, en donde se comparan losresultados de la resistencia a la penetración obtenidosmediante un trabajo de alta calidad durante laperforación (curva 1) versus los obtenidos en elmismo depósito, pero con un trabajo de pobre calidad

(curva 2). Claramente la curva 2 no representa lascondiciones reales del depósito de arena.

Figura Nº5: Efecto de la mala ejecución en elresultado del ensayo.

Adicionalmente, la Sociedad Americana deIngenieros Civiles (ASCE) desarrolló un estudiosimilar en Seattle. En este estudio, seis oficinas deIngeniería Geotécnica privadas y públicas ejecutaronensayos SPT en el mismo sitio. Algunas usaronmartillos de seguridad y otros martillos automáticos,inclusive uno de los equipos fue habilitado con unamartillo de 300 lb.

La figura Nº6 muestra el resultado de estaexperiencia. Nótese que al utilizar el equipodenominado “ spooling winch” el resultado del ensayomuestra resultados absolutamente irreales. El granproblema de este equipo es que presenta grandesvariaciones en la energía que entrega.

Aun descartando el resultado del equipo “ spoolingwinch”, los otros ensayos muestran variacionesimportantes. Nótese que los resultados del martillo de300 lb (fuera de norma), son comparables al resto.

A la luz de estos resultados, parece ser que losresultados del ensayo SPT sólo pueden ser tomadoscomo un índice y su validez debe ser necesariamenteverificada con otros métodos.

También queda de manifiesto la importancia quetienen en el resultado final del ensayo, los operarios ysupervisores que ejecutan los trabajos en terreno.

5 VENTAJAS DEL ENSAYO

Previamente se ha indicado los múltiples defectos quehan sido detectados en el ensayo SPT, los cuales ya afines de los años sesenta habían sido enumeradas, sinembargo, este ha seguido utilizándose profusamenteen Chile y con una alta popularidad.

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Figura Nº6: Resultados ensayo SPT por 6 diferentesempresas (ASCE, Seattle).

Las ventajas actuales que pueden ser asignadas alensayo SPT son las siguientes:

a) Abundante disponibilidad de equipos paraejecutar el ensayo,

b) Amplia experiencia basada en numerosascorrelaciones con propiedades geotécnicas, paradiferentes tipos de suelos,

c) Es posible obtener una muestra perturbada para suposterior clasificación en laboratorio,

d) Disponibilidad de registros de ensayos SPT endonde ocurrieron casos históricos de licuación,

e) El ensayo refleja de alguna forma la densidad delsuelo, la “fábrica” del suelo, el historial deesfuerzos y deformaciones, características que sondifíciles de mantener en muestras no perturbadas,

f) Es principalmente un ensayo de resistencia alcorte bajo condiciones esencialmente no-drenadas,

En particular, estimo que la primera ventaja que seindica es la que ha evitado que en Chile se realicenotros tipo de ensayos.

Complementando la afirmación b) respecto a laamplia experiencia acumulada, en 1982 Kovacs ySalomone estimaron que entre un 80 y 90% de las

fundaciones diseñadas hasta ese momento en USAestaban basadas en los resultados del ensayo SPT,siendo aun más alta en Japón.

6 FACTORES DE CORRECCION

Como se puede inferir de los indicado en los párrafosprecedentes, existen múltiples factores que hacen queel resultado del ensayo pueda ser cuestionable. Sinembargo, y con el propósito de establecer una baseadecuada de comparación, se han propuestodiferentes factores de corrección o ajuste.

La fórmula general de corrección es la siguiente:

(N1)Erb= Nspt {CN • η1 • η2 • η3 • η4• η5}............(1)

Donde,

(N1)Erb = Número de golpes/pie, normalizado parauna sobrecarga de equivalente 1 kg/cm2 ypara una energía Erb,

Nspt = Número de golpes/pie, obtenido de terreno,

CN = Factor de corrección para normalizar a unasobrecarga equivalente de 1 kg/cm2,

η1 = Factor de ajuste por tipo de martillo,η2 = Factor de ajuste por longitud de las barras,η3 = Factor de ajuste por tipo de muestreador,η4 = Factor de ajuste por diámetro de perforación,η5 = Factor de ajuste por nivel freático,

• Energía Erb. Existen diferentes propuestasrespecto al valor al cual se debe normalizar losresultados del ensayo SPT. Por ejemplo,Schmertmann (1983) sugiere usar E55, es decir,suponer que la energía efectiva del ensayo es de un55% de la teórica; Seed et al (1985) y Skempton(1986) proponen usar N60, por otra parte, Riggs(1986) y Bowles (1995) proponen usar N70.Afortunadamente, el hecho de usar una u otra base deenergía no implica mayores inconvenientes. Parapasar de una base a otra, ésta realiza en formaproporcional, al ser la energía por número de golpesconstante, es decir:

Er1• N1 = Er2• N2....................................................(2)

De esta forma si se conoce la energía del equipo Er1

para el cual se registra N1, y se desea conocer elvalor de N2 para una energía Er2, aplicando (2) setiene:

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N2 = (Er1/Er2)• N1 (golpes/pie) ...........................(3)

• Factores de corrección η1, η2, η3 y η4. Bowles(1995) basado en los trabajos de Riggs (1986),Skemptom (1986), Schmertmann (1978) y Seed et al(1985), propone utilizar los factores que se muestranen la tabla Nº2, 3 y 4 respectivamente.

Tabla Nº2: Factor de Corrección η1, por tipo demartillo.

Energía Promedio MartilloPaís Tipo Dona de Seguridad

R-P Trip/Auto R-P Trip/AutoUSA 45 - 70-80 80-100Japón 67 78 - -Reino Unido - - 50 60China 50 60 - -Chile 60* - - -* : Usualmente utilizado y aceptadoR-P: Cuerda polea o tornoTrip/Auto: Automático

Tabla Nº3: Factor de Corrección η2, por longitud debarras.

Longitud (m) η2

> 10 1.006 - 10 0.954 - 6 0.850 - 4 0.75

Tabla Nº4: Factor de Corrección η3, por tipo demuestreador.

Característica η3Sin encamisado 1.00Con encamisado

Arena densa, arcilla 0.80Arena suelta 0.90

Tabla Nº5: Factor de Corrección η4, por diámetro dela perforación.

Diámetro perforación* η460 - 120 mm 1.00

150 mm 1.05200 mm 1.15

* • • =1.0 para todos los diámetros si se utiliza sistema Auger,donde el SPT se realiza por el interior de la barra de perforación.

• Corrección por sobrecarga (CN). Diversos autoreshan propuesto expresiones para normalizar losresultados para una sobrecarga de 1 kg/cm2, dentro delos cuales se pueden citar a Liao y Whitman (1986),Jamiolkowski et al (1985), Ishihara (1993).

CN= (1/ σ’vo)0.56, Jamiolkowski ..............................(4)

CN= (1/ σ’vo)0.50, Liao y Whitman ...........................(5)

CN= 1.7/(0.7+σ’vo), Ishihara ...................................(6)

Estas expresiones han sido graficadas en la figuraNº7, en la cual se puede apreciar que para presionesefectivas mayores a 0.5 kg/cm2 no existen diferenciasimportantes en el resultado de CN, sin embargo, laexpresión de Ishihara es la que entrega los menoresresultados. Para presiones de confinamiento menoresa 0.5 kg/cm2, se observa diferencias importantes en elresultado de las expresiones. Por ser la masconservadora, la expresión (6) es la que serecomienda utilizar.

0 1 2 3 4 5 6Factor C n

0 .0

1 .0

2.0

3 .0

4 .0

5 .0

6 .0

7 .0

8 .0

9 .0

10 .0

Pre

sión

efe

ctiv

a, (

kg/c

m2)

Jam iolkow ski

Liao y W h itm an

Ishihara

Figura Nº7: Comparación de diferentes expresionespara estimar el factor CN

• Factor de corrección η5. Pasado la mitad de ladécada de 1960, era práctica común corregir losvalores de Nspt determinados bajo el nivel freático,utilizando la siguiente expresión propuesta porTerzaghi y Peck en 1948.

η5= (1.5-7.5/Nspt), si Nspt>15η5=1, si Nspt <15....................................................(7)

Sin embargo, la práctica actual es no corregir porpresencia de nivel freático, dado que el exceso depresión de poros que se produce durante el hincadoreduce el valor de Nspt.

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Trabajos de Drozd (1974) mostraron que existe unadiferencia en el valor de Nspt bajo la napa, pero estedependía de la densidad relativa. No existe consensoen que estos valores deban aplicarse, es más, aúnexisten autores que en sus publicaciones incluyen lacorrección (7), como por ejemplo, R. Whitlow en sulibro Fundamentos de Mecánica de Suelos de 1999 yel Instituto Tecnológico GeoMinero de España en sulibro Manual de Ingeniería de Taludes de 1987.

7 EL ENSAYO SPT PARA PROBLEMASDINAMICOS

La determinación de las propiedades dinámicas de lossuelos ha sido siempre un punto fundamental paraestimar la respuesta sísmica de depósitos de suelo,problemas geotécnicos asociados a oleajes,fundaciones de máquinas y tráfico.

Las propiedades dinámicas han sido generalmentedeterminadas por una combinación de ensayos delaboratorio sobre muestras no perturbadas y ensayosin-situ. La ventaja de usar ensayos in-situ, entre ellosel ensayo SPT, es que son rápidos, a un costorazonable, permiten abarcar áreas importantes, etc.

Seed e Idris (1971), desarrollaron un métodosimplificado para determinar el potencial de licuaciónde un estrato de suelo, basados en los resultadosobtenidos de ensayos SPT. Esta metodología seencuentra plenamente vigente y ha sido profusamenteutilizada en diferentes partes del mundo, inclusiveChile. Aun más, esta metodología ha sido adoptada yrecomendada por el National Center EngineeringEarthquake Research (NCEER) de USA para elcálculo del potencial de licuación, aunqueactualmente recomienda como primera prioridadutilizar ensayos CPT.

En el punto 8 se muestran las correlaciones existentesentre el ensayo SPT y las propiedades dinámicas,entre otras, y en el punto 9 se ilustra un ejemplo dereal de aplicación, el cual sirve para ilustrar la validezdel ensayo y sus correlaciones.

8 CORRELACIONES

Durante la década de 1960 se realizaron numerosasinvestigaciones tendientes a encontrar relacionesentre la resistencia a la penetración Nspt ypropiedades geotécnicas de los suelos, tales como:densidad relativa, ángulo de fricción interna,compresibilidad de materiales granulares y resistenciano drenada de suelos cohesivos.

Un importante desarrollo fue la corrección de losresultados de los ensayos SPT por efecto de lasobrecarga realizados por Gibbs y Holtz (1957),Bazaara (1967) y, Schultze y Meltzer (1965).

Zolkov y Weisman (1965), así como Schmertmann(1970) han destacado la importancia de la razón desobreconsolidación y tensiones horizontales en lacorrecta interpretación del ensayo SPT, pudiendosobrestimarse la densidad relativa en arenassobreconsolidadas, tal como lo reportan los trabajosde Marcuson y Bieganousky (1977).

A continuación se presentan algunas de lascorrelaciones existentes en la literatura técnica, sinque con ello se pretenda validarlas en desmedro deotras, ya que como se indicó al comienzo de esteartículo, este no pretende ser un Estado del Arte.También es necesario tener muy presente que algunasde estas correlaciones han sido fuertementecuestionadas debido a la calidad de la base de datosutilizada, en efecto, algunas fueron desarrolladas parasuelos específicos y una base de datos pequeña; encambio, otras fueron desarrolladas con una gran basede datos, pero con la interrogante de cual fue laenergía efectiva de los equipos con los cuales seejecutó el ensayo.

• Densidad relativa, Dr.

Gibbs y Holtz (1956) propusieron la siguienteexpresión para determinar la densidad relativa.

Dr=[Nspt/(23∗σ’ vo+16) ]0.5....................................(8)

Skempton (1986) propuso la siguiente expresión.

(N1)70/Dr2=32+0.288*• Cocr∗σ’ vo.........................(9)

Para suelos normalmente consolidados Cocr=1 y parasuelos preconsolidados Cocr se estima de la siguienteexpresión:

Cocr = (1+2*Ko,nc)/(1+2*Ko,OCR)......................(10)

Yoshida et al (1988) propusieron la siguienteexpresión:

Dr= 25∗ σ’ vo-0.12*(N60)

0.46....................................(11)

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Donde,Ko,nc: coeficiente en reposo suelo normalmenteconsolidado,Ko,OCR: coeficiente en reposo suelo pre-consolidado,σ’ vo: presión vertical efectiva, en Bars para laexpresión (8), y en kPa para la expresión (9) y (11),

Al observar las expresiones (8) y (9), se aprecia quesi se ordenan de la misma forma existe una gransimilitud, sin embargo, la expresión (8) no incluye lacorrección por energía, con lo cual su aplicación escuestionable. En cambio la expresión (9) permitecomparar resultados, al menos, en “igualdad” decondiciones de ejecución del ensayo.

Bowles (1995) propone la correlación que se presentaen la tabla Nº6, cuyos resultados empíricos estánbasados en suelos granulares normalmenteconsolidados de hasta 6m de espesor, con esto elautor acota bastante la aplicación de los resultados.

Tabla Nº6: Valores empíricos de Dr (Bowles, 1995)

Descripción Muysuelto

Suelto Medio Denso Muydenso

Dr (%) 0 15 35 65 85(N1)70

Suelo Fino 1-2 3-6 7-15 16-30 ?Suelo Medio 2-3 4-7 8-20 21-40 >40Suelo Grueso 3-6 5-9 10-25 26-45 >45

Densidad húmeda(kN/m3)

11-16 14-16 17-20 17-22 20-23

Donde (N1)70, corresponde al número de golpes/pie,normalizado a una presión vertical de 1 kg/cm2 y unaenergía base de 70% de la teórica.

Adicionalmente, Skempton (1986) determinó que laedad del depósito es otro factor que condiciona ladensidad relativa, tal como se demuestra con losresultados mostrados en la figura Nº8. Esto pone unaluz de alerta sobre la validez de las correlacionesobtenidas en laboratorio, basados sobre muestrasreconstituidas.

Otros antecedentes que hay que tener presente es quela mayoría de las correlaciones disponibles entre Nspty Dr han sido obtenidas predominantemente sobrearenas silíceas. Utilizar las correlaciones en depósitosde arena de origen calcáreo, con presencia de mica oaun en arenas silíceas con un contenido nodespreciable de finos puede llegar a subestimar la Dr.

• Angulo de fricción interna, φ.

De la misma forma que para la Dr, Bowles (1995)propone la correlación que se presenta en la tablaNº7, cuyos resultados empíricos también están

basados en suelos granulares normalmenteconsolidados de hasta 6m de espesor.

Figura Nº8: Influencia de la edad en la resistencia a lapenetración en arenas NC (adaptada de Skempton1986)

Tabla Nº7: Valores empíricos de φ, (Bowles, 1995)

Descripción Muysuelto

Suelto Medio Denso Muydenso

Suelo Fino 26-28 28-30 30-34 33-38Suelo Medio 27-28 30-32 32-36 36-42 <50Suelo Grueso 28-30 30-34 33-34 40-50

Densidad húmeda(kN/m3)

11-16 14-16 17-20 17-22 20-23

Adicionalmente la Japanese Railway Standars,propone utilizar las siguientes expresiones:

φ=[18*(N1)70]0.5 +15, para caminos y puentes.....(12)φ=0.36*(N)70 +27, para edificios..........................(13)

Mitchell et al. (1978) propusieron el gráfico que semuestra en la figura Nº9, en la cual se incluye elefecto del esfuerzo vertical efectivo.

Muromachi et al. (1974) proponen la siguienterelación:

φ=3.5*[ Nspt]0.5+20..............................................(14)

La aplicación del gráfico propuesto por Mitchell et al,así como de la expresión propuesta por Muromachi,para estimar parámetros de diseño son bastantecuestionables en la actualidad, dado que carecen de labase de energía de comparación.

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9

• Resistencia No-Drenada, Su. Para evaluar la resistencia no-drenada de las arenas ysuelos finos, Bowles (1995) propone los rangos quese indican en la tabla Nº8.

Figura Nº9: Relación entre Nspt, φ y presión vertical

Tabla Nº8: Resistencia no-drenada en suelos arcilloso

Consistencia Tipo (N1)70 Su (kPa)Muy blanda NC 0-2 < 12Blanda NC 3-5 12 - 25Media NC 6-9 25 - 50Firme OCR 10-16 50 - 100Muy firme OCR 17-30 100 - 200Dura OCR > 30 > 200NC: Normalmente consolidadaOCR: Sobreconsolidada

Seed y Harder (1990) determinaron la resistencia nodrenada en arenas limpias que habían sido sometidasa licuación producto de un evento sísmico. En lafigura Nº 10 se muestran estos resultados, los cualesse hacen extensivos a arenas con finos aplicando elajuste que se incluye en la misma figura.

Konrad y Watts (1995), propusieron un método paracalcular la resistencia no-drenada mobilizada pos-licuación, basados en los resultados de ensayos SPT yla curva de resistencia última o steady state. Lametodología propuesta se resume en los siguientespasos:

a) Caracterizar el sitio mediante ensayos SPT yobtener muestras representativas para ensayar enlaboratorio,

b) Determinación en laboratorio de la curva deestado último (steady state),

c) Estimar la resistencia no-drenada de terreno (Su)mediante la siguiente expresión:

log Su (terreno) = log Suo + χ*(N1)60...................(15)

Donde,Su (terreno): resistencia no-drenada pos-licuaciónSuo: resistencia no-drenada obtenida de la curva deestado último, asociado al índice de huecos máximo(emax),χ:• parámetro obtenido de la figura Nº10 y quecorresponde a la pendiente de la curva e v/s log Su.

Figura Nº10: Relación entre Nspt y Su (pos-licuación). Según Seed y Harder, para arenas limpias

Con esta metodología, Konrad y Watts lograronpredecir correctamente casos con y sin falla fluida enrellenos artificiales de arena, construidos en BeaufortSea.

Stark y Mesri (1992), expandiendo el trabajo deJefferies et al. (1990), recolectaron 20 nuevos casoshistóricos de falla por flujo, proponiendo lacorrelación que se muestra en la figura Nº11.

Ishihara (1993), basado en extensivos ensayos delaboratorio, confirmó la existencia de una relaciónentre la resistencia no-drenada pos-licuación y el

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confinamiento inicial para arenas limosas y limosarenosos. Ishihara propone que esta relación no esúnica para todas las arenas. Además, propone que laresistencia de cuasi-estado crítico es la que debeutilizarse en reemplazo de la resistencia en el estadocrítico o último.

Figura Nº10: Determinación parámetro χ

Figura Nº11: Relación entre Nspt y Su (pos-licuación) según Stark y Mesri, para arenas limpias.

Para suelos moderadamente sueltos, el cuasi-estadocrítico es la resistencia no-drenada mínima que seobtiene para una deformación del orden de 4 a 10 %.Para este tipo de suelos el verdadero estado últimoocurre para deformaciones mayores a 4-10%, despuésde que se manifiesta un comportamiento dilatante ycon ello un aumento en la resistencia no-drenada.Para suelos muy sueltos, el cuasi-estado crítico noexiste. En la figura Nº12 se muestra la correlaciónpropuesta por Ishihara.

• Resistencia al corte cíclica, τcic. La correlación existente entre la resistencia al cortecíclica, normalizada a la presión de confinamiento, yel índice (N1)60, se muestra en la figura Nº13. Estacurva fue propuesta por Seed en 1985, y se basa enmúltiples registros de suelos que presentaron o nolicuación durante un evento sísmico de magnitudMs=7.5. La principal crítica que se hace a esta curva,es que los ensayos SPT se realizaron sobre depósitosque habían registrado evidencia de licuación, por lotanto, las resistencia a la penetración antes del sismoes desconocida. En Chile, algunos Ingenieros dudande su aplicabilidad a los suelos nacionales ya que labase de datos con la cual se elaboró la curva noincluye sismos ni ensayos SPT Chilenos.

Figura Nº12: Relación entre (N1)60 y Su (cuasi-estadocrítico) según Ishihara, para arenas limpias.

Figura Nº13: Relación entre (N1)60 y resistencia alcorte cíclica (CSREQ= τcic/σ’ vo). Seed et al., 1985

log Su

CURVA OBTENIDA ENLABORATORIO

λ1

Suo

emax

e

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11

A objeto de verificar la bondad de la curva propuestapor Seed, en la figura Nº14 se muestra lacomparación de la resistencia cíclica predicha por elensayo SPT y la obtenida sobre muestras inalteradasy congeladas (Tokimatsu y Yoshimi, 1983).

Figura Nº14: Resistencia al corte cíclica.Comparación de ensayos de terreno y laboratorio.Tokimatsu y Yoshimi, 1983.

• Capacidad última de pilotes (Pu) y fuste (fs).

Por su semejanza con la forma como se realiza elensayo, inicialmente, los ensayos de penetraciónfueron desarrollados para estimar la capacidad depunta y fuste de los pilotes hincados. Posteriormente,los resultados se extendieron a pilotes pre-excavados.

Las correlaciones existentes son la siguientes: Meyerhof (1976)

Pu= Ap*(40*Np 55)*Lb/B < Ap*(380*N p55)..........(16)

Donde,

Pu= Resistencia última de punta (kN),Np

55= Valor promedio del índice de golpes N55, delos valores registrados entre 8B sobre elsello de fundación y 3B bajo el sello defundación,

B= ancho o diámetro del pilote,Lb= profundidad de penetración del pilote bajo el

sello de fundación,Ap= área del pilote,

Shioi y Fukui (1982) indican que en Japón se utilizala siguiente expresión:

Pu = qult * Ap........................................................(17)

Donde,Para pilotes incados y cerrados en la punta:qult/N55 = 6*Lb/D ≤ 30.............................(18)

Para pilotes incados y abiertos en la punta:qult/N55 = 10+4*Lb/D ≤30 .......................(19)

Para pilotes in-situ:qult = 300 (arena)qult = 3*Su (arcilla) .......................(20)

Para pilotes perforados:qult = 10*N55 (arena)qult = 15*N55 (en arena gravosa) ......(21)

Para estimar la resistencia de fuste, se proponen lassiguientes expresiones:

Meyerhof (1975)

fs = χm*N55 (kPa).................................................(22)

Donde,χm= 1.0, para pilotes con pequeño desplazamiento de

volumen,χm= 2.0, para pilotes con gran desplazamiento de

volumen,

Shioi y Kukui (1982) sugieren utilizar la siguienteexpresión:

fs = χm*N55 (kPa).................................................(23)

Donde,χm= 2.0, para pilotes hincados en arena y 1 si el pilote

es perforado,χm= 10, para pilotes hincados en arcilla y 5 si el

pilote es perforado, • Módulo de deformación (Es) y Corte máximo(Go),

La variable más importante para determinar elcambio volumétrico que experimentará un suelosometido a una carga externa, es el Módulo deDeformación Es. A continuación se muestran algunasde las correlaciones existente, asociadas a grandesdeformaciones.

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Arena Normalmente Consolidada:Es = 500*(N55+15), en kPa...................................(24)

Arena saturada:Es = 250*(N55+15), en kPa...................................(25)Arena sobreconsolidadaEs (OCR) ≈ Es (NC)* (OCR)0.5.............................(26)

Arena GravosaEs = 600*(N55+6), si N55≤15, en kPa ...............(27)Es = 600*(N55+6)+2000, si N55>15, en kPa..........(28)

Arena arcillosaEs = 320*(N55+15), en kPa...................................(29)

Limos, limos arenosos o limos arcillososEs = 300*(N55+6), en kPa.....................................(30)

El módulo de corte máximo, Go, se ocupa pararesolver problemas asociados a carga cíclica. Variosautores han propuesto correlaciones, cuyo rango deaplicación generalmente no se indica, las cuales hansido deducidas a partir de ensayos de laboratorio ógeofísicos. A continuación se muestran lascorrelaciones propuestas. Seed & Idriss (1983), formularon la siguienteexpresión para relacionar Go, asociadao a pequeñasdeformaciones, con el número de golpes normalizado(N160):

Go=1000*K2*(σ’ 0)0.5 (psf)...................................(31)

donde:σ’ 0 = (σ’ 1 + σ’ 2 + σ’ 3)/3, presión efectiva deconfinamiento, en (psf)

K2= 20*[(N1)60]1/3................................................(32)

Adicionalmente, diferentes autores han formuladoecuaciones empíricas que relacionan el módulo decorte con el número de golpes Nspt medidodirectamente en terreno (sin corrección). Estasfórmulas se muestran en la tabla Nº 9.

Tabla Nº9: Go en función de Nspt=N

Autor Tipo de suelo Gmax (t/m2)Ohsaki & Iwasaki (1973) Sin cohesión 636.8*N0.94

Ohsaki & Iwasaki (1973) Intermedio 1180*N0.76

Ohsaki & Iwasaki (1973) Cohesivos 1400*N0.71

Ohsaki & Iwasaki Todos 1200*N0.8

Seed, Idriss & Arango (1983) Arenas 622.4*NImai & Tonouchi (1982) Todos 1408*N0.68

Enami, Ohhashi & Hara (1973) Cohesivos(0.5<e<2.5)

1580*N0.668

• Velocidad de onda de corte, Vs Como se indicó previamente, determinar el módulode corte máximo, Go, es fundamental en el análisis deamplificación sísmica. Como es sabido a partir de lavelocidad de onda de corte, Vs, es posible obtener elvalor de Go mediante la siguiente expresión.

Vs2= ρ * Go...........................................................(33)

Donde ρ• es la densidad de masa del medio donde sepropaga la onda de velocidad Vs.

Seed et al, en 1986 adaptó la expresión propuesta porOhta y Goto (1978), quedando de la siguiente forma:

Vs= C*(N60)0.17*z0.193*fA*fG (m/s).......................(34)

Donde:

C= constante empírica =53.5z= profundidad (m)fA= factor por edad del depósito (tabla 10)fB= factor por tipo de suelo (tabla 10)

Tabla 10: factores fA y fB,

Tipo de suelo fA Edad fB

Arcilla 1.0 Holoceno 1.0Arena fina 1.09 Pleistoceno 1.3Arena media 1.07Arena gruesa 1.14Arena con grava 1.15Grava 1.45

Yoshida y Kokusho (1988) desarrollaron enlaboratorio una serie de experiencias de modo deestablecer la relación entre el índice Nspt, lavelocidad de corte y la presión de confinamiento parasuelos granulares. Los resultados de estasexperiencias se muestran en la figura Nº15.

Figura Nº15: Relación entre Nspt, Vs y presiónvertical (Pvm), para una arena con un 25% de grava.

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13

• Capacidad de soporte admisible, qad. Los resultados del ensayo SPT han sido ampliamenteutilizados para obtener la capacidad de soporte de lossuelos, y como se indicó previamente, la correlaciónpublicada por Terzaghi y Peck (1967) para el cálculode la capacidad de soporte para un asentamiento de25 mm, originó una gran popularidad en el uso delensayo SPT. Posteriormente Meyerhof (1974)publicó nuevas correlaciones, demostrándoseposteriormente que al igual que la correlaciónpropuesta por Terzaghi y Peck, son muyconservadoras. Bowles (1995) ajustó lascorrelaciones de Meyerhof, incrementando lacapacidad de soporte del orden de un 50%,proponiendo las siguientes expresiones para zapatasaisladas y corridas con un asentamiento de 25mm.

qadm= Kd*(N1)70/0.04, si B≤ 1.2qadm=Kd*(N1)70/0.06*[(B+0.3)/B]2, si B>1.2 ......(35)

Donde,qadm= capacidad de soporte máxima admisible (kPa),

para 25 mm de asentamiento,Kd = 1+0.33*D/B ≤ 1.33D= Profundidad de enterramiento, (m)B= Ancho zapata (m), lado menor(N1)70= valor promedio bajo la zona de influencia,

Para losas de fundación, Bowles propone:

qadm= Kd*(N1)70/0.06 ..........................................(36)

9 EJEMPLO DE APLICACION

Se presenta como ejemplo el trabajo desarrolladopara el diseño y construcción de un túnel ferroviarioen el centro de la ciudad de Viña del Mar, en arenassaturadas. El modelo se basa en una extensainvestigación geotécnica, que incluyó la ejecución desondajes, ensayos SPT, calicatas, perfiles derefracción sísmica y gravimétricos. Se desarrolló unmodelo dinámico de comportamiento del suelodurante la acción de un evento sísmico basado enrelaciones tensión-deformación visco-elásticas. Elmodelo dinámico fue calibrado considerando losregistros del sismo del 3 de marzo de 1985, obtenidosen Viña del Mar y se utilizó para predecir el potencialde liquación a lo largo del túnel. Los resultados delanálisis fueron comparados con la metodologíasimplificada propuesta por NCEER para laevaluación del potencial de licuación

Las figura Nº16 ilustra el perfil estratigráfico de unasección representativa del trazado, se puede observarque el estrato de arena sobre la roca basal es muypotente (>25 m).

0 20 40 60(N1)60

30

25

20

15

10

5

0

ESTACION DE VIÑA DEL MAR

0 50 100 150 m

0 5 10 15 mEsc.Vertical

Esc. Horizontal

Arenaslimpias,arenaslimosasy/oarcillosas

Roca meteorizada y/omaicillo

Roca Sana

SondajeS-18

Figura Nº16: Estratigrafía sector Estación Viña

Se realizó una investigación bibliográfica con elobjeto de comparar las formulaciones propuestas pordiferentes autores, y los valores obtenidos medianteestudios geofísicos en Viña del Mar. Estos resultadosse presentan en la figura Nº17, obteniéndose de suanálisis la siguiente expresión para evaluar el módulode corte máximo (Go) en el área soterrada.

Go = 120 * (N60)0.8(kg/cm2)..................................(37)

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

0 5 10 15 20 25Profundidad (m )

Gmax (kg/cm^2)

Figura Nº17: Ajuste entre SPT y velocidad de ondasde Corte, para estimar Go (fórmula 37)

Para determinar el amortiguamiento, se efectuó unaextensa recopilación de resultados de ensayostriaxiales en pequeñas deformaciones, corte torsionaly columna resonante. Estos resultados se compararon

(N1)60

Geofísica

SPT

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14

con la banda propuesta por Seed & Idriss caracterizarla razón de amortiguamiento de las arenas.

Calibración del Modelo: Dado que para el sismo de1985 se cuenta con un registro en suelo, en el centrode Viña del Mar, a sólo escasas centenas de metrosdel lugar donde se perforó el sondaje S-18 y unregistro en roca (UTFSM), fue posible efectuar unajuste del modelo. En efecto, en la estación de Viñadel Mar (suelo), se midió una aceleración máxima ensuperficie de 0.354g, en tanto que en la UTFSM(afloramiento rocoso) se midió una aceleraciónmáxima de 0.177g. Considerando que la aceleraciónmáxima en roca cubierta por estratos de suelo, puedeser aproximadamente la mitad del valor que seobtiene en un afloramiento rocoso, el procedimientoseguido fue imponer en la roca basal una aceleraciónequivalente a la mitad del valor medido en laUTFSM; luego se ajustaron las relaciones de G/GMAX

y amortiguamiento v/s deformación (en formaproporcional), tomando como base las curvas de Seed& Idriss, hasta que el modelo registró en superficieuna aceleración máxima similar medida durante elsismo de 1985, tal como muestra en las figuras Nº 18y 19. Como herramienta de cálculo se utilizó elprograma SHAKE 91. Como se observa, sólo fuenecesario realizar un ajuste menor a las curvasinicialmente adoptadas.

0 .0001 0 .001 0 .01 0 .1 1 10D eform ación an gu lar , γ (% )

0

0 .2

0 .4

0 .6

0 .8

1

G /

Gm

ax

E nv o lv e n te in ic ia lC al ib ra c ió n M o d e lo

Figura Nº 18 : G/Gmax v/s deformación, calibracióndel modelo.

De esta forma fue posible obtener el esfuerzo de cortecíclico solicitantes en forma más realista ycompararlo con el esfuerzo de corte cíclico resistente,a objeto de evaluar el potencial de licuación.

Los factores de seguridad así obtenidos fueroncomparados con los obtenidos mediante el métodosimplificado de Seed et al. Los resultados se muestranen la figura Nº20.

0 .0001 0 .001 0 .01 0 .1 1 10D efo rm ac ión a n gu la r , γ (% )

0

10

20

30

Am

ort

igu

amie

nto

, D (%

)

E nv o lv en te in ic ia lC alib rac ión M od elo

Figura Nº 19: Amortiguamiento v/s deformación,calibración del modelo.

Como puede observarse existe un muy buen ajusteentre los FS calculados por el método simplificado yel método más refinado.

5

10

15

20

25

0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4

Factor de SeguridadP

rofu

ndid

ad (

m)

Análisisanterior

S. MaríaDcalibra0.26g

Figura Nº20: FS v/s profundidad, (N1)60 ≤ 35

Este ejemplo es una clara demostración que el uso deensayos de calibración permiten validar y extenderlos resultados obtenidos en zonas puntuales, como fueen este caso el haber podido calibrar el módulo decorte máximo Go, la velocidad de corte y (N1)60.

10 INNOVACIONES DEL ENSAYO SPT

Ranzine (1988) propuso modificar el equipo delensayo SPT de modo de poder aplicar un torque ycon ello cuantificar la resistencia de fuste de lospilotes. Sólo en 1991 Engesolos llevó a cabo algunasmediciones en terreno, siendo los primeros resultados

Análisis simplificado

Análisis riguroso

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los reportados por Décourt y Quaresma Filho (1991).Este ensayo a sido denominado SPT-T.

La figura Nº 21 muestra en forma esquemática laejecución del ensayo SPT-T.

Figura Nº21: Esquema ensayo SPT-T

A objeto de verificar la bondad de las medidas deresistencia de fuste obtenida con el ensayo SPT-T,Lutenegger y Kelley (1998) reportan los resultadosque se muestran en la figura 22, en la cual además seha graficado la correlación propuesta por Meyerhofen 1976 (válida para sondajes excavados). De lafigura 23, se concluye que la resistencia de fustemedida con el ensayo SPT-T es del orden de 2 vecesde la propuesta por Meyerhof. Una posibleexplicación es que la correlación propuesta porMeyerhof esta respaldada por una base de dato queno discriminaba entre las diferentes energías queentregaban los equipos.

El torque se mide cuando finaliza el ensayo SPT, esdecir, en 0.45m.

A objeto de extender los resultados obtenidos ensuelos finos, algunos investigadores han modificadoel ensayo, para aplicarlo a suelos gravosos.

Yoshida y Kokusho (1988) reportan los resultadosobtenidos en el denominado Large Penetration Test(LPT), cuyas características se detallan en la figura24. Se reporta la ejecución de ensayos SPT y LPTcon un contenido de gravas de hasta 50%, con un

tamaño máximo de hasta 11 mm. La relación entre elSPT y LPT se muestra en la figura 24.

Figura Nº22: Comparación de resistencia de fuste, fs,versus N60.

Figura Nº23: Comparación muestreadores de ensayoSPT y LPT

Page 16: Ensayo de Penetracion Estandar SPT Pasado Presente y Futu

16

Figura Nº24: Comparación entre ensayo SPT y LPT

Las innovaciones al ensayo SPT constituyen un valoragregado, pero no resuelven los problemasintrínsecos del ensayo.

11 CONCLUSIONES

De la revisión de los antecedentes sobre el ensayoSPT reportados en la literatura técnica, es posibleconcluir lo siguiente:

• Desde antes que fuera estandarizado por la ASTM(1967), se presentaron dudas respecto a la validezde los datos,

• Quizás el principal defecto que presenta el ensayo

es que no todos los equipos realizan los ensayoscon la misma energía, a pesar de cumplir con loestablecido en la norma,

• A pesar de ser un ensayo relativamente sencillo de

ejecutar, es fundamental para la calidad final delensayo que el sondaje que sirve de guía, sea dealta calidad, así como los operarios que loejecutan,

• Siempre se debe tener presente que el STP es un

ensayo de tipo destructivo y no-drenado, • La aplicación de factores de corrección y

normalización de los resultados de las pruebas deterreno, contribuyen a estandarizar los ensayos yhacerlos comparables con otros, pero no adisminuir los errores que pudieran habersecometido durante la ejecución del mismo,

• Muchos de las correlaciones existentes fueronobtenidas de bases de datos incompletas, al noincluir estas la energía con la cual se realizaron

los ensayos. Se recomienda emplear sólo aquellascorrelaciones que explicitan la energía del ensayo,

• Los cambios que algunos investigadores han

incorporado al ensayo, como es el caso del ensayoSPT con medición de torque (SPT-T) y el “GranEnsayo de Penetración” (LPT), constituyen ajuicio del autor, innovaciones que entregan valoragregado al resultado del ensayo, pero noresuelven los problemas intrínsecos del mismo,

• A nivel mundial el ensayo SPT se encuentra

desarrollado a su máxima capacidad en cuanto atecnología: existe el martillo automático quecontrola con precisión la caída de la masa, laenergía que entrega el equipo puede serperfectamente medida, se pueden controlar que laperforación del sondaje sea óptimo, etc. Sinembargo, en Chile sólo existen equipos antiguoscuya energía efectiva es sólo referencial y por ellohace falta un salto tecnológico: utilizar equiposmodernos de SPT o bien, cambiarse al ensayoCPT,

• Si las empresas que prestan servicios en Chile,

privadas públicas, no son capaces de controlar almáximo las variables que afectan al ensayo losresultados que entregan constituyen sólo un índicey como lo dijo su creador, se tendría sólo “unagruesa idea de las condiciones del suelo”. Bajoesta condición es preferible ejecutar otro tipo deensayo de mejor calidad,

• No se deben utilizar correlaciones para diseños deingeniería de detalle, si no existe un chequeocruzado de los resultados, como puede ser laejecución de ensayos de laboratorio u otro tipo deensayo in-situ, es decir, siempre los resultadosdeben estar debidamente calibrados para lascondiciones particulares del sitio en estudio.

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