revista-geotecnia-smig-numero-278

DICIEMBRE 2025 FEBRERO 2026

ISSN: 2594-1542

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ÓRGANO OFICIAL DE LA SOCIEDAD MEXICANA DE INGENIERÍA GEOTÉCNICA, A. C. WWW.SMIG.ORG.MX

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PILOTE HINCADO DE CONCRETO REINYECTADO POR EL FUSTE (PHHRF) CÁLCULO DE DEFORMACIONES EN SUELOS FRICCIONANTES ANÁLISIS PARAMÉTRICO DE LA INFLUENCIA DEL NÚMERO DE PILOTES DE CONTROL EN EL COMPORTAMIENTO DE UN CAJÓN DE CIMENTACIÓN MEDIANTE MODELOS TRIDIMENSIONALES DE ELEMENTOS FINITOS

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Mesa directiva 2025-2026 Presidente Miguel Ángel Mánica Malcom Vicepresidente Francisco Alonso Flores López Secretaria Yoleida del Valle Suárez Arellano Tesorero Daniel Martínez Oviedo Vocales Alonso Gabriel Lira Álvarez Miguel Gallardo Contreras Alexandra Ossa López Eliza Alejandra Ríos Villarreal David Enrique Febres Sánchez Gerente Brenda Aguilar Silis Delegaciones regionales Baja California Michoacán Occidente Puebla Querétaro Sureste Tabasco Veracruz Representaciones Ciudad Juárez

La Ingeniería Geotécnica y el primer cuarto del siglo XXI

E

stamos llegando al final de este año 2025, lo que marca el primer cuarto del presente siglo. Veinticinco años se dicen fácilmente, pero si abordamos con una mirada retrospectiva el desarrollo de nuestra especialidad desde el año 2000, se evidencia una evolución significativa.

Por ejemplo, durante este periodo, gracias al arduo trabajo de doce mesas directivas, nuestra Sociedad se ha fortalecido y ha logrado ampliar de modo relevante su radio de influencia y capacidad de difusión del conocimiento actual.

La evolución tecnológica, como concepto, ha permitido a la humanidad desarrollar las herramientas y técnicas necesarias para resolver problemas y mejorar la calidad de vida. Esto ha impactado de manera positiva a la ingeniería geotécnica. Es muy notoria la dinámica de esta evolución en los cinco lustros que han transcurrido del presente siglo, sobre todo en aspectos como las herramientas computacionales aplicadas al diseño y análisis de proyectos, e igualmente en el desarrollo de maquinaria para la construcción geotécnica, que ahora es más eficiente e integrada al entorno digital.

Si bien ya contamos con estas herramientas, que son poderosas y que permiten ahorrar tiempos y costos en la resolución de los proyectos, prevalecen retos y surgen nuevos, sobre todo los ligados a la ética profesional, a la difusión de la información veraz en medios digitales y al uso adecuado de la Inteligencia artificial.

Como Sociedad, debemos hacer énfasis en que, si bien se requiere adaptarnos y aprovechar al máximo todos los avances disponibles, tenemos el compromiso con las nuevas generaciones de crear conciencia y fomentar la formación de ingenieros con criterio técnico riguroso y ética profesional sólida a la altura de nuestra especialidad y nuestro país.

Los invitamos cordialmente a realizar el análisis retrospectivo de este primer cuarto de siglo. Sin duda, llegarán a conclusiones interesantes y con mucho valor de cara a las exigencias del futuro.

En nombre de la mesa directiva 2025-2026 les deseamos a todos los integrantes de nuestra Sociedad muy felices fiestas y un 2026 pleno de prosperidad.

M.I. Daniel Martínez Oviedo Tesorero de la mesa directiva 2025-2026

Síguenos en @smiggeotecnia Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica inggeotec

Geotecnia, año 15, núm. 278, diciembre 2025 - febrero 2026, es una publicación trimestral editada por la Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica, A. C. Valle de Bravo 19, colonia Vergel de Coyoacán, alcaldía Tlalpan, CP 14340, teléfono (55) 5677 3730 · www.smig.org.mx. Editor responsable: Carlos Roberto Torres Álvarez. Reserva de Derechos al Uso Exclusivo núm. 04-2017-060819470900-102. ISSN: 2594-1542, ambos otorgados por el Instituto Nacional de Derecho de Autor. Licitud de título y contenido 17156, otorgado por la Comisión Calificadora de Publicaciones y Revistas Ilustradas de la Secretaría de Gobernación. Impresa por Copiasgráficas S.A. de C.V, Tochtli 136, Pedregal de Santo Domingo, Coyoacán, CDMX, México. Este número se terminó de imprimir el 28 de noviembre de 2025, con un tiraje de 120 ejemplares.

Los artículos firmados son responsabilidad de los autores y no reflejan necesariamente la opinión de la SMIG. Los textos publicados, no así los materiales gráficos, pueden reproducirse total o parcialmente siempre y cuando se cite la revista Geotecnia como fuente.

Costo de recuperación $70, números atrasados $79. Suscripción anual $210. Los socios de la SMIG la reciben en forma gratuita.

CONVOCATORIA Geotecnia está abierta a las colaboraciones de los profesionales vinculados a la especialidad. De igual forma se invita a presentar artículos que permitan inaugurar una nueva sección en la que se haga prospectiva o se aborden casos insólitos en el ejercicio de la especialidad.

Para proponer trabajos debe escribir a norma@xantus.com.mx y será informado de los requisitos para el envío de materiales. Los textos se pondrán a consideración del Consejo Editorial para su publicación.

Contenido CON… 3 CONVERSANDO «No cambiaría nada en estos 30 años. Estoy muy, muy feliz con lo que hago y no querría dedicarme a otra cosa».

Chaido Doulala-Rigby

8 SEMBLANZA Juan Manuel Pestana TÉCNICO 10 ARTÍCULO Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes.

Agustín Demeneghi Colina

E INNOVACIÓN 20 TECNOLOGÍA Enfoques basados en aprendizaje automático para predecir asentamientos de cimentaciones en suelos licuables con o sin densificación del terreno.

Yu-Wei Hwang Shideh Dashti

Dirección General Miguel Ángel Mánica Malcom

35 CALENDARIO TÉCNICA 36 NOTA Análisis paramétrico de la influencia

del número de pilotes de control en el comportamiento de un cajón de cimentación mediante modelos tridimensionales de elementos finitos.

Rúben Domínguez Alfaro Gabriel Auvinet Guichard Norma Patricia López Acosta

INFORMATIVA 40 NOTA Megasismo en la península de

Kamchatka (Rusia) el 29 de julio de 2025.

Eduardo Botero Jaramillo Luis Osorio Flores

44 RESEÑAS - Tesis 44 NOTICIAS

E INNOVACIÓN 30 TECNOLOGÍA Portada

Dirección Ejecutiva Natalia del Pilar Parra Piedrahita

Consejo Editorial Juan de Dios Alemán Velásquez Gabriel Yves Armand Auvinet Guichard Roberto Avelar Cajiga Jorge E. Castilla Camacho Yoleida del Valle Suárez Arellano Francisco Alonso Flores López Moisés Juárez Camarena Germán López Rincón Raúl López Roldán Miguel Ángel Mánica Malcom Daniel Martínez Oviedo Héctor Moreno Alfaro Rodrigo Murillo Fernández Ricardo Enrique Ortiz Hermosillo Alexandra Ossa López Walter Iván Paniagua Zavala Margarita Puebla Cadena Luis Bernardo Rodríguez González Juan Jacobo Schmitter M. del C. Carlos Roberto Torres Álvarez Carlos Omar Vargas Moreno

Comercialización Brenda Aguilar Silis

Pilote Hincado de Concreto Reinyectado por el Fuste (PHHRF).

Pablo Ruiz-Terán César Sagaseta Millán José Luis Arcos Álvarez Carlos Cano Barreiro Rafael Gil Lablanca

Edición y Diseño

XANTUS, comunicación y diseño

www.xantus.com.mx

PORTADA: Sección longitudinal y transversal del PHHRF (Ruiz-Terán, 2016).

IMÁGENES: PABLO RUIZ-TERÁN Y COLABORADORES.

Impresión

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Chaido Doulala-Rigby Chief Civil Engineer de Tensar International Chair de la Asociación Geotécnica Británica (British Geotechnical Association, BGA)

«No cambiaría nada en estos 30 años. Estoy muy, muy feliz con lo que hago y no querría dedicarme a otra cosa».

E

sto lo asevera, Chaido Doulala-Rigby, nativa de Grecia y a quien la gente conoce como Yuli. Es Chief Civil Engineer de Tensar International y Chair de la Asociación Geotécnica Británica (British Geotechnical Association, BGA), así como miembro del Board de la Sociedad Internacional de Mecánica de Suelos e Ingeniería Geotécnica (ISSMGE).

«Mi padre me dijo que tal vez no era una buena carrera para una mujer, pero yo le respondí que quería intentarlo porque me gustaban mucho las materias, el ambiente, los laboratorios. Teníamos mecánica de suelos, pruebas de concreto, y todo eso me apasionaba».

Su elección profesional nació por accidente y hoy la vive con pasión Con explosiva sinceridad Yuli expresa cómo eligió su carrera: «Llegué a la ingeniería civil por accidente… un feliz accidente, sí. Como muchos adolescentes, cuando llega el momento de elegir, no sabes qué escoger. En mi caso, simplemente competí con mi hermano. Él eligió materias STEM (ciencia, tecnología, ingeniería y matemáticas). Estudió física, química y matemáticas, y yo tomé las mismas asignaturas. Luego pasé por el sistema, los exámenes en Grecia, y terminé entrando en Ingeniería de Infraestructuras».

«Mi padre me dijo que tal vez no era una buena carrera para una mujer, pero yo le respondí que quería intentarlo porque me gustaban mucho las materias, el ambiente, los laboratorios. Teníamos mecánica de suelos, pruebas de concreto, y todo eso me apasionaba».

Doulala-Rigby (Yuli) en una obra de muros de terraplén de tierra reforzada para carreteras, en Fujairah, Emiratos Árabes Unidos.

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Chaido Doulala Rigby

Luego de obtener el título como ingeniera civil surgió la oportunidad de una beca y fue a Inglaterra, donde cursó una maestría en Mecánica de Rocas e Ingeniería de Cimentaciones en la Universidad de Newcastle upon Tyne. «Fue casi por casualidad que entré en la ingeniería geotécnica, porque conocí a otros estudiantes que me dijeron que era un buen máster y que las materias eran muy interesantes».

Desempeño profesional y los proyectos icónicos: Londres, Hong Kong y Medio Oriente Al finalizar sus estudios, en 1994, Doulala-Rigby fue contratada como ingeniera de monitoreo en la ampliación del túnel de la línea Jubilee, del Metro de Londres, su primer proyecto icónico.

«Creo que la mayoría de los ingenieros geotécnicos en el mundo conocían ese proyecto. Las condiciones eran muy complicadas. Además, trabajábamos justo al lado del Big Ben, y uno de nuestros mayores dolores de cabeza era mantener el Big Ben recto, porque cada vez que pasaba el túnel, la torre se inclinaba, y teníamos que inyectar lechada para volver a enderezarla.

Era un trabajo de monitoreo constante, verificando que lo que habíamos diseñado realmente se ejecutara en obra».

No puede ocultar la trascendencia que tuvo para ella esa primera experiencia y confiesa: «Fue la primera vez que comprendí realmente lo que significaba ser ingeniera geotécnica y lo increíble de esta profesión. ¡Era fascinante!».

Después fue a Hong Kong. Así narra esa experiencia: «Encontré un anuncio solicitando ingenieros geotécnicos en Hong Kong. Mi esposo también es geólogo, así que fuimos juntos. Para mí, Hong Kong es un paraíso de la geotecnia, porque todo lo que se hace implica cortar montañas para abrir espacio a nuevos edificios, excavar túneles y cruces bajo el mar, o ganar terreno al mar porque la tierra es muy limitada y valiosa.

Fue una experiencia fantástica».

Después de diez años en Hong Kong, Yuli, su esposo y sus dos hijos, ambos nacidos en Hong Kong, regresaron a Inglaterra y ella se unió a la empresa Tensar.

Su proyecto más destacado le esperaba en Oriente Medio: «Se trataba de un muro de contención de 60 metros de altura para una nueva autopista.

Construimos terraplenes masivos con tierra

«Creo que la mayoría de los ingenieros geotécnicos en el mundo conocían ese proyecto. Las condiciones eran muy complicadas.

Además, trabajábamos justo al lado del Big Ben, y uno de nuestros mayores dolores de cabeza era mantener el Big Ben recto, porque cada vez que pasaba el túnel, la torre se inclinaba, y teníamos que inyectar lechada para volver a enderezarla. Era un trabajo de monitoreo constante, verificando que lo que habíamos diseñado realmente se ejecutara en obra».

compactada reforzada con geomallas. La base del terraplén tenía 350 metros de ancho. En aquel entonces, en 2010, eran los muros más altos del mundo construidos con esta tecnología, básicamente con plástico. Fui la directora de diseño del proyecto.

Fue una introducción increíble a la práctica geotécnica a gran escala. He trabajado con Tensar desde entonces, casi 20 años, y todavía me encanta».

Ella es contundente cuando hace una retrospectiva: «No cambiaría nada de estos 30 años.

Estoy muy, muy feliz con lo que hago y no querría dedicarme a otra cosa».

Conciliación entre maternidad y desempeño profesional Con principios diáfanos sobre la esencia femenina maternal y su actividad profesional deja muy claro: «Soy un ejemplo viviente de que una mujer puede tener una carrera y también una familia.

Una mujer puede embarazarse, dar a luz y luego regresar a trabajar, porque nuestras mentes son necesarias en el trabajo. Encontramos la manera de organizarnos: equilibramos el cuidado de los hijos y la profesión, y los niños crecen sabiendo que no deben esperar todo únicamente de la madre. Eso, de hecho, es positivo para ellos porque se vuelven más independientes. A las chicas siempre les digo: Sí se puede. Todo es un estado mental. Puedes ser ingeniera y también madre y esposa».

Yuli señala datos para comprender los retos de las mujeres en la geotecnia: «En este momento, en el Reino Unido solo el 23 % de los ingenieros geotécnicos son mujeres, y la información fidedigna que se me ha dado es que en México es de 30 % y el porcentaje está creciendo. Pero este no es un dato muy conocido».

Reto para presentar una imagen real de la ingeniería: las instituciones escolares y las redes sociales Su perspectiva de cómo se percibe hoy la imagen del ingeniero civil es un reto para la acción educativa urgente desde varios frentes: «Existe una diferencia entre la realidad y la percepción: la realidad no se conoce. Si vas a una escuela y hablas con los niños, y les pides que cierren los ojos e imaginen a un ingeniero o un ingeniero civil, la mayoría pensará en un hombre con

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casco, overol y lleno de lodo. Esa es la percepción, pero es una percepción equivocada.

Tenemos que crear la imagen real del ingeniero y contarles a los niños lo que hacen estos profesionales. Porque cuando llegan a la secundaria o preparatoria muchos aún no saben qué quieren estudiar.

Creo que la manera de cambiar esa percepción es a través de las redes sociales, mostrando ejemplos reales de mujeres que han tenido éxito en esta industria. Y todavía más: pienso que debemos empezar a hacer este trabajo de sensibilización desde la primaria —si lo dejamos hasta la preparatoria, ya es demasiado tarde. debemos decirles claramente a los niños lo que hacemos los ingenieros: que somos héroes.

Aún tenemos mucho trabajo por hacer, pero también hay muchísimas mujeres que ya son exitosas en esta profesión. Nuestro deber es hablar de ello, difundirlo, y las redes sociales deben ayudarnos a correr la voz, empezando desde la primaria.

No sé cómo funciona en México, qué tipo de programas de acercamiento tienen, pero en el Reino Unido hay gran actividad: muchos ingenieros van a las escuelas y hablan con los niños, y creo que está funcionando.

Es importante dejarles claro que si un ingeniero no hace su trabajo, el mundo no funciona.

Y quizá, si lo supieran, muchos dirían: “Quiero ser ingeniero o ingeniera porque quiero hacer de este planeta un lugar mejor para vivir”».

Diversidad en la ingeniería Yuli se pasea por la diversidad cultural y la caracteriza como portadora de múltiples beneficios: inclusión de culturas, géneros, razas y creencias. Es algo que caracteriza al mundo actual y lo resalta como una posibilidad de multiplicar los beneficios en la solución de los problemas técnicos y humanos: «Pensemos en Estados Unidos: allí los ingenieros no son únicamente de ese país, sino que provienen de todas partes del mundo —de México, Grecia, India, China—. Esa mezcla aporta una manera diferente y fantástica de acercarse para solventar los problemas.

Los retos que debemos resolver los ingenieros encuentran así soluciones más innovadoras, y ese beneficio es inmenso: para la economía, para los valores sociales y para el planeta. Definitivamente, más ideas de personas de diversos orígenes generan resultados más inclusivos, y eso es bueno para todos».

Mostrando cómo el plástico puede ser bueno para el planeta, en STEM de Sandhurst 2019, evento desarrollado en jardines y escuelas primarias.

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Rol como presidenta de la BGA y sus proyectos La British Geotechnical Association (BGA) es una organización clave en el campo de la geotecnia en el Reino Unido y, por extensión, en el ámbito profesional y social de la disciplina a nivel internacional. Es de destacar que Yuli es la Chair (presidenta de mesa) de esta asociación.

Asume esta función como una responsabilidad muy importante de referencia profesional: «Quiero inspirar y ser un modelo para otras jóvenes ingenieras, mostrarles lo que se puede lograr y lo maravillosa que es una carrera en geotecnia. Llevo 30 años haciéndolo y aún amo mi trabajo. Levantarme cada mañana y sentirme feliz de ir a la oficina es un privilegio. Y después del COVID, nuestro trabajo se volvió mucho más flexible: ahora podemos trabajar desde cualquier lugar, diseñar desde cualquier sitio.

Deseo inspirar a más mujeres, especialmente a las más jóvenes que están considerando esta profesión, y darles confianza de que la ingeniería geotécnica es una gran carrera, una carrera muy valiosa.

Mi sueño es que llegue un día en que no tengamos que hablar de “mujeres ingenieras geotécnicas” o de “hombres ingenieros geotécnicos”, sino simplemente de “ingenieros geotécnicos”. Ese será el mejor día: cuando no haya que diferenciar.

Pero hasta que logremos un mayor equilibrio —en el Reino Unido, como mencioné, solo el 23 % somos mujeres— debemos seguir hablando de este tema, para crear conciencia y eliminar la percepción errónea de que la ingeniería, y en particular la geotecnia, es solo para hombres.

No lo es: es para hombres y mujeres por igual».

«Mi sueño es que llegue un día en que no tengamos que hablar de “mujeres ingenieras geotécnicas” o de “hombres ingenieros geotécnicos”, sino simplemente de “ingenieros geotécnicos”. Ese será el mejor día: cuando no haya que diferenciar».

ingenieros. Necesitan esforzarse para escribir el artículo, y luego cubrimos los costos para que puedan viajar a Canadá, Australia, China, México —a cualquier lugar— para presentar su investigación. De esta manera, esperamos que también se enamoren de nuestra profesión».

En esta misma línea de apoyar a los ingenieros jóvenes está en ciernes el crear un evento en el Reino Unido que celebre e inspire a más mujeres en la geotecnia, porque actualmente no existe nada similar. También Yuli se ha planteado como objetivo fortalecer los vínculos con otras sociedades internacionales. «Tengo, por ejemplo, la idea de colaborar con la Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica. Yo me considero una ingeniera global: puedo estar en México y estar diseñando un proyecto en India o en Australia; ya no hay fronteras. Podemos organizar webinars juntos, porque lo que ustedes hacen en México es increíble. Sus suelos son muy complejos y retadores, tienen muchísimo que compartir con el mundo. México es un país grande y con experiencias valiosas que deben ser conocidas más allá de sus fronteras.

También quiero seguir conectándome con otras sociedades internacionales. Al final, formamos y educamos a muchísimos estudiantes de distintas partes del mundo que vienen a las universidades británicas por su prestigio. Tenemos que mantener esos lazos.

Así que, en resumen, mis objetivos principales son: apoyar a estudiantes y jóvenes ingenieros, promover mayor visibilidad para las mujeres en la geotecnia y fortalecer las conexiones internacionales».

En las relaciones internacionales, una opción destacada: América Latina

Metas dentro de la Asociación Por otra parte, como Chair de la BGA se ha planteado el desarrollo de proyectos para apoyar a los ingenieros jóvenes y a los estudiantes, porque son ellos el futuro de la profesión. Refiere como caso concreto el Knowledge Support Fund, destacando: «Con este fondo, brindamos apoyo financiero a estudiantes e ingenieros en sus inicios de carrera, incentivándolos a escribir artículos y viajar para presentar su trabajo en congresos internacionales. A las generaciones más jóvenes —Generación Z, millenials— les encanta viajar para ver qué sucede en el mundo y este fondo les permite hacerlo, mientras se desarrollan como

Enfatiza Yuli en la promoción de relaciones internacionales desde la BGA y recalca su interés en Latinoamérica: «Creo que hay un gran potencial de colaboración con las sociedades geotécnicas de América Latina. Personalmente, ya he estado en Perú, Colombia y Chile, y tengo conexiones en la región. Yo apenas comencé mi gestión en junio, y justo ahora en verano mucha gente está de vacaciones, pero una de mis prioridades será impulsar estos intercambios virtuales.

La idea es grabar las charlas y dejarlas disponibles para estudiantes de distintas partes del mundo. En África, por ejemplo, hay ingenieros geotécnicos que no tienen recursos para viajar,

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pero que quieren aprender lo que se hace en otros lugares. Tenemos la responsabilidad de apoyarles posibilitando su acceso al conocimiento, y con la tecnología actual podemos hacerlo, de forma virtual».

Hagan networking y conéctense con personas que inspiren Desde su experiencia y su responsabilidad institucional y empresarial, envía un mensaje relevante a las nuevas generaciones: «Mi consejo para los jóvenes ingenieros es que asistan a eventos, ya sea en línea o, preferiblemente, en persona. Muchos estudiantes son “hijos de la pandemia” y tienen dificultades para comunicarse cara a cara, por eso es muy importante que participen en eventos presenciales, hagan networking, conozcan gente y se conecten con personas que los inspiren. También deben buscar mentores, alguien con quien hablar sobre su carrera y pedir cualquier tipo de consejo.

«No tengan miedo de los retos y tampoco de cometer errores, porque forman parte del crecimiento y son esperables a medida que avanzas en tu vida profesional».

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Una vez que comiencen a trabajar, deben retarse a sí mismos: siempre ofrézcanse como voluntarios para asumir desafíos más allá de su zona de confort. No tengan miedo de los retos y tampoco de cometer errores, porque forman parte del crecimiento y son esperables a medida que avanzas en tu vida profesional.

Deben de mantener el enfoque en el destino: llegar a ser ingenieros geotécnicos plenamente cualificados. Y especialmente para las chicas, que pueden encontrar muchos obstáculos en el camino; es importante sobreponerse a lo que yo llamo “los no creyentes”».

Me gusta citar una frase de Churchill, ex primer ministro británico: “Nunca llegarás a tu destino si te detienes a tirar piedras a cada perro que ladra”. En otras palabras: cierren los oídos, mantengan el enfoque, concéntrense en el destino y no en los obstáculos».

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Compacta, potente y versátil: la nueva era del7pilotaje comienza

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SEMBLANZA

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Experto en modelado numérico para técnicas de mejoramiento del suelo y limitación de deformaciones bajo acción sísmica: Juan Manuel Pestana Juan Manuel Pestana falleció el pasado 16 de septiembre de 2025, en Lexington, Massachusetts.

Egresó como Ingeniero Civil de la Universidad Católica Andrés Bello, en Caracas, Venezuela. Su maestría y doctorado, en ingeniería geotécnica, los realizó en el Instituto Tecnológico de Massachusetts (MIT), en Cambridge, Massachusetts.

I

nició su carrera laborando para las empresas CALTEC y GEODEC en Caracas, Venezuela. Posteriormente se desempeñó como consultor independiente. En 1999 fue investigador invitado en el Instituto Noruego de Geotecnia (NGI), en Oslo. Entre 2004 y 2005 estuvo a cargo de la Fundación Nacional de Ciencia en Arlington, Virginia. De 2007 a 2008 fue asociado principal y líder de proyecto de la empresa ARUP en San Francisco, California. Entre 2013 y 2016 fue presidente y CEO de la compañía Advanced Geomechanical Modeling. Desde 2016 y hasta su deceso ocupó el cargo de senior principal de la empresa Geosyntec Consultants, en Acton, Massachusetts, donde supervisaba los análisis numéricos y validaba modelos para el desarrollo de proyectos geotécnicos de alto impacto.

En el área de la docencia, Juan Pestana fue profesor asistente en la Universidad Católica Andrés Bello y profesor en la Universidad de California (UC), en Berkeley. De esta última fue profesor emérito. Actuó como tutor en más de 20 tesis de maestría y doctorado enfocadas a la caracterización y modelado del comportamiento complejo de los suelos. Participó como instructor en más de 45 cursos cortos profesionales en todo el mundo, en las áreas de modelado geomecánico, geotecnia e ingeniería geotécnica sísmica. Desde 2021, y hasta su fallecimiento, fue profesor de la Universidad de Tufts, en Medford, Massachusetts.

Participó como instructor en más de 45 cursos cortos profesionales en todo el mundo, en las áreas de modelado geomecánico, geotecnia e ingeniería geotécnica sísmica.

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Juan Manuel Pestana

Es autor o coautor de más de 150 publicaciones de investigación en las áreas de caracterización del suelo, modelos constitutivos, análisis de la respuesta sísmica, interacción suelo-estructura para sistemas de cimentaciones profundas, modelado numérico de estructuras de contención, diques, presas y mejoramiento de suelos. Publicó, junto con investigadores del Instituto de Ingeniería de la Universidad Nacional Autónoma de México (UNAM), un reporte sobre los aspectos geotécnicos del sismo de Tehuacán-México en 1999.

Dentro de la práctica profesional, Pestana desarrolló análisis numéricos en 2D y 3D para el comportamiento de diques y presas. Formaba parte del consejo asesor de expertos para los diques de la costa este en el Lago de Maracaibo, Venezuela. Junto con los profesores Boulanger (UC-Davis) y Wright (UT-Austin), creó procedimientos para determinar las condiciones de seguridad del programa de protección de diques en California. Dirigió el equipo de la UC-Berkeley que realizó evaluaciones numéricas del desempeño de los diques en Nueva Orleans después del huracán Katrina.

Adicionalmente, fue consultor durante más de 20 años para varias subsidiarias de Petróleos de Venezuela (PDVSA).

Desarrolló investigaciones y servicios de consultoría sobre la estabilidad de taludes submarinos ante sismo para el Instituto Geotécnico Noruego (NGI) y desempeñó actividades relacionadas con la exploración geotécnica marina para el proyecto del Parque Eólico Marino en Nueva Jersey, a bordo del buque MV Commander.

El profesor Juan Pestana estudió con detalle las técnicas de mejoramiento de suelos del Deep Soil Mixing (DSM) y el Cement Deep Soil Mixing (CDSM) para la estabilidad y mitigación de asentamientos excesivos en suelos blandos y en suelos propensos a la licuación. También desarrolló análisis numéricos de interacción suelo-estructura para sistemas de cimentaciones profundas y estructuras subterráneas.

En el área sísmica elaboró programas para el uso de columnas de grava y drenes verticales para mitigación de licuación y control de suelos blandos. Fue un experto en modelado numérico para técnicas de mejoramiento del suelo, estabilidad y mitigación de asentamientos y limitación de las deformaciones de suelos bajo acción sísmica. Involucró el modelado numérico para estudiar el comportamiento de estructuras de contención para residuos de combustión de carbón (CCR).

Realizó consultorías para diferentes empresas, dependencias e instituciones, entre ellas el San Francisco Building Department, la Corporación URS en California, Fugro West, el Instituto Noruego de Geotecnia y Geotechnics America.

En el ámbito gremial, Juan Pestana fue Fellow de la American Society of Civil Engineers (ASCE) y miembro del GeoInstitute (GI) y de los Comités Técnicos de Soil Properties and Modeling y el de Soil Dynamics. Se desempeñó como miembro del Earthquake Engineering Research Institute (EERI), de la International Society of Soil Mechanics and Geotechnical Engineering (ISSMGE), de la United States Society on Dams (USSD) y del Deep Foundation Institute (DFI).

SEMBLANZA

Dirigió la revisión de diversas revistas técnicas, entre otras, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering (ASCE), International Journal of Geomechanics (ASCE) y Earthquake Spectra. También fue revisor en diversos congresos internacionales.

Por sus valiosas contribuciones y desempeño recibió premios y reconocimientos, entre los que destacan Premio al Desarrollo Profesional Arthur Casagrande (1998), Reconocimiento del Consejo de Investigación del Instituto Noruego de Geotecnia (1999), Premio de Investigación en Ingeniería Civil, Walter L. Huber de la ASCE (2003), Premio a la Investigación Shamsher Prakash (2004), Premio al Profesor Distinguido de la Universidad de California en Berkeley (2010) —el de mayor prestigio que se otorga en Berkeley—, Conferencista Distinguido en GeoEngineering, en Berkeley (2018), Diplomado en Ingeniería Geotécnica y nombramiento como Fellow de la American Society of Civil Engineers (2020).

Fue invitado por distinguidas sociedades e instituciones internacionales a presentar conferencias magistrales, entre ellas las Sociedades Geotécnicas de Paraguay, Lima, Canadá, Perú, Colombia, Venezuela y en Universidades de la Unión Americana, así como en Barcelona (España), Padua (Italia), Bangkok (Tailandia) y en México (Universidad Autónoma Metropolitana, Universidad Nacional Autónoma de México y Benemérita Universidad Autónoma de Puebla).

Por su destacada trayectoria profesional, en 2024, la Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica (SMIG) lo invitó a impartir la Séptima Conferencia «Leonardo Zeevaert Wiechers», titulada Comportamiento cíclico del suelo bajo cargas sísmicas multidireccionales, en el marco de la XXXII Reunión Nacional de Ingeniería Geotécnica, en la Ciudad de México.

Semblanza escrita por el Dr. Raúl Aguilar Becerril.

Imagen: The Mercury News.

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ARTÍCULO TÉCNICO

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Agustín Demeneghi Colina Facultad de Ingeniería Universidad Nacional Autónoma de México

Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes En este artículo se exponen procedimientos para calcular la deformación de un suelo friccionante. Se presenta, además, la deducción de una ecuación constitutiva que refleja el comportamiento de un material friccionante, utilizada para el cálculo de la compresión de un estrato de terreno granular. Al final del artículo se incluye un ejemplo de cálculo del asentamiento de un cimiento apoyado sobre un depósito de este tipo de terreno.

INTRODUCCIÓN Consideremos un elemento de suelo dentro de un depósito por el cual cuando el nivel del esfuerzo desviador en campo de terreno friccionante. Dos de los factores más importantes es bajo, la deformación del terreno es relativamente pequeque influyen en la rigidez de dicho elemento son su compa- ña. Esta condición también la consideramos en este artículo. cidad y la presión de confinamiento a la que está sometido.

En los siguientes incisos se desarrollan los puntos señalaRespecto a la compacidad, debido a la dificultad y al alto dos en los párrafos anteriores, y al final del artículo se precosto de tomar muestras inalteradas del terreno, dicha com- senta un ejemplo de cálculo del asentamiento de un cimiento pacidad se estima mediante correlaciones con resultados de sobre un depósito de suelo friccionante. ensayes de campo, como la prueba de penetración estándar (SPT), el cono holandés, la velocidad de la onda de cortante DEFORMACIÓN DE UN ESTRATO DE SUELO u otros procedimientos.

Consideremos que se requiere calcular la deformación del Por otra parte, la rigidez de un suelo friccionante aumen- estrato de suelo friccionante de la figura 1, ocasionado por la ta con la presión de confinamiento. Esta presión es la suma aplicación de una carga uniformemente repartida q. Suponede la debida a peso propio más el esfuerzo de confinamien- mos que dicha carga se aplica sobre un cimiento totalmente to ocasionado por la obra de ingeniería. Un fenómeno que flexible. es importante tomar en cuenta consiste en que la presión que produce la obra varía gradualmente, iniciando en cero al principio de la construcción y terminando con el máximo incremento de esfuerzo al finalizar dicha obra. Así que, para valuar la rigidez de un elemento de suelo es necesario tener en cuenta una variación gradual de la presión isótropa. En este artículo presentamos una ecuación constitutiva que toma en cuenta dicho cambio paulatino en el esfuerzo de confinamiento.

Otro factor adicional que influye en la deformación del suelo es el hecho de que la curva esfuerzo desviador-deformación unitaria es no lineal, motivo Figura 1. Estrato de suelo friccionante.

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Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes

ARTÍCULO TÉCNICO

Para calcular la deformación vertical Δδz del estrato usamos la ley de Hooke 1 εz= E [σz-ν (σx+σy )] scp

(1)

O bien ∆z ∆δz= E o [σz-ν (σx+ σy )] scp

(2)

Los incrementos de esfuerzo σz, σx y σy de la expresión 2 se calculan a la mitad del estrato con las fórmulas del anexo 1.

Para hallar el módulo E scp podemos llevar a cabo una prueba de compresión triaxial en un espécimen de suelo, como se indica en la figura 2. La pendiente de la curva esfuerzo desviador-deformación unitaria es el módulo de deformación del suelo (figura 3). No obstante, notamos que dicha curva es no lineal, de concavidad hacia abajo, por lo que debemos elegir un módulo secante, al cual denominamos EsL (figura 3).

En la figura 3. σ EsL= dL (3) εL donde σdL= a (σ1- σ3 )max

(4)

Si a continuación incrementamos el esfuerzo confinante σ3, y repetimos la prueba, el módulo EsL se acrecienta, como se indica en la figura 4 (el módulo EsLo se manifiesta cuando el suelo friccionante tiene cierta cementación).

Por otra parte, el módulo de deformación en el campo, al cual denominamos Escp,no es necesariamente igual a EsL, debido justamente a la no linealidad de la curva esfuerzo desviador-deformación unitaria (figura 5). Es decir, Escp depende del nivel del esfuerzo desviador en el campo σ dcp, como se ilustra en la figura 5.

Suponiendo que la curva esfuerzo-deformación unitaria es una parábola (Demeneghi, 2020), el módulo Escp vale, para σdcp < σdL. Escp= EsL

σdcp σdL

1- n1

Figura 4. Variación del módulo EsL con la presión de confinamiento σ3.

(6)

En la práctica 0.4 ≤ n ≤ 0.7, dependiendo del tipo de suelo friccionante.

Por lo anterior, la deformación de un estrato de suelo friccionante de espesor Δzo (figura 1) se obtiene con la expresión ∆δz=

∆zo [σ - ν (σx+σy )] Escp z

Escp se calcula con las ecuaciones 5 o 6.

Figura 3. Módulo de deformación del suelo EsL.

(5)

Para σdcp ≥ σdL podemos tomar Escp = EsL

Figura 2. Prueba de compresión triaxial.

(7)

Como es difícil y costoso tomar muestras inalteradas de los terrenos granulares, para estimar EsL tenemos que recurrir a correlaciones con resultados de pruebas de campo, como la penetración estándar (SPT) o el cono holandés (CPT).

Una forma aproximada de considerar el fenómeno del incremento del módulo de deformación EsL con el confinamiento consiste en el empleo de la fórmula de Janbu (1963; citado por Duncan y Chang, 1970), que establece que EsL está dado por (ecuación de una parábola).

Núm. 278 Diciembre 2025 - Febrero 2026

11

ARTÍCULO TÉCNICO

EsL = EsLo+ Kpa

Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes

σ3 pa

m

(8)

Tabla 1. Propiedades de deformación en suelos friccionantes. Fórmula de Janbu.

donde EsLo = módulo de deformación para un confinamiento efectivo igual a cero K = coeficiente que depende de la compacidad del suelo m = exponente que es función de la compacidad del suelo pa = presión atmosférica = 101.3 kPa = 10.3 t/m2 σ3 = presión media de confinamiento

Normalmente Precargado cargado

Las magnitudes de K y m se muestran en la tabla 1.

O bien, en for ma aprox imada, se pueden emplear las siguientes expresiones

Dr

Estado

N*

qc

m

K

kg/cm

2

Muy suelto

≤ 0.2

≤4

≤ 20

0.65

≤ 90

≤ 270

Suelto

0.2-0.4

4-10

20-40

0.65-0.62

90-208

270-624

Medianamente compacto

0.4-0.6

10-30 40-120

0.62-0.58

208-553

624-1659

Compacto

0.6-0.8

30-50 120-400

0.58-0.55

553-900

1659-2700

Muy compacto

≥ 0.8

≥ 50

0.55

≥ 900

≥ 2700

≥ 400

Dr = compacidad relativa N* = número de golpes en la prueba de penetración estándar qc = resistencia en la punta del cono holandés

m = 5×10 -5 (N *)2 -0.0047 N *+ 0.6719

(9)

Arena normalmente cargada K=0.00216(N *)3 - 0.1907(N *)2 + 22.053N *+ 4.4347

(10)

Arena precargada K=0.00648(N *)3 - 0.5721(N *)2 + 66.159N * + 13.3041

(11)

4 ≤ N *≤ 50 El esfuerzo de confinamiento σ3 de la fórmula 8 se halla usando un promedio entre σ3o (presión de confinamiento inicial debida a peso propio) y σ3f (presión de confinamiento final debida a peso propio más el incremento de esfuerzo isótropo ocasionado por la obra de ingeniería), como se ilustra en la figura 6.

Figura 5. Módulos EsL y Escp.

σz+σx+σy (12) σ3f = σ3o + Δσ3= σ3o+ 3 σ +σ σ +σ +σ σ3 = 3o 3f = σ3o+ z x y (13) 2 6 Conociendo σ3, empleamos la fórmula de Janbu para calcular ESl (ecuación 8). El módulo de campo Escp lo obtenemos con la ecuación 5, para lo cual se requiere conocer σdL y σdcp, que se hallan, en forma aproximada, con las siguientes expresiones: sen ϕ c cos ϕ σdL=2a σ + (14) 1-sen ϕ 3cp 1-sen ϕ c = cohesión del suelo ϕ = ángulo de fricción interna del suelo 0.4 ≤ a ≤ 0.7

Figura 6. Presión de confinamiento promedio σ3.

σ3cp=esfuerzo de confinamiento en el campo = σ3= σ3o +

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12

(15)

Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes

σdcp= esfuerzo desviador en el campo=σz -

x

ARTÍCULO TÉCNICO

(16)

Cabe destacar que en ocasiones la diferencia entre σ3o y σ3f es grande (en el ejemplo que se presenta en las siguientes páginas, en el estrato 1: σ3o = 7.97 kPa y σ3f =126.22 kPa), motivo por el cual tomar un valor promedio resulta poco recomendable.

En este caso conviene considerar una variación gradual de la presión de confinamiento, método que se presenta en los siguientes párrafos, con la deducción de una ecuación constitutiva.

ECUACIÓN CONSTITUTIVA DE LA DEFORMACIÓN DE UN SUELO FRICCIONANTE Consideremos que se necesita calcular la deformación del estrato de suelo friccionante de la figura 1, ocasionado por la aplicación de la carga uniformemente repartida q.

Examinemos el estado de esfuerzo en un elemento de suelo situado a la mitad del estrato (figura 1). Sobre dicho elemento actúa una presión de confinamiento debida al peso propio del terreno. Adicionalmente, la carga repartida produce incrementos de esfuerzo σz, σx y σy sobre el espécimen (figura 7).

Demos ahora incrementos diferenciales de esfuerzo dσz, dσy y dσx (figura 7) y obtengamos la deformación del elemento ocasionado por estos incrementos diferenciales de esfuerzo.

La diferencial de la deformación unitaria vertical es (Demeneghi, 2022):

dεz=

1 [dσz - ν (dσx+dσy )] A pa σ3o+

σz+σx+σy 3 pa

Figura 7. Estado de esfuerzo en el elemento.

Ley de Hooke

s

Confinamiento

(17)

Figura 8. Deformación del elemento de suelo.

(pa = presión atmosférica = 101.3 kPa = 10.3 t/m2) En la ecuación 17 vemos que la deformación es directamente proporcional a los incrementos de esfuerzo dσz, dσy y dσx e inversamente proporcional a la presión de confinamiento debida a peso propio y al incremento de presión de confinamiento por la aplicación de la carga repartida q, que es lo que justamente ocurre en la naturaleza.

La deformación dεz la definimos en mecánica de suelos de la siguiente forma (figura 8) dεz= –

dw h

(18)

h = ho + w, dh = dho + dw, dh = dw dh (19) dεz= – h

Reemplazamos en la ecuación 17 dσz - ν (dσx+dσy )

pa dh 1 =– s h A 1

σ3o+ (σz+σx+σy ) 3 pa

(20)

Pongamos los incrementos de esfuerzo anteriores en función del esfuerzo vertical σz. [dσz-υ(dσx+dσy )] = dσz 1-υ

dσx dσy + = dσz[1-υ (a1+a2)]=fdσz dσz dσz

donde

dσx σx a1= dσ = constante σ z z dσy a2= dσ z

σy σz = constante

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ARTÍCULO TÉCNICO

Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes

σx+σy

f=1 – υ (a1+a2 )=1 – υ σz (21) σ3o+ c=

σz+ σx+σy = σ3o+ cσz 3

1 1 1 1 + (a +a ) = + 3 3 1 2 3 3

σx+σy σz

(22)

La ecuación 20 queda f dσz dh =– 1-s h Ap (σ f adσz 3o+cσz )s dh =– 1-s h Apa (σ3o+cσz )s h σ f dσz dh =– 1-s (σ3o +cσz )s h f Apa σ 0 dσ dhh h z =– h h Apa1-s 0 (σ3o+cσz )s Integrando esta expresión arribamos a la siguiente ecuación: f

f

o

z

z

o

f [(σ3o+cσz )1–s – (σ3o )1–s ] wf ={exp {– } – 1} ho

1–s f [(σ3o+cσ(1– )1–ss)– cAp (σ3o a)1-s ] z wf ={exp {– } – 1} ho (1– s) cApa1-s

prototipos, en los cuales se ha medido el asentamiento de la cimentación, conociendo las características de la estructura (geometría y cargas) y la estratigrafía y compacidad del terreno de cimentación, encontramos las siguientes magnitudes promedio ALm Suelo normalmente cargado ALm = 14.69 (N*)1.125

(26)

Suelo precargado ALm = 44.07 (N*)1.125

(27)

Para tomar en cuenta la dispersión de los datos de campo se puede usar el concepto de predicción estadística, con el cual se obtiene un valor de la función (en este caso AL) a partir de la variable independiente (en este caso N*), para un cierto nivel de confianza α (Miller y Freund, 1965). Así, el módulo desfavorable se calcula en función del nivel de confianza α con AL = ALm C

(23)

Utilicemos la ecuación 23 para el cálculo de la deformación del estrato de la figura 1; denominemos Δwf a la deformación del estrato y Δzo a su espesor inicial. Consideremos que podemos hacer extensiva la fórmula 23, en forma aproximada, para todo el estrato. Entonces,

(28)

Donde C=exp[-0.784tα √1.00758+0.0152(lnN*-2.976)2]

(29)

El valor de Δwf dado por la ecuación 24 es siempre negativo, por lo que para tener una magnitud positiva de la deformación hacemos Δwf = - Δδz. La ecuación 24 queda

tα es una variable t de Student, cuyos valores en función de α se muestran en la tabla 2. Cabe aclarar que existe una probabilidad α de que el módulo AL del suelo sea menor que el valor dado por la ecuación 28.

Con el planteamiento anterior, la ingeniera o el ingeniero pueden elegir un nivel de confianza de acuerdo con su criterio. Para calcular el valor medio se usan las ecuaciones 26 o 27 (que corresponden a α = 50 %); para calcular un valor desfavorable se elige un nivel de confianza α y se obtiene AL con las ecuaciones 28 y 29. Este criterio se puede interpretar así: si empleo ALm obtengo el valor medio esperado del asentamiento: tengo una probabilidad de 50 % de que en

f [(σ3o+cσz )1–s – (σ3o )1–s ] ∆δz={1 – exp { – }} ∆zo (1– s) cApa1-s

Tabla 2. Variable aleatoria t de Student.

f [(σ3o+cσz )1–s – (σ3o )1–s ] ∆wf ={exp {– } – 1} ∆zo (1– s) cApa1-s

(24)

(25)

La ecuación 25 proporciona la deformación de un estrato de suelo friccionante de espesor Δzo, sometido a incrementos de esfuerzo σz, σy y σx (figura 1).

Cabe subrayar que en la ecuación 25 sólo intervienen dos propiedades del suelo: A y s; s toma en cuenta la disminución de la deformación con el aumento de la presión de confinamiento; en suelos granulares la magnitud de s es del orden de 0.5, s ≈ 0.5.

El módulo A de la expresión 25 mide la rigidez de la masa de suelo, que depende de la compacidad relativa del depósito. Para fines prácticos, podemos entonces usar el número de golpes de la prueba de penetración estándar (SPT) para estimar los valores de trabajo de este módulo en el campo, al cual denominamos A L. Tomando datos de más de 110

Nivel de Confianza, α

Núm. 278 Diciembre 2025 - Febrero 2026

tα

% 2.5

1.978

5

1.657

10

1.288

15

1.041

20

0.844

25

0.676

30

0.526

40

0.254

50

0

14

Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes

ARTÍCULO TÉCNICO

el campo se exceda el asentamiento estimado con ALm; si empleo AL con α = 30 % obtengo un asentamiento mayor y tengo una probabilidad de solo 30 % de que se exceda el hundimiento calculado.

Cabe destacar que en el medio ingenieril el valor del asentamiento permisible de un cimiento ya contiene, en general, un cierto factor de seguridad implícito, motivo por el cual no conviene usar una magnitud pequeña de α (resultaría demasiado conservador); en la práctica es, entonces, razonable emplear α = 30 % en la mayoría de los casos.

La deformación del estrato de suelo de espesor Δzo (figura 1) se obtiene con la ecuación 25, usando el valor del módulo Acp ∆δz={1 – exp { –

f [(σ3o+cσz )1–s – (σ3o )1–s ] }} ∆zo (1– s) cAcp pa1–s

donde Si σdcp/σdL < 1

Acp= AL

σdcp σdL

(30)

1 1– n

(31) Figura E1(a). Zapata aislada.

En la práctica 0.4 ≤ n ≤ 0.7, dependiendo del tipo de suelo friccionante Si σdcp/σdL ≥ 1, Acp = AL (32) AL se calcula con la ecuación 28. sen ϕ c cos ϕ σdL= 2a σ3cp + 1 – sen ϕ 1 – sen ϕ

(33)

c = cohesión del suelo ϕ = ángulo de fricción interna del suelo 0.4 ≤ a ≤ 0.7 σ +σ +σ σ3cp= σ3o+ z x y 6 σdcpo= σz –

(34)

σx+σy 2

(35)

Para verificar el grado de aplicación de la ecuación constitutiva (ecuación 30), tomamos tres casos de cimentaciones reales de Burland y Burbidge (1985). Aplicamos la expresión 30 con α = 50 % (valor medio; tα = 0), con los siguientes resultados: Caso

N

B m

1

7

1.2

2

18

13

3

45

1

L

D

q

δ calculado

δ medido

m

m

kPa

mm

mm

1.2

0.2

199

19

13

31.5

2.1

193

24

21

1

0.5

284

3.6

4.7

N = número de golpes de la prueba SPT, B = ancho del cimiento, L = largo del cimiento, D = profundidad de desplante, q = incremento neto de presión sobre el terreno de cimentación.

Figura E1(b). Zapata aislada.

Vemos que los asentamientos calculados son similares a los asentamientos medidos en los prototipos de campo.

Ejemplo Calcular el asentamiento de la zapata rectangular de concreto reforzado de la figura E1.

Columna de 35 por 40 cm. Zapata de 1.4 por 1.7 m; espesor losa zapata = 30 cm. Profundidad de desplante = 60 cm.

OCR = 1

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15

ARTÍCULO TÉCNICO

Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes

Solución ΣQ = 368 + 1.4(1.7)(0.3)(24) + 0.35(0.40) (0.4)(24) + [1.4)(1.7) – 0.35(0.4)](0.4) (16) ΣQ = 400.816 kN q = 400.816/1.4(1.7) = 168.41 kPa Para N ≤ 15 golpes, N* = N Para N > 15 golpes N*=15+ a(N–15) a Arena gruesa

1

Arena limosa, arriba del NAF

0.7 a 0.8

Arena limosa, abajo del NAF

0.5

Ko

ν= 1+Ko 1+2 Ko σ3o= pvo 3

Estrato

Prof sup

ΔZo

Prof inf

γ

Df

q

B

L

m

m

m

kN/m3

m

kPa

m

m

1

0

0.7

0.7

16

0.7

168.41

1.4

1.7

1'

0.7

0.3

1

16

0.7

168.41

1.4

1.7

2

1

0.4

1.4

18

0.7

168.41

1.4

1.7

3

1.4

0.5

1.9

17

0.7

168.41

1.4

1.7

Estrato

N

a

N*

(37)

(38)

1'

25

1

25

38.38

2

32

0.7

26.9

39.01

3

28

0.7

24.1

38.07

Ko

ν

pvo

σ3o

z

σz

σx

σy

kPa

kPa

m

kPa

kPa

kPa

5.6

1.867

0.3791

0.2749

13.6

7.971

0.15

167.48

92.84

94.42

0.3706

0.2704

19.6

11.375

0.50

146.10

35.71

29.94

0.3833

0.2771

27.45

16.165

0.95

99.17

7.86

4.34

K

m

EsL

n

Tabla E2. Fórmula de Janbu.

(39)

Nota: Para la determinación de los incrementos de esfuerzo σz, σx y σy suponemos una cimentación totalmente flexible. Para mayor precisión habría que considerar adicionalmente la rigidez de la cimentación. Cabe destacar que esta diferencia, en general, es pequeña en la práctica, cuando se trata de zapatas aisladas.

A continuación se presentan los cálculos del asentamiento de la zapata usando la fórmula de Janbu y la ecuación constitutiva.

σ3o

Δσ3

σ3f

σ3

kPa

kPa

kPa

kPa

7.97

118.25

126.22

67.09

N*

25

kPa 470.31

0.586

37428.82

0.5

26.9

11.38

70.58

81.96

46.67

501.70

0.582

32379.09

0.5

24.1

16.17

37.12

53.29

34.73

455.37

0.588

24588.53

0.5

a

Escp

Δδz

σ3cp

kPa

m

kPa

σdL

σdcp

kPa

kPa

σdcp/σdL

77954.95

0.00045

67.09

0.7

153.82

73.85

0.48

32379.09

0.00159

46.67

0.7

110.98

113.28

1.02

24588.53

0.00195

34.73

0.7

78.21

93.07

1.19

δz =

0.00398

m

OTROS PROCEDIMIENTOS DE CÁLCULO Por otra parte, existen criterios empíricos para calcular el asentamiento bajo el centro de un cimiento apoyado sobre un suelo friccionante.

A continuación se mencionan dos de ellos: Fórmula de Burland y Burbidge (1985) El asentamiento bajo el centro de un cimiento de planta rectangular está dado por δz= fs fb ft δz'

φ* grados

Ø*=28.11+ 0.484N* – 0.00293(N*)2 (36) (Meyerhof, 1956) Ko=(1–sen Ø*) (OCR)sen Ø* (Mayne y Kulhawy, 1982)

Tabla E1.

(40)

Suelo normalmente cargado δZ' =q ∙ B0.7∙ Ic

(41)

Suelos precargados

δZ' =q ∙ B0.7 ∙

(42)

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16

ARTÍCULO TÉCNICO

Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes

Tabla E3. Empleo de la ecuación constitutiva (ecuación 30)

1.71 Ic= α = 30 % (43) * 1.4 (N )

Estrato N* ALm α tα L 2

% 1.25 B fs= L (44) B +0.25

1

z1 =1.0051 – 0.169 lnB

B

(45)

Para Hs < z1

Hs Hs

(46) fb= 2– z1 z1 Para Hs ≥ z1 , fb = 1 ft=1+R3+Rt log

t 3

(47)

t en años R3 ≈ 0.3 Rt ≈ 0.2 δz = hundimiento, en milímetros q = presión de contacto, en kPa B = ancho de la cimentación, en metros N* = número de golpes de la prueba de penetración estándar (SPT) Fórmula estadística (Demeneghi, 2003) δz = D C’ D=1.34 ∙ fs fb ∙ δz'

(48) (49)

Ejemplo Calcular el asentamiento de la zapata de concreto reforzado de la figura E1, usando la fórmula de Burland y Burbidge y la fórmula estadística.

362.95

2

26.9

596.34

30

0.526

0.6608

394.08

3

24.1

526.98

30

0.526

0.6610

348.31

σdL

σdcpo kPa

a

c

φ*

kPa

grados

n

0.48

153.82

73.85

0.7

0.5

0

38.38

1.02

110.98

113.28

0.7

0.5

0

39.01

1.19

78.21

93.07

0.7

0.5

0

38.07

Acp

s

c

f

εz

Δδz m

755.94

0.5

0.706

0.693

0.00217

0.00065

394.08

0.5

0.483

0.879

0.0052

0.00208

348.31

0.5

0.374

0.966

0.00482

0.00241

δz =

0.00514

z1

R3

m

Solución q

B

L

kPa

m

m

168.41

1.4

1.7

Nm*

Hs

z1/B

m 25.26

1.2

C= exp [0.784tα√1.00758+0.0152 (lnN* – 2.976)2]

(50) tα = variable aleatoria con distribución t de Student, cuyos valores se muestran en la tabla 2, en función del nivel de confianza α.

Cabe aclarar que existe una probabilidad α de que el asentamiento del cimiento sea mayor que el valor dado por la ecuación 48.

0.6609

549.17

kPa

0.526

AL

25

σdcpo /σdL

30

C

Rt

m 0.9482

t años

1.33

0.3

0.2

Burland y Burbidge

50

Fórmula estadística

Cálculos

Ic

δz'

0.0186

3.97

fs

fb

ft

mm 1.075 0.991 1.544

δz

D

α

tα

C'

δz

mm

mm

%

mm

6.52

5.66

30 0.526 1.513

8.56

5.66

50

5.66

0

1.000

Con el propósito de comparar los resultados usando los métodos descritos en párrafos anteriores con otros criterios, se utilizó la fórmula de Steinbrenner (anexo 1), con un módulo determinado a partir de la expresión de Denver (1985): Escp = 7000 √ N* = 7000 √ 25.26 = 35182 kPa. Se obtuvo un asentamiento δz = 0.378 cm.

La aplicación del método de Schmertmann et al. (1978) arrojó un hundimiento δz = 0.889 cm. También se empleó la gráfica de Terzaghi et al. (1996) para estimar el asentamiento, con la cual se obtuvo una magnitud del mismo δz = 1.42 cm.

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17

ARTÍCULO TÉCNICO

Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes

A continuación presentamos los resultados en el ejemplo de los procedimientos anteriores:

e.

δz

Método

mm Janbu

3.98

Ecuación constitutiva,

α = 30 %

5.14

α = 50 %

3.38

Burland y Burbidge

α = 30 %

8.56

α = 50 %

5.66

Steinbrenner (Denver)

3.78

Schmertmann

8.89

Terzaghi y Peck

14.20

Se presentaron, adicionalmente, otros métodos para el cálculo del asentamiento de un cimiento apoyado en un depósito granular.

Se incluyó un ejemplo de aplicación para el cálculo del asentamiento de una zapata de concreto reforzado apoyada en tres estratos de suelo friccionante. Utilizando varios procedimientos, el hundimiento que se obtiene con cada uno de ellos es similar.

Anexo 1 Incrementos de esfuerzo bajo la esquina de un rectángulo uniformemente cargado (figura A1).

6.52

Fórmula estadística,

d.

Observamos que con todos los métodos se obtienen asentamientos del mismo orden (excepto la gráfica de Terzaghi y Peck, que da una magnitud mayor que el doble de algunos de los procedimientos).

CONCLUSIONES a. Se presentó en este artículo un procedimiento para calcular la deformación de un estrato de suelo friccionante, que toma en cuenta la compacidad del terreno y el efecto de la presión de confinamiento sobre el suelo. b. La construcción de una obra de ingeniería da lugar a un aumento del esfuerzo de confinamiento sobre el suelo, la cual inicia en cero al principio de la obra y finaliza con el máximo valor de la presión al término de la construcción. Para tomar en cuenta este fenómeno, planteamos una ecuación en que la diferencial de la deformación unitaria vertical es función directa de los incrementos diferenciales de esfuerzo por la obra de ingeniería, e inversamente proporcional al esfuerzo isótropo (ecuación 17).

1 [dσz - ν (dσx+dσy )] Ley de Hooke (17) A pa dεz= σz+σx+σy s σ3o+ Confinamiento 3 pa c.

Integrando esta ecuación en el dominio del esfuerzo de confinamiento se obtiene una ecuación constitutiva que permite calcular la deformación de un estrato de suelo friccionante de espesor Δzo (ecuación 25)

∆δz={1 – exp { –

f [(σ3o+cσz )1–s – (σ3o )1–s ] }} ∆zo (1– s) cApa1-s

(25)

Figura A1. Incrementos de esfuerzo σz, σx y σy Rectángulo uniformemente cargado.

Esfuerzo normal vertical σz (Damy, 1985)

1 xy q 1 xyz σ z= + 2 2 + tan–1 2π x2+z2 y +z B zB

(A1)

Esfuerzos normales horizontales σx y σy (Dashkó y Kagán, 1980) xyz q π zB y yB σx= – tan –1 zB +(1–2ν) tan–1 y – tan–1 yB 2 q π2 – (x2xyz 2π xy x xz +z )B σx= – – tan –1 +(1–2ν) tan–1 – tan–1 2π 2 (x2+z2)B xy x xz (A2) q σy= q 2π σy= 2π

xyz π zB y xB – tan –1 zB +(1–2ν) tan–1 y – tan–1 xB 2 π2 – (y2xyz +z )B –1 xy –1 x –1 yz – – tan +(1–2ν) tan – tan 2 (y2+z2)B xy x yz(A3)

(A4) B=(x2+y2+z2 )1/2 Fórmula de Steinbrenner Cuando el medio elástico tiene un espesor h (figura A2), el asentamiento bajo la esquina de un rectángulo sometido a carga uniformemente repartida q, está dado por la fórmula de Steinbrenner (Terzaghi, 1943)

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Cálculo de deformaciones en suelos friccionantes

ARTÍCULO TÉCNICO

Dashkó, R. E. y Kagán, A. A. (1980). Mecánica de suelos en la práctica

2 (x+√x2+y2 ) √y2+h2 ) xy q(1–υ2) (y+√x2+y2 ) √y2+h2de la geología q(1–υ–2υ

aplicada δz= y ln +x ln + h tana–1la ingeniería. Capítulo 2, MIR, Moscú. πE 2πE hA y(x+A) x(y+A)

(x+√x +y ) √y +h xy (y+√x +y ) √y +h q(1–υ–2υ ) +x ln + h tan–1 y(x+A) x(y+A) 2πE hA

A=(x2+y2+h2 )1/2 2

2

2

2

2

2

2

2

Demeneghi, A. (2003). Cálculo de asentamientos en arenas. Revista de la Sociedad Mexicana de Mecánica de Suelos, Vol. 1, septiembre.

2

(A5) (A6)

Demeneghi, A. (2008). Cálculo del asentamiento de un cimiento en arena. Memorias XXIV Reunión Nal. Mec. Suelos, Vol. 2, 301-305, Aguascalientes, Ags. Soc. Mex. Mec. Suelos.

Demeneghi, A. (2020). Cálculo de deformaciones inmediatas en mecánica de suelos. Geotecnia, de la Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica, N° 254, 27-35, diciembre 2019-febrero 2020.

Demeneghi, A. (2022). Ecuaciones constitutivas en mecánica de suelos. Geotecnia, de la Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica, N° 262, 23-35, diciembre 2021-febrero 2022 Denver, H. (1985). Settlement calculation for footings on sand. XI Int. Conf. Soil Mech. Found Eng., vol 4, 2183-2190, San Francisco.

Duncan, J. M. y Chang, C. Y. (1970). Nonlinear analysis of stress and strain in soils. Jour Soil Mech. Found Div., ASCE, SM5, sept.

Janbu, N. (1963). Soil compressibility as determined by oedometer and triaxial tests. European Conf. Soil Mech. Found. Eng., Wiesbaden, Germany, Vol. 1, 19-25.

Mayne, P. W. y Kulhawy, F. H. (1982). Ko-OCR relationships in soil.

Jour Geot, Eng. Div., ASCE, Vol 108, N° GT6, 851-872, junio.

Meyerhof, G. G. (1956). Penetration tests and bearing capacity of cohesionless soils. Jour Soil Mech, Found, Div., SM-1, ASCE, enero.

Figura A2. Asentamiento bajo la esquina de un rectángulo uniformemente cargado.

Miller, I. y Freund, J. E. (1965). Probability and Statistics for Engineers.

Prentice-Hall, Englewood Cliffs, New Jersey.

Schmertmann, J. H., Hartman, J. P. y Brown, P. R. (1978). Improved strain influence factor diagrams. Jour Geotech. Eng. Div., ASCE, GT8, agosto.

REFERENCIAS

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Burland, J. B. y Burbidge, M. C. (1985). Settlement of foundations on sand and gravel. Proc. Inst. Civ. Engrs., part I, 1325-1381.

Terzaghi, K, Peck, R. B. y Mesri, G. (1996) Soil Mechanics in Engineering Practice. 3rd ed, Wiley, New York.

Damy, J. (1985). Integración de las ecuaciones de Boussinesq, Westergaard y Fröhlich, sobre superficies poligonales de cualquier forma, cargadas con fuerzas verticales uniformemente repartidas.

Ingeniería, Vol. LV, N° 1, 82-86.

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Yu-Wei Hwang

Shideh Dashti

Profesor asistente, departamento de Ingeniería Civil

Profesor asociado, departamento de Ingeniería Civil, Ambiental y Arquitectónica

Universidad Nacional de Taiwán, Taiwán

Universidad de Colorado en Boulder

yuweihwang@ntu.edu.tw

shideh.dashti@colorado.edu

Enfoques basados en aprendizaje automático para predecir asentamientos de cimentaciones en suelos licuables con o sin densificación del terreno Artículo publicado originalmente en inglés, en Geo-Congress 2023.

Este estudio compara tres enfoques avanzados de aprendizaje automático para predecir el asentamiento de cimentaciones en suelos licuables densificados: gradient boosting (GB), regresión de proceso gaussiano (GPR, por sus siglas en inglés) y modelos de regresión no lineal con regularización Lasso (Lasso-NLR, por sus siglas en inglés). Se desarrolló inicialmente un conjunto de datos numéricos basado en 1,160 análisis tridimensionales acoplados, en términos de esfuerzos efectivos, mediante el método de elementos finitos, utilizando un rango estadísticamente determinado de parámetros de entrada (a través de muestreo cuasi-Montecarlo). La base de datos incorporó variaciones en los perfiles de suelo, características de la cimentación, configuraciones estructurales, niveles de densificación y parámetros del movimiento del terreno. El análisis de desempeño mostró que el modelo GB alcanzó una mayor capacidad predictiva en el conjunto de datos numéricos en comparación con los modelos GPR y Lasso-NLR. Este mejor desempeño se atribuyó a la capacidad del modelo GB para capturar relaciones no lineales complejas sin depender de formas funcionales predefinidas. El análisis de residuos demostró que todos los modelos caracterizaron eficazmente el efecto del asentamiento, aunque el modelo GB mostró consistentemente distribuciones de residuos más ajustadas para todos los parámetros de entrada. En la evaluación del desempeño de los modelos utilizando casos históricos disponibles, las curvas de probabilidad de excedencia resultaron eficaces para valorar las predicciones de asentamiento. El análisis de la probabilidad de excedencia de ciertos umbrales reveló la confiabilidad de los modelos en contextos sensibles al riesgo. Si bien los modelos con desviaciones estándar más bajas ofrecieron predicciones con menor incertidumbre, fueron más propensos a errores sistemáticos cuando los valores de los parámetros se aproximaban o excedían los límites del conjunto de datos de entrenamiento. Esta limitación fue particularmente evidente en casos con parámetros fuera de los rangos bien representados en el entrenamiento, donde las ventajas teóricas no siempre se tradujeron en beneficios prácticos de predicción. Estos hallazgos destacan la importancia de considerar tanto el desempeño estadístico como la representación del espacio de parámetros al seleccionar modelos predictivos para aplicaciones geotécnicas. Desarrollos futuros requieren ampliar los conjuntos de datos para abarcar rangos más amplios de parámetros que permitan una implementación confiable en la práctica.

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INTRODUCCIÓN La licuación de suelos inducida por sismos ha provocado asentamientos considerables en edificaciones con cimentaciones superficiales en entornos urbanos durante terremotos previos (Bray et al., 2014). Diversos investigadores han desarrollado modelos predictivos para cuantificar el asentamiento de estructuras con cimentaciones superficiales en sitios susceptibles a la licuación en el contexto de enfoques de diseño basados en desempeño (Bray y Macedo, 2017; Bullock et al., 2019; Hwang et al., 2022). Tradicionalmente, estos modelos emplean formas funcionales predefinidas, fundamentadas en Figura 1. Vista esquemática de un modelo 3D típico del sistema suelo-cimentaobservaciones físicas y criterio inge- ción-estructura utilizado en el estudio numérico. nieril. Sin embargo, dichos enfoques suelen tener dificultades para capturar el comportamiento altamente no lineal de las edificaciones vas de estos enfoques de modelación, brindando orientación en suelos licuables, lo que se traduce en una mayor desvia- valiosa en la selección de métodos predictivos adecuados ción estándar e incertidumbre en las predicciones de asen- para la estimación del asentamiento de cimentaciones en la tamientos. En los últimos años, las técnicas de aprendizaje ingeniería geotécnica práctica. automático (ML, por sus siglas en inglés) se han implementado ampliamente en la ingeniería civil para identificar ten- MODELACIÓN NUMÉRICA Y MUESTREO DE SISTEMAS dencias y patrones no lineales complejos sin necesidad de SUELO-CIMENTACIÓN-ESTRUCTURA definir previamente formas funcionales (Wang et al., 2020; Se realizaron simulaciones tridimensionales (3D) mediante el Cho et al., 2022). Entre estos enfoques, el Gradient Boosting método de elementos finitos (FE, por sus siglas en inglés) uti(GB), regresión de proceso gaussiano (GPR) y los modelos lizando la plataforma de cómputo paralelo, orientada a objede regresión no lineal con regularización Lasso (Lasso-NLR) tos, OpenSees. Estas simulaciones se centraron en estructuras ofrecen ventajas particulares para aplicaciones geotécnicas. potencialmente inelásticas de múltiples grados de libertad El GB, una técnica supervisada basada en árboles de deci- (MDOF), cimentadas sobre losas y apoyadas en perfiles de sión, predice la respuesta del sistema mediante reglas deri- suelo licuable estratificado, tratados mediante técnicas de vadas de diversas características. Esta técnica ha ganado densificación del terreno. La figura 1 muestra una represenpopularidad por su interpretación clara, capacidades de tación esquemática de un modelo 3D típico empleado en el visualización y eficiencia en el entrenamiento con grandes estudio paramétrico numérico. Los parámetros de entrada conjuntos de datos. Por su parte, la GPR proporciona pre- (IPs, por sus siglas en inglés) caracterizaron el sistema suedicciones probabilísticas con incertidumbre cuantificada y lo-cimentación-estructura, la geometría de la mitigación y las el modelo Lasso-NLR equilibra la interpretabilidad basada características del movimiento del terreno y fueron generaen principios físicos con los beneficios de la regularización. dos mediante un procedimiento de muestreo cuasi-MonteEl presente estudio evalúa las capacidades y limitaciones de carlo. Cada IP se seleccionó inicialmente a partir de una disestos tres enfoques computacionales avanzados para prede- tribución uniforme o triangular. Posteriormente, los valores cir el asentamiento de cimentaciones sobre suelos licuables correspondientes se obtuvieron aplicando las funciones de densificados. Los modelos se desarrollan y comparan utili- distribución acumulada inversa a un conjunto cuasialeatozando una extensa base de datos que incluye 1,160 análisis rio de números entre 0 y 1. Se diseñaron un total de 1,160 tridimensionales mediante el método de elementos finitos. configuraciones básicas de modelos, con y sin mitigación, La evaluación del desempeño incluye métricas estadísticas utilizando el muestreo cuasi-Montecarlo para incorporar convencionales, análisis de residuos para los parámetros de variaciones en los sistemas suelo-cimentación-estructura, entrada y la evaluación de la probabilidad de excedencia que el diseño de la mitigación y las características del movimiento examina la probabilidad de que los asentamientos superen del terreno. La tabla 1 presenta los rangos considerados para ciertos umbrales, utilizando un número limitado de casos los parámetros de entrada más importantes relacionados con históricos. A través de esta comparación integral se busca los sistemas suelo-cimentación-estructura y el diseño de la ofrecer una visión clara de las fortalezas y limitaciones relati- mitigación en el estudio paramétrico numérico.

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de 2, 4 y 8 niveles. El propósito de estos modelos es parametrizar eficazmente las propiedades estructurales (Hwang Parámetro de entrada, IP Rango et al., 2022). Las estructuras no lineaconsiderado les, inelásticas y de múltiples grados de Número de estratos de suelo suelto a medianamente denso en el 1 a 3 libertad (MDOF) se simplificaron como perfil, NL vigas-columnas rígidas conectadas por Espesor total de los estratos de suelo suelto a medianamente 2 m a 12 m cuatro resortes no lineales por nivel. denso, HL Todas las deformaciones estructuraDensidad relativa inicial del estrato de suelo suelto a mediana- 30 % a 70 % les, tanto elásticas como plásticas, se mente denso, Dr,L concentraron en los resortes. El comportamiento fuerza-deformación de 70 % a 90 % Densidad relativa objetivo en el área de densificación, Dr,DS los resortes no lineales se representó 12 m a 30 m Profundidad total del depósito sobre la roca, Hdep mediante elementos de longitud cero 15 kPa a 215 kPa Presión de contacto en la cimentación, q en OpenSees, específicamente con el 6 m a 24.5 m Ancho de la cimentación, B material Ibarra-Medina-Krawinkler 1.0 a 10.0 Relación largo-ancho de la cimentación, L ⁄ B modificado (ModIMKPeakOriented).

Los parámetros de los resortes en los 0.5 m a 3 m Profundidad de desplante de la cimentación, Df modelos simplificados se calibraron Extensión en planta de la densificación desde los bordes de la 1 m a 17 m para cada nivel con el fin de reflejar cimentación, WDS los resultados de análisis estáticos y Profundidad máxima de densificación desde la superficie del 3 m a 20 m cíclicos tipo pushover realizados en terreno, DDS estructuras más complejas. Todos los modelos estructurales consideraron Los perfiles de suelo seleccionados incluyeron capas de la formulación de transformación de coordenadas P-Δ arena Ottawa, que variaban de sueltas a medianamente para tener en cuenta los efectos geométricos no lineales de densas y representan los estratos críticos. Se utilizó arena segundo orden. densa de Monterrey para representar la costra drenante, Los elementos de cimentación se modelaron utilizando mientras que delgadas capas de limo de sílice sirvieron como elementos tipo ladrillo u-p de 20-8 nodos con un material capas intercaladas de baja permeabilidad dentro o entre los lineal-elástico. La interfaz cimentación-suelo se modeló estratos críticos. A cada capa de suelo granular, de suelto a mediante una conexión con los mismos grados de libertad medianamente denso, se le asignó un valor inicial de densi- (DOF) que el suelo circundante. Los nodos a lo largo del dad relativa (Dr) que variaba entre 30 % y 70 %. Para simular perímetro lateral de la cimentación se ligaron al suelo en las la respuesta no lineal de los suelos granulares saturados se direcciones x y y, mientras que se permitió la deformación empleó el modelo constitutivo PDMY02 (versión 2), el cual relativa entre la cimentación y el suelo que la rodea. Los proes dependiente del confinamiento y tiene múltiples super- cedimientos detallados de muestreo en relación con el tipo ficies de fluencia (Elgamal et al., 2002). Los parámetros del de construcción, el peso de la estructura, el tamaño de la modelo PDMY02 utilizados para la arena Ottawa con dife- huella de la cimentación (incluyendo ancho y longitud) y la rentes densidades relativas fueron adoptados de Hwang profundidad de desplante fueron proporcionados por Hwang et al. (2021). Los elementos de suelo se modelaron utilizando et al. (2022). elementos tipo ladrillo de 20 nodos con una formulación u-p.

Para los casos considerados con mitigación, la geometría Se asumió un módulo de compresibilidad volumétrica del de la densificación se varió entre 3 y 20 m, tanto en la direcfluido de 2x106 kPa bajo presión atmosférica. El tamaño de ción lateral (WDS) como en la vertical (DDS). La profundidad los elementos en profundidad se discretizó en función del desde la superficie del terreno hasta el fondo de la capa perfil empírico de velocidad de onda cortante a pequeñas licuable más profunda que fue densificada (Dd) se utilizó deformaciones del suelo y de la longitud de onda mínima de para determinar la extensión lateral de la densificación del terreno, mediante el producto del coeficiente de ancho de interés (Kuhlemeyer y Lysmer 1973).

En este estudio se variaron el tipo de construcción, el densificación por Dd . Los suelos densificados se modificaron número de niveles, las dimensiones en planta, la profundi- para representar una arena con Dr ≈ 70, 80 y 90 %.

Cada configuración del modelo fue sometida a 11 registros dad de desplante y la masa inercial de la estructura. Se desarrollaron modelos de análisis estructural no lineales para sísmicos muestreados de una base de datos en afloramientos diversos tipos de edificaciones, incluyendo estructuras de de roca (Tiznado et al., 2022; Bullock et al., 2017). Esta base marcos de madera de 1, 2 y 4 niveles, así como marcos de de datos incluye 74 registros de sismos corticales someros concreto reforzado de 1, 2, 4 y 8 niveles, y marcos de acero y 76 registros de eventos de subducción. Inicialmente se Tabla 1. Rangos considerados para los parámetros de entrada en el estudio paramétrico numérico.

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asignaron cinco movimientos sísmicos «globales», los cuales se mantuvieron constantes en todas las configuraciones de modelo. Estos cinco movimientos fueron seleccionados con base en valores de Sa(T = 1.0) que varían entre 0.1 y 1.0 g en escala logarítmica.

Esta selección se realizó debido a que Bullock et al. (2021) demostraron que Sa(T = 1.0) tenía una mayor correlación con medidas del desencadenamiento de la licuación (por ejemplo, presión de poro máxima y deformación de corte en capas susceptibles) en comparación con otras medidas de intensidad (IMs) en campo libre. Los seis movimientos restantes, denominados «locales», de un total de once, se muestrearon aleatoriamente de la base de datos original. El estrato de roca en el estudio paramétrico numérico se modeló como un semiespacio rígido. Por lo tanto, se llevó a cabo una deconvolución utilizando un análisis unidimensional de respuesta sísmica lineal equivalente con el software DEEPSOIL 7.0 (Hashash et al., 2017), con el fin de evaluar el movimiento dentro de la roca. Posteriormente, dichos movimientos fueron aplicados directamente a los nodos de la base de los modelos numéricos tras alcanzar el equilibrio estático.

Solo la mitad del modelo (en la dirección perpendicular a la excitación sísmica) se simuló aprovechando la simetría. Los nodos en los límites laterales, ubicados a una misma elevación, se restringieron para moverse de manera conjunta en ambas direcciones horizontales, lo que permitió simular de forma efectiva condiciones de frontera periódicas. El tamaño del dominio en el

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análisis numérico se estableció igual a 6B en la dirección longitudinal (paralela a la excitación) y 3B en la dirección transversal (perpendicular a la excitación), con base en un estudio de sensibilidad inicial. Se permitió la disipación de los excesos de presión de poro solo a través de la superficie del dominio. Las propiedades detalladas de todos los análisis numéricos, así como una lista completa de los movimientos sísmicos de entrada, se presentan en Hwang et al. (2022).

DESARROLLO DE MODELOS PROBABILÍSTICOS PARA LA PREDICCIÓN DE ASENTAMIENTOS UTILIZANDO APRENDIZAJE AUTOMÁTICO Desarrollo de un modelo de regresión no lineal tipo Lasso (Lasso-NLR) Primero, se consideró un conjunto completo de posibles predictores (que incluye parámetros de entrada individuales, combinaciones de parámetros de entrada y medidas de intensidad del movimiento sísmico) en la regresión Lasso. El error cuadrático medio (MSE, por sus siglas en inglés) mínimo, verificado mediante validación cruzada, se utilizó para seleccionar automáticamente los predictores más relevantes con el objetivo de reducir los residuos de la predicción. Las ecuaciones 1 a 3 muestran la forma funcional general para estimar el asentamiento permanente de estructuras sobre suelos licuables, con o sin densificación: ln(δnum )=α0+α1Df + α2 ln(B) + α3 ln(q)+α4 ln(Hdep )+α5 ln(Dr,1 )+α6 ln(H/B) W D +α7 ln(L/B)+α8 ln DS + α9 ln DS + α10 fD (H ) + α11 ln(HUD ) + fGM UD Dd Dd fD (H r

fGM =

UD )

=

0, HUD=0 ln (Dr of undensified layer), HUD>0 α12 ln(CAV)

α12 ln(CAVC ) + α13 { ln (CAV⁄CAVC )} CAVC =430 cm/s

(1)

(2)

,CAV < CAVC

(3)

, CAV ≥ CAVC

donde ln(δnum) es el logaritmo natural del asentamiento mediano predicho de la cimentación (en mm) sobre suelos licuables o densificados, α0 es un intercepto constante, Dr,1 es la densidad relativa de la primera capa susceptible debajo de la cimentación (en %), q es la presión de contacto de la cimentación (en kPa), H⁄B es la relación adimensional altura-ancho de la estructura, L⁄B es la relación adimensional longitud-ancho de la cimentación., CAV es la velocidad absoluta acumulada del movimiento en el afloramiento (en cm/s), Dd es la profundidad desde la superficie del terreno hasta el fondo de la capa de arena suelta más profunda (en m), HUD es el espesor de la capa de arena suelta no densificada debajo de la zona de tratamiento y dentro de la zona de influencia de la cimentación (1.5B).

Tabla 2. Coeficientes del modelo para la predicción del asentamiento de la cimentación.

Parámetros

Valores

Parámetros

Valores

Parámetros

Valores

Parámetros

Valores

α0

-0.7669

α1

-0.3951

α2

-0.0129

α3

0.8409

α4

0.7585

α5

-1.049

α6

-0.0653

α7

0.2187

α8

-0.0733

α9

-0.3697

α10

-0.0476

α11

0.1634

α12

0.4301

α13

1.382

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La tabla 2 muestra los coeficientes de regresión. El modelo optimizado final demostró un desempeño predictivo sólido, alcanzando un R2 de 0.84, con una desviación estándar de 0.53. Cabe señalar que para los casos sin mitigación se consideran nulas las contribuciones tanto de fD (H ) como de r UD ln(HUD ) al asentamiento de la cimentación.

DESARROLLO DE UN MODELO BASADO EN ÁRBOLES DE DECISIÓN MEDIANTE GRADIENT BOOSTING MACHINE (GBM) El algoritmo Gradient Boosting Machine (GBM) se implementó para la predicción de asentamientos, aprovechando su capacidad para capturar relaciones no lineales complejas entre los parámetros geotécnicos y el asentamiento de cimentaciones. GBM construye un conjunto de árboles de decisión de manera secuencial, donde cada árbol subsiguiente corrige los errores de sus predecesores, lo que da lugar a un modelo predictivo robusto. En este estudio se utilizaron 13 predictores geotécnicos seleccionados cuidadosamente, incluyendo el factor de profundidad de cimentación (Df ), el ancho de la cimentación (B), la presión de contacto (q) y otros parámetros relevantes de la interacción suelo-estructura (es decir, Hdep , Dr,1 , Dd , H/B, L/B, CAV, WDS, DDS, HUD, y Dr(HUD)). La optimización de hiperparámetros se llevó a cabo mediante una búsqueda exhaustiva en malla (grid search) con validación cruzada quíntuple para minimizar el error cuadrático medio (MSE). La búsqueda exploró 180 combinaciones de parámetros clave: número de estimadores (100500), tasa de aprendizaje (0.01-0.1), profundidad máxima del árbol (3-7), división mínima de las muestras (2-10) y relación de submuestreo (0.8-1.0). Este proceso identificó como óptimos los siguientes hiperparámetros: tasa de aprendizaje de 0.1, profundidad máxima de árbol de 3, división mínima de muestras de 10, 500 estimadores y una proporción de submuestra de 0.9. Tras la búsqueda inicial en la cuadrícula, el modelo fue refinado evaluando la raíz del error cuadrático medio (RMSE) en función del aumento gradual del número de árboles hasta 2,000, identificando un tamaño de conjunto óptimo que equilibrara la capacidad de predicción y la eficiencia computacional. El conjunto de datos se dividió en conjuntos de entrenamiento (80 %) y de prueba (20 %), con características estandarizadas para garantizar un escalado coherente. El modelo final optimizado demostró una buena capacidad predictiva, con una R2 de 0.93 y una desviación estándar de 0.35.

DESARROLLO DE UN MODELO DE REGRESIÓN DE PROCESO GAUSSIANO (GPR) El modelo de regresión de procesos gaussianos (GPR) se aplicó como enfoque alternativo para la predicción de asentamientos, aprovechando su capacidad para proporcionar predicciones probabilísticas con cuantificación de la incertidumbre. El GPR emplea un marco bayesiano que modela la variable objetivo como una distribución sobre funciones,

ofreciendo tanto predicciones como intervalos de confianza.

Una ventaja fundamental de la GPR sobre los métodos de regresión tradicionales es su capacidad inherente para cuantificar la incertidumbre de cada predicción individual. A diferencia de los modelos deterministas, que solo proporcionan estimaciones puntuales, el GPR genera una distribución de probabilidad completa para cada predicción, caracterizada tanto por un valor medio (la predicción) como por una varianza (la incertidumbre). Esta cuantificación de la incertidumbre funciona mediante el fundamento matemático de los procesos gaussianos, en los que las predicciones se realizan condicionando una distribución a priori sobre los datos observados.

Cuando el modelo realiza predicciones en regiones del espacio de parámetros con abundantes datos de entrenamiento, la varianza posterior disminuye, lo que da lugar a intervalos de confianza más estrechos. Por el contrario, cuando las predicciones se realizan en regiones con datos de entrenamiento escasos o inexistentes, la varianza posterior aumenta, lo que amplía los intervalos de confianza e indica una mayor incertidumbre. El modelo GPR utilizó el mismo conjunto de 13 predictores geotécnicos que el modelo GBM. Para la optimización del kernel se desarrolló una sofisticada estructura que combina un kernel Matérn (ν = 1.5) con determinación automática de relevancia (ARD, por sus siglas en inglés) y un WhiteKernel para tener en cuenta el ruido.

Esta configuración permite parámetros de escala de longitud individuales para cada característica, capturando de forma efectiva su importancia relativa. La optimización de hiperparámetros empleó una estrategia mejorada con 15 reinicios aleatorios y parámetros cuidadosamente acotados: límites de nivel de ruido (de 1x10-5 a 1.0) y límites de escala de longitud (de 0.1 a 10.0) para cada característica. La inicialización del optimizador utilizó un muestreo aleatorio uniforme entre 0.1 y 2.0 para evitar mínimos locales, con normalización aplicada a la variable objetivo. El conjunto de datos se sometió a un preprocesamiento idéntico al del enfoque GBM, con una división 80/20 entre entrenamiento y prueba y una normalización de las características. El modelo GPR optimizado demostró un desempeño aceptable, con una R2 de 0.849 y una desviación estándar media de 0.45. Notablemente, el 95 % de las predicciones de las pruebas se situaron dentro de los intervalos de confianza previstos por el modelo, lo que validó sus estimaciones de incertidumbre. En comparación con el modelo GBM, el enfoque GPR ofrece una precisión comparable, pero con la importante ventaja de proporcionar la incertidumbre de la predicción a través de intervalos de confianza.

DESEMPEÑO DEL MODELO Y CUANTIFICACIÓN DE LA INCERTIDUMBRE La figura 2 muestra los asentamientos predichos comparados con los asentamientos observados calculados numéricamente.

Las comparaciones entre los modelos Lasso-NLR, GBM y GPR mostraron distintas características de desempeño en la predicción de los asentamientos de las cimentaciones.

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El modelo GBM demostró un desempeño superior con el mayor coeficiente de determinación (R2 = 0.93) y la menor desviación estándar de los residuos (σ = 0.35), indicando su capacidad para capturar complejas relaciones no lineales dentro de los parámetros geotécnicos. Como se muestra en la figura 2a, las predicciones del GBM evidencian una estrecha concordancia con los asentamientos observados en todo el rango considerado, con una dispersión mínima. El modelo Lasso-NLR representa un enfoque fundamentalmente distinto, como un modelo de forma funcional. A diferencia de los modelos Figura 2. Asentamientos estimados de la cimentación graficados contra los asentade aprendizaje automático, que descu- mientos observados. bren patrones directamente a partir de los datos sin asumir relaciones específicas, Lasso-NLR incorpora conocimientos geotécnicos previos poder predictivo ligeramente reducido en comparación con a través de formas funcionales predefinidas mientras utiliza GBM. la regularización para evitar un sobreajuste. Esta diferencia El cálculo del residuo logarítmico, r, se basa en la ecuación 4: estructural explica su rendimiento moderado (R2 = 0.84, (4) σ = 0.53), lo que sugiere que las relaciones funcionales prer=ln(δnum )observed ̶ ln(δnum )predicted determinadas podrían no capturar plenamente las complejas interacciones suelo-estructura que rigen el comportamien- donde ln(δnum )observed y ln(δnum )predicted son los logaritmos naturato de los asentamientos. El modelo GPR ofreció un enfo- les del asentamiento de la cimentación observado (a partir que equilibrado con un rendimiento intermedio (R2 = 0.85, de la base de datos) y predicho (a partir de los modelos prepromedio σ = 0.45). Como es evidente en la figura 2b, mientras dictivos), respectivamente. La figura 3 muestra un análisis que su precisión predictiva se sitúa entre los otros modelos, el residual exhaustivo en el que se comparan los modelos GBM GPR proporcionó una ventaja crítica a través de la cuantifica- y Lasso-NLR en función de múltiples parámetros de entrada, ción de la incertidumbre. Al proporcionar intervalos de pre- lo que proporciona información crucial sobre el desempeño dicción, el GPR permite a los ingenieros evaluar el riesgo de del modelo para la predicción de asentamientos. Los gráficos forma más exhaustiva que los modelos de predicción puntual. de residuos indican que ambos modelos generan prediccioLa mayor agrupación de puntos de GPR en comparación con nes generalmente no sesgadas, con residuos distribuidos de Lasso-NLR indica que capta mejor las relaciones no lineales, manera simétrica alrededor de cero. Sin embargo, los resiaunque sin alcanzar el nivel de rendimiento de GBM. Estos duos del modelo GB (triángulos morados) mostraron una resultados ponen en evidencia importantes concesiones en la agrupación notablemente más estrecha en comparación con modelación geotécnica. El modelo GBM ofrece una precisión Lasso-NLR (círculos verdes), lo que confirma el desempeño predictiva superior, pero carece de una cuantificación inhe- superior de GB indicado por su menor desviación estándar rente de la incertidumbre. El modelo Lasso-NLR proporciona (σ = 0.35 frente a 0.53) y mayor valor R2 (0.93 frente a 0.84).

Para parámetros como la presión de contacto (q) y la prorelaciones interpretables basadas en la física, pero con una precisión reducida. El modelo GPR equilibra una precisión fundidad de desplante (Df ), ambos modelos funcionaron razonable con una estimación robusta de la incertidumbre sin sesgo sistemático, aunque Lasso-NLR mostró una mayor dispersión. Con parámetros geométricos como el ancho de que cuantifica explícitamente la confianza de la predicción.

Para aplicaciones geotécnicas prácticas, la selección del la cimentación (B) y las relaciones de profundidad (H/B, modelo debe tener en cuenta las prioridades del proyecto. L/B), GB mantuvo un desempeño constante, mientras que Cuando la máxima precisión en la predicción es primordial, Lasso-NLR mostró una mayor variabilidad en determinaGBM sería preferible. Cuando las relaciones físicas interpre- dos rangos. Esto sugiere que GB capta mejor las complejas tables y la integración del conocimiento del dominio son relaciones geométricas que afectan a los asentamientos. El esenciales, Lasso-NLR ofrece ventajas a pesar de su menor gráfico CAV (velocidad absoluta acumulada) reveló que GB precisión. En escenarios en los que la evaluación del riesgo mantuvo una precisión constante incluso en los valores más es crítica, la capacidad de GPR para proporcionar intervalos altos, en los que la predicción resultaba más difícil, lo que de confianza lo hace especialmente valioso, incluso con un pone de evidencia su ventaja en el manejo de escenarios de

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σ= 0.53 para Lasso-NLR). Una observación notable fue el desempeño relativamente consistente del GPR a través de los parámetros de densidad del suelo (Dr,1 y Dr(HUD)). Para estos parámetros, GPR mostró distribuciones residuales más uniformes, sugiriendo un mejor manejo de las variaciones de las propiedades del suelo que Lasso-NLR, que mostró valores atípicos más grandes, particularmente en ciertos rangos Figura 3. Residuales de todas las características seleccionadas en los modelos de densidad relativa. Para la medida de GBM y Lasso-NLR para la predicción de los asentamientos de la cimentación. intensidad sísmica (CAV), ambos modelos mostraron una mayor dispersión en los valores más altos (por encima de 1200 cm/s), aunque el GPR mantuvo un desempeño ligeramente mejor en esta difícil región. Esto sugiere que, aunque ambos modelos tienen dificultades con los escenarios de movimientos extremos, el marco probabilístico del GPR proporciona modestas ventajas. Los parámetros geométricos de la cimentación (H/B y L/B) evidenciaron patrones interesantes con el GPR, mostrando un desempeño más equilibrado a través Figura 4. Residuales de todas las características seleccionadas en los modelos GPR de diferentes configuraciones geoméy Lasso-NLR para las predicciones de asentamiento de la cimentación. tricas. El modelo Lasso-NLR, limitado por su forma funcional predeterminada, mostró una magnitud residual cada vez movimientos extremos del terreno. La ausencia de sesgo sis- mayor en determinadas relaciones geométricas en las que las temático confirmó que ambos modelos capturan eficazmente funciones impuestas probablemente no captan las verdaderas las características clave que influyen en los asentamientos de relaciones físicas. la cimentación a través de los perfiles del suelo, la geometría de la cimentación, la carga de la estructura, las medidas de COMPARACIÓN DE LAS PREDICCIONES CON LA BASE mitigación y los parámetros del movimiento del terreno. Sin DE DATOS DE CAMPO embargo, la distribución residual más ajustada de GB demos- La base de datos de casos historia se recopiló durante el terretró su capacidad superior para capturar las no linealidades moto de Niigata (Japón) de 1964. Esta informa de los daños ocultas. Este mejor desempeño se debió al enfoque basado estructurales inducidos por el fenómeno de licuación (incluen árboles de decisión, que ofrece una mayor flexibilidad yendo un tanque de petróleo y un edificio con cimentación para descubrir patrones complejos directamente a partir de superficial sobre suelos densificados). La información detalos datos, a diferencia de Lasso-NLR, que está limitado por llada y los parámetros necesarios para el modelo predictivo relaciones funcionales predeterminadas. propuesto se obtuvieron de Watanabe (1966) y de Ishihara y La figura 4 ilustra las distribuciones residuales de los Koga (1977). La investigación del sitio de Kawakami y Asada modelos GPR y Lasso-NLR a través de doce parámetros de (1966) mostró que el espesor total del depósito de suelo (Hdep) entrada críticos para la predicción del asentamiento de la en este sitio era de aproximadamente 30 m, incluyendo una cimentación. A diferencia del modelo GB, el enfoque GPR capa de arena fina de 14 m de espesor con una densidad demostró un desempeño intermedio con una capacidad de relativa inicial (Dr) de aproximadamente 90 %, sobreyacida por un suelo arenoso de 10 m de espesor con una Dr ≈ 60 %. predicción ligeramente superior a la de Lasso-NLR. Los triángulos morados (GPR) mostraron una agru- Ambas capas estaban sobreyacidas por un depósito de pación algo más compacta que los círculos verdes (Las- arena limosa de 6 m de espesor con una Dr ≈ 30 %. El nivel so-NLR), aunque no tanto como en la comparación de freático se estimó entre 1.5 y 2 m por debajo de la superfimodelos GB. Este patrón visual coincide con sus respec- cie del suelo. La capa licuable dentro de la zona tratada se tivas desviaciones estándar (σ= 0.45 para GPR frente a compactó a una condición más densa, con una Dr ≈ 70-90 %.

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Se estimó un CAV medio en el afloramiento rocoso de 1,100 amplios. Esta comparación demostró que los modelos basacm/s a partir de la ecuación de predicción del movimiento dos en árboles de decisión son especialmente sensibles a las del terreno (GMPE) propuesta por Bullock et al. (2017). La distribuciones de los parámetros de entrada, con dificultades tabla 3 resume los parámetros de entrada relacionados con cuando los parámetros del caso analizado quedan fuera de este caso historia. Para evaluar la capacidad del aprendizaje los rangos de entrenamiento bien representados. El modelo automático basado en árboles de decisión en comparación GPR, a pesar de su mayor incertidumbre estadística, produjo con el modelo predictivo con una cierta forma funcional, en a menudo predicciones medianas más precisas para estos la tabla 3 también se presentan los asentamientos medios casos. Mientras tanto, Lasso-NLR mantuvo un desempeño de la cimentación estimados (a partir de los modelos GB y constante en todos los casos, equilibrando la precisión con de regresión) de dos estructuras. El desarrollo del modelo una cuantificación razonable de la incertidumbre. Aunque predictivo en la forma funcional para el asentamiento per- GB demostró una capacidad superior para caracterizar manente (δDS) se basó en la regresión no lineal con regula- tendencias no lineales en bases de datos numéricas conrización de tipo Lasso. La formulación de este modelo predictivo se detalló en Hwang et al. (2022), y no se repite aquí Tabla 3. Parámetros de los casos historia de la ciudad de Niigata, durante el terrepor brevedad. La figura 5 muestra las moto de Niigata de 1964. curvas de probabilidad de excedencia para las predicciones de asentamienParámetros del Fuente Tanque de petróleo Edificio to de la cimentación a través de los modelo tres modelos (Lasso-NLR, GPR y GB) 39.5 18 B (m) comparadas con las observaciones de campo para dos estructuras: un tanque 39.5 36 L (m) de petróleo y un edificio con tratamiento de densificación del suelo. En el caso 13.76 13.5 H (m) del tanque de petróleo, los asentamientos observados fueron de 20 a 30 mm.

Masa (ton) 15,278 9,914 El modelo GPR predijo un asentamienWatanabe (1966), 10 20 Hdep (m) to medio de 38.7 mm, el modelo Lasso-NLR estimó 74.4 mm y el GB predijo 90.9 mm. A pesar de la desviación estándar más baja del GB, este sobrestimó sustancialmente el asentamiento, entre 3 y 4.5 veces los valores observados. Por el contrario, las predicciones del modelo GPR, aunque con mayor incertidumbre que el modelo GB, se aproximaron más a las mediciones de campo. En el caso del edificio, los asentamientos observados oscilaron entre 100 y 500 mm (con grandes movimientos diferenciales). Los resultados mostraron que los modelos Lasso-NLR y GPR se alinearon con el límite inferior de las observaciones, mientras que el modelo GB se situó en el rango medio.

En general, la menor desviación estándar del GB produjo curvas más pronunciadas, lo que indica mucha menos incertidumbre, pero una pérdida de precisión potencial cuando las predicciones de la mediana se desvían de la realidad. La mayor incertidumbre de GPR derivó en curvas más planas que abarcan rangos de asentamiento más

HL (m)

Kawakami y Asada (1966) e Ishihara y Koga (1977)

7

13

DDS (m)

5

7

WDS (m)

5

3.5

Dr,1 (%)

73

70

HUD (m)

1

6

0.1

0.5

52

46

Df (m)

Suposición

Dr(HUD) (%) CAV (cm/s)

Bullock et al. (2017)

1100

1100

Asentamiento observado (mm)

Watanabe (1966)

20-30

100-500(b)

Modelo Lasso-NLR

74.4

140.1

Modelo GB

90.9

208.7

Modelo GPR

38.7

131

Asentamiento medio estimado, δDS (mm)

(a)

Ecuaciones empíricas de Idriss y Boulanger (2003).

(b)

Un asentamiento diferencial grande fue identificado en este edificio.

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una σ de 0.53. Esta mayor capacidad de estimación se debió a la flexibilidad del modelo GB para evitar formas funcionales predefinidas, lo que permitió una mejor captura de no linealidades ocultas mediante el ajuste secuencial de árboles de decisión. El análisis de residuos confirmó que todos los modelos caracterizaron eficazmente las influencias clave en el asentamiento a través de los perfiles de suelo, la geometría Figura 5. Curvas de probabilidad de excedencia del asentamiento estructural en de la cimentación y los parámetros del suelos densificados basadas en los casos historia de la ciudad de Niigata. movimiento del terreno. En el caso de estudio, las curvas de probabilidad de excedencia ilustraron cómo diferentes troladas y bien establecidas, su aplicación en el mundo real desviaciones estándar afectaban las distribuciones de prorequirió una cuidadosa consideración de las distribuciones babilidad de los asentamientos predichos. Los modelos con de los parámetros de entrada y la extrapolación potencial más desviaciones estándar más bajas produjeron curvas más allá de los rangos de entrenamiento. inclinadas, lo que indica menor incertidumbre, aunque no En general, el enfoque de modelación numérica utilizado necesariamente mayor precisión. Por el contrario, los modepara generar la base de datos presenta varias limitaciones los con mayor incertidumbre generaron curvas más planas inherentes. Por ejemplo, estos modelos no consideraron: que abarcan rangos más amplios de asentamientos posibles.

1) los efectos de las presiones horizontales inducidas por En general, este estudio mostró que el modelo GB ofreció una la compactación, así como los cambios en la estructura del mayor precisión en espacios de parámetros bien representasuelo; 2) la influencia del contenido de finos en el desempeño dos. El modelo GPR proporcionó una valiosa cuantificación de sitios potencialmente licuables que han sido mitigados de la incertidumbre gracias a su enfoque probabilístico. El mediante densificación y 3) el impacto de geometrías irre- modelo Lasso-NLR mostró un desempeño consistente, mangulares de densificación del terreno. Por otro lado, la falta teniendo relaciones interpretables basadas en la física. La de antecedentes bien documentados y detallados limita la mejora futura de los modelos requiere conjuntos de datos aplicación de los modelos. Los dos casos documentados de que abarquen rangos más amplios de parámetros, antes de edificaciones sobre suelos densificados fueron demasiado que estos modelos avanzados puedan implementarse con limitados para permitir la obtención de conclusiones. Estas confianza en la práctica geotécnica. Al seleccionar enfoques deficiencias incrementan la incertidumbre del modelo. Se de estimación, los ingenieros deben considerar cuidadosarequiere un mayor número de casos historia bien documen- mente tanto las métricas estadísticas de desempeño como tados de edificaciones e infraestructuras construidas sobre la compatibilidad entre las distribuciones de entrenamiento terrenos potencialmente licuables que hayan sido mitigados. del modelo y las aplicaciones previstas, a fin de garantizar predicciones confiables de asentamientos.

CONCLUSIONES Este estudio investigó tres enfoques avanzados para estimar REFERENCIAS el asentamiento permanente de cimentaciones sobre suelos Bray, J., M. Cubrinovski, J. Zupan, and M. Taylor. 2014. licuables, con y sin densificación. Se evaluaron el Gradient “Liquefaction effects on buildings in the central business district Boosting (GB), la regresión por proceso gaussiano (GPR) y of Christchurch.” Earthquake Spectra 30 (1): 85–109. https://doi. la regresión no lineal regularizada con Lasso (Lasso-NLR), org/10.1193/022113EQS043M. utilizando una base de datos integral que comprende 1,160 Bray, J. D., and J. Macedo. 2017. “6th Ishihara lecture: Simplified análisis acoplados con el método de elementos finitos. procedure for estimating liquefaction-induced building settlement.”

Todos los modelos se desarrollaron utilizando 13 paráme- Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 102, 215-231. tros de entrada que caracterizan los sistemas suelo-cimenta- Bullock, Z., S. Dashti, A. Liel, K. Porter, Z. Karimi, and B. Bradley. ción-estructura, los diseños de densificación y la intensidad 2017. “Ground‐motion prediction equations for Arias intensity, del movimiento del terreno. Las comparaciones mostraron cumulative absolute velocity, and peak incremental ground velocity for rock sites in different tectonic environments.” Bulletin of the diferencias claras en las características de desempeño entre Seismological Society of America, 107(5), 2293-2309. los modelos. El modelo GB mostró un rendimiento superior en la base de datos numérica, con un R2 de 0.93 y una σ de Bullock, Z., Z. Karimi, S. Dashti, K. Porter, A. B. Liel, and K. W. Franke.

2019. “A physics-informed semi-empirical probabilistic model for 0.35, en comparación con GPR, que presentó un R2 de 0.85 the settlement of shallow-founded structures on liquefiable ground.” y una σ promedio de 0.45, y Lasso-NLR, con un R2 de 0.84 y Géotechnique, 69(5), 406-419.

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Liu, L., and R. Dobry. 1997. "Seismic response of shallow foundation on liquefiable sand." Journal of geotechnical and geoenvironmental engineering 123.6: 557-567.

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TEMA DE PORTADA

IR A TEXTO CORRIDO

Pablo Ruiz-Terán

César Sagaseta Millán

José Luis Arcos Álvarez

Ferrovial Construcción, S. A.

Universidad de Cantabria

Rodio Kronsa, S. L.

Carlos Cano Barreiro

Rafael Gil Lablanca

Rodio Kronsa, S. L.

Rodio Kronsa, S. L.

Pilote Hincado de Concreto Reinyectado por el Fuste (PHHRF) Una versión extensa de este artículo fue publicada en 2019, en el 17th European Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering.

Los pilotes perforados inyectados se han utilizado sobre todo en suelos carbonatados, ya que estos materiales presentan una baja resistencia por el fuste. Se ha planteado el empleo de pilotes hincados de acero inyectados por el fuste, aunque no se han utilizado en la ejecución. Por otra parte, se han estudiado diferentes sistemas para facilitar la hinca de pilotes, utilizándose la inyección lateral, bien para rellenar el espacio generado durante la hinca (llegándose a utilizar en el caso de pilotes hincados de acero de sección abierta) o bien para rellenar unas membranas laterales adosadas a las caras del pilote.

Se presenta un nuevo tipo de pilote, el Pilote Hincado de Concreto Reinyectado por el Fuste (PHHRF). Se trata de un pilote prefabricado de concreto de alta resistencia de sección cuadrada, con un eje hueco interior a lo largo de toda su longitud y una serie de orificios perpendiculares a este, dotados de válvulas antirretorno, de manera que una vez hincado, es posible inyectarlo por el fuste con presión, de forma que tenga una resistencia límite por fuste, según la resistencia inicial del terreno, de dos a diecinueve veces superior a la de un pilote hincado de concreto convencional. Este nuevo tipo de pilote facilita la disminución de la longitud de los pilotes, así como el tiempo de ejecución y el costo de la cimentación.

1. INTRODUCCIÓN Los pilotes se clasifican habitualmente en función de la forma de trabajo, el modo de ejecución, el material con el que están constituidos y de la forma la sección transversal.

Tradicionalmente, en función del modo de ejecución, los pilotes se han clasificado en pilotes ejecutados in situ y pilotes prefabricados hincados.

Dentro de los pilotes ejecutados in situ, los perforados inyectados se han venido utilizando sobre todo en suelos carbonatados, ya que este tipo de materiales son conocidos por presentar una baja resistencia por el fuste, por ello existe una gran base de conocimiento tanto en ensayos de campo a escala real y a escala reducida como en ensayos de laboratorio a escala reducida.

Debido a los altos costes de instalación de los pilotes perforados e inyectados, se ha planteado y estudiado como sistema alternativo de cimentación el empleo de pilotes hincados de acero de sección tubular inyectados por el fuste, ya que existe cierta base de conocimiento en ensayos de campo a escala

real y a escala reducida, y amplia en ensayos de laboratorio a escala reducida.

La realidad es que debido a la incertidumbre en la cobertura de los pilotes, su difícil monitorización y la posible retracción de la lechada inyectada, los pilotes hincados de acero de sección tubular inyectados por el fuste no se han utilizado nunca en la ejecución.

Por otra parte, se han planteado y estudiado diferentes sistemas para facilitar la hinca, tanto de pilotes metálicos como de pilotes de concreto, utilizándose la inyección lateral, bien para rellenar el espacio generado entre el pilote y el terreno durante la hinca (llegándose a utilizar en el caso de pilotes hincados de acero de sección abierta) o bien para rellenar unas membranas laterales adosadas a las caras del pilote.

En este artículo se introduce un nuevo tipo de pilote, el pilote hincado de concreto reinyectado por el fuste (PHHRF).

Este nuevo tipo de pilote está protegido por una patente internacional (Ruiz-Terán et al., 2016).

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Pilote Hincado de Concreto Reinyectado por el Fuste (PHHRF)

2. EL PILOTE HINCADO DE CONCRETO REINYECTADO POR EL FUSTE (PHHRF) El PHHRF nace al aprovechar algunos conceptos planteados dentro del campo del offshore y resuelve todos y cada uno de los inconvenientes por los cuales el pilote hincado de acero de sección tubular inyectado por el fuste nunca ha llegado a utilizarse de manera real en obra.

En los pilotes ejecutados in situ, suele haber una descompresión en el terreno durante la excavación, mientras que en los pilotes prefabricados hincados, el suelo se desplaza radialmente a medida que el pilote entra en el terreno. Por esta razón, la resistencia por el fuste de un pilote hincado es igual o superior a la de un pilote ejecutado in situ.

Por otra parte, la resistencia por el fuste de un micropilote inyectado con presión mediante inyección global unificada (IGU), inyección repetitiva (IR) o inyección repetitiva y selectiva (IRS) es superior a la de un pilote ejecutado in situ, ya que mediante la inyección se consigue desplazar radialmente el terreno.

Si se tiene en cuenta, además, que si un pilote se puede hincar, se puede inyectar (Barthelemy et al., 1986, 1987), entonces, es posible hincar un pilote de concreto para posteriormente inyectarlo por el fuste con presión, de forma que dicho pilote tenga una resistencia por el fuste superior a la de un pilote hincado de concreto convencional (Ruiz-Terán, 2016).

Los objetivos que se persiguen al incrementar la resistencia por el fuste son los siguientes: • Reducir la longitud de los pilotes.

• Reducir el tiempo de ejecución.

• Reducir el coste de la cimentación.

Viscosidad en cono de Marsh.

Densidad en balanza.

Agua libre en probeta.

Resistencia a compresión simple.

TEMA DE PORTADA

ORIFICIOS PERPENDICULARES Ø 22 mm

OBTURADOR SIMPLE O DOBLE

LECHADA INYECTADA EN EL FUSTE DEL PILOTE

EJE HUECO AXIAL Ø 110 mm VÁLVULA ANTI-RETORNO

Figura 1. Sección longitudinal del PHHRF (Ruiz-Terán, 2016).

ORIFICIOS PERPENDICULARES Ø 22 mm

OBTURADOR SIMPLE O DOBLE

LECHADA INYECTADA EN EL FUSTE DEL PILOTE

2.1 Pilote hincado de concreto reinyectado por el fuste Se trata de un pilote prefabricado de concreto de alta resistencia de sección cuadrada, con un eje hueco interior a lo largo de toda su longitud y una serie de orificios perpendiculares a este, dotados de válvulas antirretorno que permiten establecer una comunicación unidireccional desde el interior del pilote hacia las caras exteriores del mismo (figura 1; figura 2).

De esta manera, una vez que este ha sido hincado, mediante la inyección a lo largo del fuste, a través de válvulas antirretorno (figura 3), de lechada de cemento con aditivo expansivo o de un producto predosificado de retracción compensada, se puede incrementar la resistencia por el fuste del pilote.

En cualquiera de los dos casos, con objeto de asegurar la calidad del producto inyectado, se deben realizar los siguientes ensayos: • • • •

TECNOLOGÍA E INNOVACIÓN

VÁLVULA ANTI-RETORNO

EJE HUECO AXIAL Ø 110 mm

Figura 2. Sección transversal del PHHRF (Ruiz-Terán, 2016).

Figura 3. Modelo a escala real de PHHRF en funcionamiento (Ruiz-Terán, 2016).

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TEMA DE PORTADA

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Figura 4. Resistencia límite por fuste antes y después de la inyección.

Pilote Hincado de Concreto Reinyectado por el Fuste (PHHRF)

Para inyectar el fuste del pilote bajo presión se utiliza un obturador simple para inyecciones de tipo IGU o IR, y un obturador doble para inyecciones de tipo IRS. Dentro de los tipos de inyección disponibles, la IRS es la que mejor se adecúa a las posibles variaciones del terreno, ya que mediante la misma es posible inyectar el volumen necesario, a la presión necesaria, en cada nivel de inyección.

La inyección se controla mediante un registro de parámetros en tiempo real y verificando que se realice de acuerdo con los criterios establecidos.

Se establece una escalera de inyección presión-volumen presión-volumen, la cual es programable, de forma que es posible una toma de decisión en tiempo real sin menoscabar los tiempos de ejecución.

El registro de los parámetros de inyección permite, además, realizar un análisis posterior de los resultados y verificar la idoneidad de las prescripciones establecidas.

2.2 CASOS PRÁCTICOS 2.2.1 Características de los suelos El PHHRF ha sido usado en diferentes tipos de suelos: las ya mencionadas arenas carbonatadas, arenas limosas, limos arenosos, arenas, gravas y piroclastos volcánicos.

Los suelos carbonatados son conocidos por presentar un valor de resistencia por el fuste notablemente inferior al esperado a través de los métodos de cálculo convencionales.

La tendencia actual de las cimentaciones profundas en suelos carbonatados es alejarse de los pilotes hincados, siendo la alternativa preferida la de los pilotes perforados e inyectados. Debido a los altos costes de instalación de estos, el pilote hincado de concreto reinyectado por el fuste es una buena alternativa.

Figura 5. Incremento de la resistencia límite por fuste.

Figura 6. Relación entre la variación de la carga de hundimiento por fuste y el volumen inyectado.

2.2.2 Análisis de los resultados de las pruebas de carga Con objeto de verificar la capacidad de los pilotes y el incremento en la resistencia límite por fuste como consecuencia de la inyección, se realizaron pruebas dinámicas de carga tanto antes como después de la misma.

Comparando los resultados de antes y después de la inyección, según la resistencia inicial del terreno, la resistencia límite por fuste se multiplica de dos a diecinueve veces (figura 4; figura 5).

Las curvas propuestas por Bustamante (et al., 2009) para pilotes con inyección IGU o IRS pueden ser utilizadas a efectos de un realizar un predimensionamiento de PHHRF, ya que en todos los casos la resistencia por el fuste del pilote queda por encima de dichas curvas, con lo que el diseño quedaría del lado de la seguridad.

2.2.3 Relación entre los resultados de las pruebas de carga y los volúmenes inyectados Al igual que hicieron Gouvenot y Gabaix (1975) para el caso de los pilotes perforados e inyectados, se ha realizado un

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Pilote Hincado de Concreto Reinyectado por el Fuste (PHHRF)

análisis de la relación entre la variación de la carga de hundimiento por fuste y el volumen inyectado (figura 6).

Se observa que, en este caso, la capacidad límite por fuste del pilote se incrementa por encima de lo que lo hace la superficie lateral del pilote (figura 7), lo cual solo es atribuible al incremento de las tensiones efectivas horizontales y al incremento del ángulo de rozamiento lechada-terreno.

Representando el incremento de carga de hundimiento por fuste frente al incremento de diámetro equivalente (figura 8), se puede establecer la siguiente relación: ΔQhf = α × ΔΦequiv

(1)

donde ΔQhf es el incremento de carga de hundimiento por fuste expresado en tanto por ciento, α es un parámetro que

Figura 7. PHHRF excavado.

TECNOLOGÍA E INNOVACIÓN

TEMA DE PORTADA

adopta un valor de 3 a 40 y ΔΦequiv es el incremento de diámetro equivalente expresado en tanto por ciento.

Es decir, del 3 al 33 % del incremento de capacidad por fuste es atribuible al incremento del diámetro y del 67 al 97 % es atribuible al incremento de las tensiones efectivas horizontales y al incremento del ángulo de rozamiento lechada-terreno.

3. CONCLUSIONES En este artículo se presenta un nuevo tipo de pilote, el hincado de concreto reinyectado por el fuste, el cual está protegido por una patente internacional (Ruiz-Terán et al. 2016).

Se trata de un pilote prefabricado de concreto de alta resistencia de sección cuadrada, con un eje hueco interior a lo largo de toda su longitud y una serie de orificios perpendiculares a este, dotados a su vez de válvulas antirretorno, de manera que una vez hincado, es posible inyectarlo por el fuste con presión, de forma que tenga una resistencia límite por fuste superior a la de un pilote hincado de concreto convencional.

El nuevo tipo de pilote permite reducir la longitud de los pilotes, el tiempo de ejecución y el coste de la cimentación.

Con objeto de verificar la capacidad de los pilotes y el incremento en la resistencia límite por fuste como consecuencia de la inyección, se realizaron pruebas dinámicas de carga tanto antes como después de la misma.

Comparando los resultados de antes y después de la inyección, según la resistencia inicial del terreno, la resistencia límite por fuste se multiplica de dos a diecinueve veces.

Es decir, del 3 al 33 % del incremento de capacidad por fuste es atribuible al incremento del diámetro y del 67 al 97 % es atribuible al incremento de las tensiones efectivas horizontales y al incremento del ángulo de rozamiento lechada-terreno.

REFERENCIAS Barthelemy, H., Bustamante, M., Gouvenot, D., Martin, R. (1986).

Pressure grouted piles: a solution to offshore foundations problems.

Proc. 7th International Conference on Numerical Methods in Offshore Piling, pp. 481-494.

Barthelemy, H., Geffriaud, J.P., Legendre, Y. (1987). Grouted driven piles. Proc. International Offshore Mechanics and Arctic Engineering Symposium, pp. 319-327.

Gouvenot, D. y Gabaix, J.C. (1975). A New Foundation Technique Using Piles Sealed by Cement Grout Under High Pressure. Proc. 7th Annual Offshore Technology Conference, pp. 645-656.

Ruiz-Terán, P. (2016). Una nueva tipología de pilotaje: pilote hincado de hormigón reinyectado por el fuste. Thesis, University of Cantabria.

Ruiz-Terán, P., Arcos Álvarez, J. L., Gil Lablanca, R., Cano Barreiro, C. (2016). WO 2016/116653.

Figura 8. Relación entre el incremento de carga de hundimiento por fuste y el incremento de diámetro equivalente.

Apreciamos su opinión e información sobre el tema de este artículo.

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2026

CALENDARIO

Febrero

19 y 20

Marzo

11 - 13

Abril

20 y 30

1° Conferencia Internacional en Mecánica de Rocas e Ingeniería de Rocas Torre de Ingeniería, Universidad Nacional Autónoma de México, CDMX https://www.smig.org.mx/archivos/eventos -smig-2026/conferencia-internacional -mecanica-rocas.pdf 2° Simposio Internacional sobre Depósitos de Jales La Cascada, Centro de Convenciones, Hermosillo, Sonora https://2sisdj-hermosillo-2026.com.mx/ archivos/boletin-2-simposio-sobre -depositos-de-jales.pdf

Junio

11

Junio

14 - 19

8th International Young Geotechnical Engineers Conference Graz, Austria https://www.issmge.org/events/8iygec

21st International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering Viena, Austria https://www.icsmge2026.org/en/

5° Simposio Internacional Suelos no Saturados Universidad Autónoma de Querétaro https://www.smig.org.mx/archivos/eventos -smig-2026/5-simposio-suelos.png

Sistemas de sostenimiento subterráneo para túneles Sistema de anclaje autoperforante – Sistema de una sola etapa donde se perfora e instala a la vez – Se puede extender la longitud del anclaje mediante coples – Su barra hueca permite la inyección de lechada o resina

Sistema de anclaje autoperforante

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NOTA TÉCNICA

Rubén Domínguez Alfaro

Gabriel Auvinet Guichard

Norma Patricia López Acosta

Instituto de Ingeniería, UNAM

Instituto de Ingeniería, UNAM

Instituto de Ingeniería, UNAM

Análisis paramétrico de la influencia del número de pilotes de control en el comportamiento de un cajón de cimentación mediante modelos tridimensionales de elementos finitos 1. INTRODUCCIÓN González-Flores (1948) propuso el concepto de pilote de control para mejorar el comportamiento de las cimentaciones profundas afectadas por el hundimiento regional de la Ciudad de México. El sistema permite controlar las cargas axiales en los pilotes y los desplazamientos verticales de la cimentación.

Actualmente, existen distintas versiones del pilote de control, que son modia) b) ficaciones de la segunda versión de González-Flores (1960). Básicamente, Figura 1. a) Configuración básica y b) comportamiento a largo plazo del pilote de el pilote de control (figura 1) es un pilote control. de punta cuya cabeza está desconectada estructuralmente de la losa de fondo del cajón de cimen- aparente de los pilotes, debida a la diferencia entre los destación. Los pilotes pueden penetrar libremente a través de la plazamientos verticales de los pilotes y de la losa, provoca el losa. La transmisión de carga entre la losa y el pilote se realiza aplastamiento de las celdas deformables (figura 1). Este commediante un dispositivo de control compuesto por un marco portamiento implica trabajos periódicos de mantenimiento de carga y una celda deformable (tradicionalmente com- en cada pilote: descarga, sustitución de la celda aplastada, puesta por cubos de madera). A largo plazo, la penetración recorte de la cabeza y precarga.

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Análisis paramétrico de la influencia del número de pilotes de control en el comportamiento de un cajón de cimentación mediante modelos tridimensionales de elementos finitos

Recientemente se realizó una investigación para evaluar numéricamente el comportamiento en grupo de pilotes de control (Domínguez-Alfaro, 2024; Domínguez-Alfaro, Auvinet-Guichard y López-Acosta, 2025). Esta investigación se caracteriza por ser la primera que presenta el modelado numérico, en tres dimensiones, de un cajón de cimentación con pilotes de control. El estudio paramétrico presentado en este artículo es uno de los análisis realizados por Domínguez-Alfaro (2024). Se evalúa la influencia del número de pilotes sobre el comportamiento estático a largo plazo de una cimentación de este tipo.

Se presenta la metodología adoptada y se comentan los resultados obtenidos.

NOTA TÉCNICA

Figura 2. Características de los modelos numéricos.

2. METODOLOGÍA Se seleccionan cuatro grupos de pilotes de control distribuidos uniformemente (figura 2a). Los grupos de pilotes de control corresponden, respectivamen- Figura 3. Representación numérica de un pilote de control con elementos finitos. te, a S/D = 12, S/D = 8, S/D = 6 y S/D = 4.8, donde S es la separación entre de los resultados de pruebas de compresión simple centros de pilotes contiguos y D es el diámetro del pilote.

(Domínguez-Alfaro, Auvinet-Guichard y López-Acosta, Se estructuran cuatro modelos tridimensionales de elemen2026). El marco de carga es un cabezal con un par de tortos finitos utilizando el software Plaxis 3D®. A continuación se nillos de acero estructural. mencionan las características comunes de los cuatro modelos • La notación P1 corresponde a pilotes interiores, P2 a pinuméricos (figura 2b). lotes en los bordes de la losa y P3 a pilotes de esquina.

• Los elementos se representan como sigue: las celdas de• El perfil estratigráfico es típico de la zona geotécnica III formables mediante elementos de volumen (figura 3), (NTCDCC, 2023) o zona lacustre de la Ciudad de Mélos pilotes mediante elementos de volumen e interfaces xico. Corresponde a un sitio donde el abatimiento de en los fustes, los cabezales mediante placas, los tornillos la presión de poro provocó un asentamiento en campo como barras, y las losas y los muros como placas. libre de 128 cm durante un período de 15 años. El mo• Las cinco etapas de cálculo son las siguientes: 1) Definidelo geotécnico y los estados de esfuerzos, en diferentes ción del estado inicial en campo libre. 2) Construcción años, se obtienen mediante una calibración numérica de la cimentación con pilotes de control (análisis a corto (Domínguez-Alfaro et al., 2026). plazo). 3) Simulación de la interacción entre la cimen• El cajón de cimentación es cuadrado (24 m de lado) y tación con pilotes de control y el hundimiento regional, está desplantado a 3.0 m de profundidad. La losa y los incluyendo los efectos de la fricción negativa que se demuros tienen, respectivamente, espesores de 70 cm sarrolla sobre los pilotes. El análisis se realiza para un y 100 cm. Se admite que, en condiciones normales de periodo (en años) que corresponde al tiempo necesario operación de la cimentación, la estructura transmite a la para que alguna de las celdas deformables alcance una losa una presión uniforme q=80 kPa. deformación correspondiente al 25 % (aplastamiento de • Los análisis se realizan considerando la segunda ver3.75 cm) de la altura de 15 cm de la celda (criterio aquí sión del pilote de control (González-Flores, 1960). El adoptado para ejecutar el mantenimiento). 4) Mantenipilote es de concreto monolítico, tiene un diámetro miento del grupo de pilotes de control. El mantenimienD=50 cm y la punta se apoya sobre la capa dura. La celto se realiza en un solo pilote de control a la vez. 5) Los da deformable está constituida por un arreglo de 4 x 4 pasos 3 y 4 se repiten consecutivamente. x 3 cubos de madera de caobilla (de 5 cm de lado) separados por placas metálicas y sus parámetros mecánicos se obtienen a partir de la interpretación numérica

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NOTA TÉCNICA

Análisis paramétrico de la influencia del número de pilotes de control en el comportamiento de un cajón de cimentación mediante modelos tridimensionales de elementos finitos

Tabla 1. Emersión aparente y secuencias de mantenimiento requeridas.

S/D = 12 Tiempo (años)

S/D = 8

S/D = 6

S/D = 4.8

S/D = 12

Emersión aparente del cajón (cm)

S/D = 8

S/D = 8

S/D = 4.8

Mantenimiento

A

B

A

B

A

B

A

B

M

NP

M NP M NP

M

NP

3

0.5

0.0

2.1

0.7

3.1

1.4

3.7

1.9

1.°

4

-

-

-

-

-

-

6

2.6

0.5

6.9

3.6

9.0

5.0

9.9

5.7

-

-

1.°

9

-

-

-

-

8

5.0

1.6

8.9

4.3

13

7.8

14

8.7

2.°

4

-

-

-

-

-

-

12

9.5

4.0

17

9.6

22

15

24

17

3.°

4

2.°

9

1.°

3

-

-

15

16

8.4

25

16

32

23

37

28

4.°

4

-

-

1.°

5

1.°

1

3. RESULTADOS La tabla 1 indica la magnitud de la emersión aparente calculada en los dos puntos de referencia A y B indicados en la figura 4, así como las secuencias de mantenimiento requeridas (M) y el número de pilotes de control intervenidos (NP). Los grupos con S/D=4.8 y S/D=12 presentan, respectivamente, la Figura 4. Mallas deformadas (amplificadas cinco veces) después de 15 años. mayor y la menor emersión aparente.

En el caso de los grupos correspondientes a S/D=8 y S/D=12, resulta necesario dar mantenimiento a todos los pilotes de control en el mismo año. El grupo con S/D=4.8 requiere un primer mantenimiento después de 15 años, pero solo para el pilote de esquina P3.

La figura 5 muestra acercamientos de Figura 5. Mallas deformadas (amplificadas 3.3 veces) para diferentes años de análisis. las mallas deformadas para los pilotes señalados en la figura 4, en el año del primer mantenimiento de cada grupo de pilotes. En el caso de los grupos con S/D=8 y S/D=12 los aplastamientos tienden a ser uniformes, lo cual explica que el mantenimiento de todos los pilotes de estos grupos se tenga que realizar en el mismo año.

Se pueden comparar entre sí los resultados obtenidos en los grupos extremos con, respectivamente, S/D=4.8 y S/ D=12. La figura 6 muestra los desplazamientos relativos verticales (δzR) en los pilotes, determinados en los elementos de interfaz después de 15 años. La escala Figura 6. Desplazamientos relativos verticales entre suelo y pilote después de 15 años. se ha ajustado para mostrar únicamente los desplazamientos del suelo respecto Se observa un aumento de la carga axial (Q) en los pilotes a los pilotes que pueden inducir fricción negativa (Reséndiz y Auvinet, 1973). El cálculo sugiere que la fricción negativa es debido a la fricción negativa y a la penetración aparente del mayor y más uniforme para el grupo con S/D=12 que para el pilote. La figura 7 muestra la carga axial (Q) en los pilotes grupo con S/D=4.8. En ambos grupos, el pilote de esquina P3 interiores P1 y de esquina P3 que se señalan en la figura 6.

Se grafican los resultados a corto y largo plazo (antes de soporta la mayor fricción negativa.

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Análisis paramétrico de la influencia del número de pilotes de control en el comportamiento de un cajón de cimentación mediante modelos tridimensionales de elementos finitos

NOTA TÉCNICA

un delicado equilibrio entre los factores que influyen en el comportamiento estático y en la seguridad, especialmente en condiciones sísmicas. Este es el tema principal de la investigación que están llevando a cabo actualmente los autores.

5. REFERENCIAS Domínguez-Alfaro, R. (2024). Evaluación numérica del comportamiento en grupo de pilotes de control. Tesis de maestría.

Universidad Nacional Autónoma de México. México.

Domínguez-Alfaro, R., Auvinet-Guichard, G y López-Acosta, N.P. (2025). Evaluación numérica del comportamiento en grupo de pilotes de control: resultados principales. 9º Coloquio de Jóvenes Geotecnistas. Guadalajara, México.

Domínguez-Alfaro, R., Auvinet-Guichard, G. & López-Acosta, N.P. (2026). Numerical modelling of a box-type foundation with control piles, pile number effect. Proceedings of the 21st International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Vienna.

Figura 7. Carga axial en los pilotes P1 (interior) y P3 (esquina).

realizar el mantenimiento). En ambos pilotes, las cargas axiales en el grupo con S/D=12 presentan mayor magnitud que en el grupo con S/D=4.8. El pilote de esquina P3 soporta mayor carga axial que el pilote interior P1 en ambos grupos; sin embargo, la diferencia es menor en el grupo con S/D=12 que en el grupo con S/D=4.8.

4. CONCLUSIONES Se ha logrado desarrollar modelos numéricos de un cajón de cimentación con diferentes grupos de pilotes de control y analizar la interacción entre este tipo especial de cimentación y el hundimiento regional, así como evaluar la secuencia de mantenimiento periódico necesaria.

El número de pilotes de control influye significativamente en el desarrollo de la fricción negativa y en el comportamiento estático a largo plazo de la cimentación. Un mayor número de pilotes mejorará la seguridad de la cimentación, pero provocará una mayor emersión aparente. Por tanto, el diseño de cimentaciones con pilotes de control requiere

Domínguez-Alfaro, R., Auvinet-Guichard, G., López-Acosta, N.P., Paniagua, W. & Juárez, M. (2026). Calibration of numerical model of regional subsidence for a site in Mexico City. Proceedings of the 21st International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Vienna.

González-Flores, M. (1948). Level control in buildings by means of adjustable piling. Proceedings of the 2nd International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering. Rotterdam.

González-Flores, M. (1960). Setting vertical two buildings: a meter in the most unfavorable case. Proceedings of the 1st Panamerican Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering.

Vol. 1. México Reséndiz, D. & Auvinet, G. (1973). “Analysis of pile foundations in consolidating soils”. Proceedings of the 8th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Moscow.

Apreciamos su opinión e información sobre el tema de este artículo.

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NUEVOS SOCIOS

Luis Enrique de los Santos Avelino Luis Ángel Mendoza Mendoza Jorge Rojas Rodríguez Miguel Vergara Lázaro Tomás Romero Olán Héctor Manuel Gutiérrez Cortés

Michael Emmanuel Supo Mamani Luz Virginia Suárez Quintero Gaspar Alberto Alcocer Gómez Guillermo Guerrero Hernández Niza Granados Rodríguez Víctor Manuel Gutiérrez Landa

Daniel Antonio Rosales Simón Tepalcapa San Miguel Cinthia Areli Hernández Vázquez

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NOTA INFORMATIVA

Eduardo Botero Jaramillo

Luis Osorio Flores

Instituto de Ingeniería, UNAM

Instituto de Ingeniería, UNAM

Megasismo en la península de Kamchatka (Rusia) el 29 de julio de 2025 1. INTRODUCCIÓN Este informe presenta el análisis geotécnico preliminar del megasismo de subducción (Mw 8.8) ocurrido el 29 de julio de 2025 en la península de Kamchatka [1]. El evento, uno de los más potentes registrados, se originó en la interfaz de subducción Kuril-Kamchatka, donde la placa del Pacífico se subduce bajo la placa de Norteamérica [1], (figura 1). La ruptura, de aproximadamente 390 x 140 km y con deslizamientos de hasta 16.5 m, generó un movimiento del terreno excepcionalmente severo (MMI IX) durante más de cuatro minutos [1], (tabla 1). El objetivo de este documento es presentar algunos elementos que permitan entender y explicar la importancia del megasismo Kamchatka de julio 2025.

Figura 1. Epicentro del sismo del 29 de julio de 2025 en Kamchatka y otros sismos importantes en esta región [https://edition.cnn.com/world/live-news/russia-japan-tsunami-earthquake-hnk-intl-07-30-25; 1].

2. METODOLOGÍA El análisis se basa en datos y modelos públicos de agencias como el USGS y el EMSC, incluyendo mapas de intensidad (ShakeMap), modelos de falla y predicciones de falla del terreno [2, 3, 4, 5, 6]. La caracterización geológica se fundamenta en literatura científica existente sobre la región [7].

La principal limitación de este estudio es la ausencia de una verificación de campo postsismo, por lo que sus conclusiones son preliminares y requieren una futura validación in situ.

3. CONDICIONES GEOLÓGICAS Y GEOTÉCNICAS DEL SITIO La geología de Kamchatka, un activo arco volcánico, es la causa fundamental de su vulnerabilidad sísmica [10, 11]. El mismo proceso de subducción que genera megasismos también produce los depósitos de ceniza volcánica (andosoles) que cubren la región [7]. Estos suelos presentan propiedades

geotécnicas particulares: son porosos, de baja densidad, no consolidados y con baja a nula plasticidad [8]. En las zonas bajas y valles de Petropavlovsk-Kamchatsky, los depósitos saturados que tienen velocidades de onda de corte bajas (Vs30) se clasifican como suelos tipo III o IV (de acuerdo con el código de diseño sísmico vigente en la Federación Rusa, SP 14.13330.2018) [16]; son muy susceptibles a fallas geotécnicas [12], (figura 2). Por lo tanto, es importante señalar que los modelos geotécnicos convencionales, desarrollados en gran medida para suelos sedimentarios de origen no volcánico, podrían no capturar completamente el comportamiento complejo de los andosoles. La presencia de minerales amorfos como el alofano y la estructura vítrea de las partículas pueden generar una resistencia al corte que se degrada de forma catastrófica bajo la carga cíclica de un sismo [9]. Esto sugiere que la evaluación precisa del riesgo sísmico en esta

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40

NOTA INFORMATIVA

y otras regiones volcánicas similares requiere metodologías de caracterización y modelización específicas para suelos de origen volcánico (tabla 2).

4. FALLAS GEOTÉCNICAS INDUCIDAS POR EL SISMO (ANÁLISIS PREDICTIVO) Las condiciones ideales para las fallas geotécnicas generalizadas se crearon con la combinación de suelos susceptibles (arenas y limos volcánicos), la saturación por un nivel freático superficial y un disparador sísmico excepcionalmente severo y prolongado (figura 3). Los modelos del USGS indicaron una alta probabilidad de licuación en zonas costeras y valles fluviales [5], manifestándose en asentamientos, agrietamiento y expansión lateral (lateral spreading) hacia la Bahía de Avacha (tabla 3). Simultáneamente, la sacudida provocó deslizamientos de tierra en los flancos volcánicos cubiertos de cenizas sueltas, con efectos en cascada como el bloqueo de infraestructuras [5, 13, 14, 15]. Cabe resaltar que los autores de este informe no tuvieron la oportunidad de realizar una vista posterior al evento sísmico a la zona de Kamchatka para verificar la información emitida por la USGS, por lo tanto, no se tiene la verificación visual de las predicciones de la USGS. No obstante, el servicio geológico de los Estados Unidos ha sido una fuente generadora de información con niveles de confianza altos para eventos sísmicos en zonas donde sí se

ha tenido la oportunidad de verificar físicamente, o a partir de otros grupos de observadores, las predicciones del USGS.

Tabla 1. Parámetros sismológicos del sismo principal del 29 de julio de 2025 en Kamchatka.

Parámetro

Valor

Fuente

Fecha (UTC)

29 de julio de 2025

2

Hora (UTC)

23:24:52

2

Magnitud de momento (Mw)

8.8

2

Coordenadas epicentrales

52.498°N, 160.264°E

2

Profundidad hipocentral

35.0 km

2

Tipo de falla

Inversa de bajo ángulo (megasismo de subducción)

2

Placas tectónicas

Pacífico subduciendo bajo la placa de Norteamérica

2

Dimensiones de ruptura (L x W)

~390 km x 140 km

2

Deslizamiento máximo Modelado

14.5 m - 16.5 m

2

Duración de la ruptura

~260 segundos

2

Intensidad máxima (MMI)

IX (violenta)

2

Figura 2. Complejo volcánico, mapa geológico y un perfil estratigráfico que muestran una corteza continental regional de 38-40 km de espesor en Karymshina Kamchatka (Rusia) [7].

Tabla 2. Caracterización geotécnica inferida de las unidades de suelo superficiales en la zona epicentral.

Unidad geológica

Espesor típico (m)

Clasificación USCS (inferida)

Vs30 estimado (m/s)

Clasificación de sitio (SP14.13330.2018) Código ruso

Clasificación de sitio (EC8)

Potencial de amplificación

Susceptibilidad a licuación

Depósitos de ceniza holocénicos

5 - >30

SM, ML

< 250

III / IV

D/E

Alto a muy alto

Alta (si está saturado)

Depósitos aluviales (valles)

10 - >50

SM, SP, ML

180 - 300

III / II

D

Moderado a alto

Alta (si está saturado)

Rellenos artificiales (zona costera)

2 - 10

SP, SM

< 200

III / IV

E

Muy alto

Muy alta

Depósitos de ladera (coluviones)

Variable

SM, GM

250 - 400

II

C/D

Bajo a moderado

Baja a moderada

Basamento rocoso (volcánico/ metamórfico)

>30

Roca

> 800

I

A/B

Nulo

Nula

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41

NOTA INFORMATIVA

5. RESPUESTA DE SITIO Y SU CORRELACIÓN CON EL DAÑO Los depósitos de suelo blando y de gran espesor en los valles y llanuras costeras provocaron una significativa amplificación de las ondas sísmicas. Esto explica la alta intensidad (MMI IX) registrada por el USGS, que no se debe solo a la magnitud del sismo sino a los efectos de sitio [1]. En general, la población de esta región reside en estructuras resistentes a los movimientos sísmicos, aunque existen estructuras vulnerables.

Los tipos de edificios vulnerables predominantes son de bloques de adobe y ladrillos no reforzados. En este contexto, son dos los factores que pudieron derivar en daños: por un lado, las fuerzas inerciales extremas debido al movimiento amplificado y, por el otro, la licuación del suelo subyacente [15], (figuras 4 y 5). Debe aclararse que hasta el momento de la elaboración de este informe no se ha encontrado información de daños críticos en la infraestructura urbana en Kamchatka. Esto puede ser —como se dijo anteriormente— el resultado de la observación rigurosa del código de diseño ruso vigente (SP 14.13330.2018), teniéndose pendiente los reportes de las zonas no habitadas de Kamchatka. El evento objeto de nuestro análisis demuestra que los códigos de diseño sísmico deben adoptar un enfoque holístico, que incluya análisis específicos de respuesta de sitio y licuación para regiones geológicamente similares.

Figura 3. Destrucción dejada por el sismo de Kamchatka (Rusia). [https://www.reuters. com/business/environment/huge-quake-russia-triggers-tsunami-warnings-around-pacific-2025-07-30/, https://www.bbc.com/mundo/articles/cq582x2p40po] Tabla 3. Inventario de fallas geotécnicas inferidas para el sismo de Kamchatka.

Tipo de falla

Ubicación/ Área probable

Fuente de evidencia

Manifestaciones inferidas

Licuación

Llanura costera de PetropavlovskKamchatsky, valles fluviales.

Modelo USGS, condiciones del sitio (suelo granular saturado).

Asentamiento diferencial, volcanes de arena, agrietamiento del terreno.

Expansión lateral

Márgenes de la bahía de Avacha, riberas de ríos.

Modelo USGS, topografía (cara libre), condiciones del sitio.

Desplazamiento horizontal del terreno, falla de muelles y estribos de puentes.

Deslizamientos (flujos/ desprendimientos)

Flancos de volcanes (Koryaksky, Avachinsky), taludes de carreteras.

Modelo USGS, topografía (pendiente >15°), geología (cenizas sueltas).

Flujos de detritos, desprendimientos de rocas, bloqueo de infraestructura.

Deslizamiento

Licuación

6. CONCLUSIONES La ausencia —hasta la fecha de generación de este documento— de evidencia Figura 4. Área estimada expuesta al peligro y exposición estimada de la población de daños urbanos catastróficos puede (deslizamiento y licuación), sismo del 29 de julio de 2025 en Kamchatka [1]. relacionarse con la observancia del código ruso vigente (SP 14.13330.2018) y con tipologías estructurales más resistentes en zonas habi- debe señalar que el servicio geológico de los Estados Unidos tadas; no obstante, persisten vulnerabilidades en mampos- ha sido una fuente generadora de información con niveles tería no reforzada y edificaciones aisladas. Al tratarse este de confianza altos para eventos sísmicos en zonas en donde de un análisis preliminar apoyado en modelos y mapas sí se ha tenido la oportunidad de verificar físicamente, o a públicos (USGS), las inferencias sobre licuación, expansión partir de otros grupos de observadores, sus predicciones. El lateral y deslizamientos requieren validación mediante ins- megasismo de Kamchatka deja en evidencia la necesidad de pecciones de campo, registros instrumentales y evidencia llevar nuestros códigos de diseño sísmico a niveles que en geotécnica directa, tanto en las zonas habitadas como en las escenarios comparables nos permitan reportar daños simizonas que no lo están. Respecto a la información de USGS se lares a los de Kamchatka.

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NOTA INFORMATIVA Deslizamiento

Licuación

12. Vs30 Map Viewer - USGS ArcGIS, acceso: septiembre 9, 2025, https://usgs.maps. arcgis.com/apps/webappviewer/index. html?id=8ac19bc334f747e486550f32837578e1 13. Massive Russia earthquake a 'truly major event,' experts warn of powerful aftershocks, acceso: septiembre 9, 2025, https://english. alarabiya.net/News/world/2025/07/30/ massive-russia-earthquake-a-truly-majorevent-experts-warn-of-powerful-aftershocks

Figura 5. Zonas que presentaron desplazamientos y zonas que presentaron licuación, sismo del 29 de julio de 2025, en Kamchatka.

14. Kamchatka Peninsula - Wikipedia, acceso: septiembre 9, 2025, https://en.wikipedia.org/ wiki/Kamchatka_Peninsula

15. EERI Response to July 29, 2025 M8.8 Kamchatka, Russia Earthquake and Tsunami, acceso: septiembre 9, 2025, https://www.eeri. org/about-eeri/news/26589-eeri-responseto-july-29-2025-m8-8-kamchatka-russia-earthquake-and-tsunami

FUENTES CITADAS 1. M 8.8 - 2025 Kamchatka Peninsula, Russia Earthquake, acceso: septiembre 9, 2025, https://earthquake.usgs.gov/earthquakes/ eventpage/us6000qw60/executive 2. 2025 M8.8 Kamchatka Peninsula, Russia earthquake - ArcGIS StoryMaps, acceso: septiembre 9, 2025, https://storymaps.arcgis. com/stories/605361fadf4548e5883d309fb79e1188 3. Kamchatka Tsunami, July 29, 2025 Main Event Page, acceso: septiembre 9, 2025, https://nctr.pmel.noaa.gov/kamchatka20250729/ 4. M 8.8 - 2025 Kamchatka Peninsula, Russia Earthquake, acceso: septiembre 9, 2025, https://earthquake.usgs.gov/earthquakes/ eventpage/us6000qw60/shakemap

16. Ministerio de Construcción y Servicios de Vivienda y Comunales de la Federación Rusa. (2018). Svod pravil SP 14.13330.2018: Stroitel'stvo v seysmicheskikh rayonakh (Aktualizirovannaya redaktsiya SNiP II-7-81)* [Conjunto de reglas SP 14.13330.2018: Construcción en regiones sísmicas (Edición actualizada de SNiP II-7-81*)]. Standartinform.

Apreciamos su opinión e información sobre el tema de este artículo.

Escríbanos a norma@xantus.com.mx

5. M 8.8 - 2025 Kamchatka Peninsula, Russia Earthquake, acceso: septiembre 9, 2025, https://earthquake.usgs.gov/earthquakes/ eventpage/at00t06p1k/ground-failure/about 6. SWOT Spots Tsunami Wave After Kamchatka Quake - NASA Earth Observatory, acceso: septiembre 9, 2025, https://earthobservatory. nasa.gov/images/154666/swot-spots-tsunami-wave-afterkamchatka-quake 7. Isotopic and Petrologic Investigation, and a Thermomechanical Model of Genesis of Large-Volume Rhyolites in Arc Environments: Karymshina Volcanic Complex, Kamchatka, Russia - Frontiers, acceso: septiembre 9, 2025, https://www.frontiersin.org/journals/ earth-science/articles/10.3389/feart.2018.00238/full 8. Evaluation of the influence of the granulometric composition of soils ..., acceso: septiembre 9, 2025, https://www.e3s-conferences. org/articles/e3sconf/pdf/2023/08/e3sconf_afe2023_03048.pdf 9. Weathering of volcanic ash in the cryogenic zone of Kamchatka, eastern Russia | Clay Minerals - Cambridge University Press & Assessment, acceso: septiembre 9, 2025, https://www.cambridge. org/core/journals/clay-minerals/article/weathering-of-volcanicash-in-the-cryogenic-zone-of-kamchatka-eastern-russia/6EAF8F0 FBDC6F4C13020BD35800255C7 10. Russian Domain: Physical Geography – Kamchatka – The Western World, acceso: septiembre 9, 2025, https://cod.pressbooks.pub/ westernworlddailyreadingsgeography/chapter/russian-domainphysical-geography-ii/ 11. en.wikipedia.org, acceso: septiembre 9, 2025, https:// en.wikipedia.org/wiki/Kamchatka_Peninsula#:~:text=The%20 peninsula%20has%20a%20high,continent%2C%20with%20many%20 active%20cones.

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TESIS EVALUACIÓN DE LA DURABILIDAD DE MEZCLAS ASFÁLTICAS ELABORADAS CON RCD MEDIANTE LA PRUEBA TSR Universidad Nacional Autónoma de México Programa: Maestría y Doctorado en Ingeniería Grado obtenido: Maestría Autor Maribel Hernández González Tutor Dra. Alexandra Ossa López

Resumen La industria de la construcción es fundamental para la economía mundial, pero su crecimiento ha aumentado la sobreexplotación de recursos y la generación de residuos. Por ello, es crucial gestionar de manera eficiente los residuos de construcción y demolición (RCD) con el fin de reducir el impacto ambiental y asegurar la disponibilidad de recursos para las futuras generaciones.

En México, la información sobre los volúmenes de RCD generados es limitada y solo la Ciudad de México cuenta con

una normativa específica para la gestión adecuada de estos residuos desde 2004. A pesar de los esfuerzos, menos del 2 % de estos residuos se reciclan. En contraste, EE. UU. y la UE reciclan más del 70 %, aunque la mayoría de estos materiales se destinan a usos de baja calidad, como agregados para rellenos y subbases.

Los RCD pueden utilizarse como agregados para la elaboración de concreto asfáltico, pero su uso presenta desafíos debido a las propiedades de estos residuos, lo que afecta la absorción y la adhesión del cemento asfáltico. Sin embargo, algunos estudios han revelado que su incorporación puede mejorar la rigidez de las mezclas asfálticas.

Esta investigación evaluó el impacto de la humedad en concretos asfálticos con agregados de RCD. Se fabricaron mezclas con 10 % y 30 % de RCD que fueron sometidas a envejecimiento mediante inmersión en agua por 3 y 6 meses.

Posteriormente, se realizaron pruebas para evaluar la susceptibilidad a la humedad y al agrietamiento. Los resultados mostraron que la adición de RCD aumentó la resistencia a la tensión indirecta y los valores de la prueba TSR, reduciendo el stripping o pérdida del recubrimiento en el concreto asfáltico.

Esto se atribuye a la hidratación de partículas cementantes presentes en la fracción fina de los RCD. No obstante, en mezclas con alto contenido de RCD, la exposición prolongada a la humedad incrementó la susceptibilidad al agrietamiento.

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Laureado el Dr. Gabriel Auvinet Guichard con el Premio Universidad Nacional El 13 de octubre del año en curso, el Dr. Gabriel Yves Armand Auvinet Guichard fue galardonado con el Premio Universidad Nacional 2025, en la modalidad de Innovación Tecnológica y Diseño, distinción que reconoce la trayectoria sobresaliente del personal académico de la UNAM en docencia, investigación y difusión de la cultura.

El Dr. Auvinet es Investigador Titular C del Instituto de Ingeniería de la UNAM, expresidente y miembro honorario de la Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica (SMIG).

Igualmente, ostenta la categoría de miembro honorario del Consejo Nacional del Seminario de Cultura Mexicana.

El premio mencionado destaca sus relevantes aportes a la ciencia y la tecnología en ingeniería geotécnica, reflejados en un notable corpus de publicaciones nacionales e interna-

cionales, así como en soluciones a problemas complejos con impacto tanto en México como en otros países. ¡Felicitaciones al Dr. Auvinet por este merecido galardón!

Su obra eleva los estándares de la práctica y la investigación geotécnica, honrando la misión académica de la UNAM y fortaleciendo a la comunidad de la SMIG.

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México será sede del 17º Workshop Internacional de Micropilotes en 2027 Durante la celebración del 16º Workshop Internacional de Micropilotes, en Valencia (España), se anunció oficialmente que la próxima edición del evento tendrá lugar en Tequila (Jalisco), en 2027.

La International Society of Micropiles (ISM) celebró su 16º International Workshop on Micropiles en la ciudad de Valencia (España), del 24 al 26 de septiembre de 2025. Bajo el lema “The Art and Science of Micropiles”, el encuentro reunió a más de 120 participantes provenientes de 25 países, referentes todos en el ámbito del diseño, construcción, investigación y promoción de micropilotes.

El programa técnico abordó una diversidad de temas clave para la disciplina, entre los que destacan: construcción urbana y rehabilitación, sostenibilidad, normativa internacional, análisis sísmico, nuevas investigaciones, innovación en la ejecución de micropilotes y la integración de inteligencia artificial en datos de campo para modelos numéricos. Además, se dictaron conferencias magistrales, como la «Lizzi Lecture», impartida en esta ocasión por Tom Richards de Nicholson Construction Company, así como con la 5ª edición de World Cup of Micropiles, competencia internacional entre proyectos de diversas regiones.

Desde su inicio, la ISM ha llevado este Workshop a diversas ciudades de referencia mundial; tal es el caso de Ube (Japón, 1999), Turku (Finlandia, 2000), Venecia (Italia, 2002), Vancouver (Canadá, 2017), Gold Coast (Australia, 2019) y Vail (EE.UU., 2023).

Gracias al impulso y gestión de Mariana Gómez y Bernardo Robles, quienes han sido promotores del sistema de micropilotes en el país y colaboradores activos dentro de la ISM, en Valencia se anunció que la 17ª edición del Workshop será en Tequila (México), en noviembre de 2027. Esta nueva sede representa una excelente oportunidad para visibilizar en Latinoamérica la tecnología de micropilotes y fortalecer la presencia de México dentro de la comunidad internacional de cimentaciones profundas.

Este tipo de encuentros internacionales favorece el intercambio de conocimiento entre investigadores, consultores, contratistas y fabricantes. El Workshop permite vislumbrar tendencias globales, comparar experiencias de obra, abordar retos de diseño y construcción bajo condiciones retadoras e, igualmente, revisar cómo estándares y normativas internacionales se integran en contextos regionales.

La próxima edición en México marcará un hito para la ingeniería geotécnica latinoamericana. Será una gran oportunidad para conocer de cerca los avances más recientes en esta especialidad, compartir experiencias con expertos de todo el mundo y seguir impulsando el desarrollo de soluciones de cimentación seguras, eficientes y sostenibles.

Asistentes y ponentes del 16º Workshop Internacional de Micropilotes, en Valencia, España.

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Revista conmemorativa del 50º aniversario del Sistema de Drenaje Profundo El pasado 28 de agosto de 2025 se llevó a cabo, en el Auditorio Enrique Lona Valenzuela del Colegio de Ingenieros Civiles de México, la presentación de la revista conmemorativa del 50 aniversario del Sistema de Drenaje Profundo de la Ciudad de México. Esta edición especial, fruto de la colaboración entre la Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica (SMIG) y la Asociación Mexicana de Ingeniería de Túneles y Obras Subterráneas (AMITOS), constituye un homenaje a una de las obras más trascendentales de la ingeniería civil mexicana.

El evento contó con un presídium integrado por representantes de CONAGUA, SEGIAGUA, CICM, SMIG y AMITOS, así como por ingenieros que participaron de manera directa en el proyecto. Tras los mensajes institucionales, el Ing. Guillermo Guerrero Villalobos ofreció una emotiva reseña histórica sobre la obra y reconoció la labor de quienes hicieron posible su ejecución y de los autores que participaron en la revista.

Durante la ceremonia se destacó la magnitud técnica y humana de la obra del Sistema de Drenaje Profundo, subrayando que su construcción no solo significó un reto de ingeniería sin precedentes, sino también una verdadera escuela que formó a generaciones de profesionales. Asimismo, se agradeció especialmente a los responsables de la concepción y edición de la revista, así como a los colaboradores cuyos aportes le dan vida.

Como parte del programa, se proyectó la película La obra oculta, que retrata los desafíos y soluciones que marcaron el desarrollo del proyecto, permitiendo a los asistentes revivir la complejidad y trascendencia de la obra. El evento concluyó con un brindis, en el que los asistentes compartieron impresiones y experiencias, e igualmente reflexionaron sobre esta emblemática obra de ingeniería civil.

La SMIG y AMITOS agradecen a todas las personas que participaIng. Roberto González Ramírez, ron en esta conmemoPresidente de AMITOS. ración y, en particular, a

quienes formaron parte de esta magna obra que, medio siglo después de su inauguración, continúa siendo un referente del talento, la innovación y la capacidad de la ingeniería mexicana.

Puedes consultar la revista en este link: https:// indd.adobe.com/view/ b79befce-a747-434e-bf701df4dc4b544d

Dr. Miguel Ángel Mánica Malcom, Presidente de la SMIG.

Margarita Cruz Almaza recibiendo su reconocimiento de manos de los presidentes de SMIG y AMITOS.

Presidium del evento de presentación de la revista.

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Toma de Protesta del capítulo estudiantil de la Licenciatura en Ingeniería Civil de la Facultad de Estudios Superiores, campus Aragón, de la Universidad Nacional Autónoma de México, ante la Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica (SMIG) El pasado 25 de septiembre de 2025 se llevó a cabo de manera presencial en el Centro Tecnológico de la FES Aragón, la toma de protesta de la nueva mesa directiva del Capítulo Estudiantil de la misma institución, conformado por estudiantes de la licenciatura en Ingeniería Civil.

La ceremonia fue inaugurada con aforo completo en el auditorio, ya que se realizó dentro del marco de la semana especialmente dedicada al mundo de las ingenierías. La ponencia magistral estuvo a cargo del Ing. Gabriel Lira Alvarez, con el título «Mejoramiento de suelos: tipos y aplicaciones más comunes en proyectos de cimentación en México», donde destacó la importancia de las diversas técnicas de mejoramiento, así como las características y rangos de aplicación de cada una. Además, presentó diversos proyectos geotécnicos donde se usaron con un amplio rango de aplicación, ya que los proyectos abarcaban desde cimentaciones para plantas industriales hasta proyectos costeros y para la refinería «Dos Bocas».

Finalmente, la toma de protesta se efectuó de manera oficial por la Ing. Eliza Alejandra Rios Villarreal, quien solicitó a los integrantes del Capítulo Estudiantil, junto con su tutor, el Ing. Esp. Gabriel Ruíz González pasar al frente del estrado y hacer cumplir los estatutos que rigen a la SMIG. En el cierre de la ceremonia se llevó a cabo una dinámica de preguntas para que los estudiantes que habían asistido a la conferencia ganaran llaves que formaban parte de un rally de conocimientos. De este modo, el dinamismo se hizo presente incentivando la participación estudiantil. Finalmente, el presidente entrante, Oscar Iván Islas Gómez, presentó el plan de trabajo propuesto que incluye visitas técnicas y la participación en el 9º Coloquio de Jóvenes Geotecnistas y Segundo Encuentro de Capítulos Estudiantiles, e igualmente, actividades altruistas como la donación de alimentos a un refugio de animales.

Presidente entrante explicando su plan de trabajo.

Porra universitaria al finalizar la ceremonia de toma de protesta.

Capitulo estudiantil entrante y saliente.

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RESEÑAS Para consultar las reseñas de todos los eventos y cursos realizados por la SMIG, favor de revisar el siguiente enlace:

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https://www.smig.org.mx/eventos/eventos_realizados_smig.php IR A TEXTO CORRIDO

Encuentro Binacional México–Argentina El Encuentro Binacional entre la Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica (SMIG) y la Sociedad Argentina de Ingeniería Geotécnica (SAIG), bajo el título «Exploración y caracterización del subsuelo en México y Argentina», se celebró el pasado 22 de octubre de 2025. Este evento, realizado de manera virtual, inauguró una colaboración técnica e institucional entre ambas sociedades, con el objetivo de fomentar el intercambio de experiencias, buenas prácticas y metodologías aplicadas en contextos geotécnicos de alta complejidad.

La M.I. Yoleida del Valle Suárez Arellano, secretaria de la SMIG, condujo la sesión, que contó con la participación destacada del Dr. Miguel Mánica Malcom, presidente de la SMIG, y la Mg. Ing. Virginia Sosa, presidenta de la SAIG, quienes ofrecieron los respectivos mensajes de apertura en representación de ambas instituciones.

El programa técnico incluyó dos bloques temáticos. En el primero, el Dr. Franco Francisca (Argentina) y el Dr. Raúl Aguilar Becerril (México) compartieron casos relevantes sobre suelos particulares en ambos países y su impacto en el diseño y desempeño de estructuras geotécnicas. En el segundo bloque, el M.I. Óscar Herrera (México) y el MSc. Ing. Mauro Codevilla (Argentina) abordaron técnicas de exploración y caracterización in situ, enfatizando en los desafíos del Valle de México y del Área Metropolitana de Buenos Aires.

El evento concluyó con significativas palabras a cargo del MSc. Ing. Mauro Codevilla, secretario de la SAIG, quien resaltó la importancia de continuar generando espacios de cooperación técnica en beneficio del gremio geotécnico latinoamericano.

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Conferencia: Evaluación del impacto de las precipitaciones en la estabilidad de taludes de presas de tierra con apoyo de modelos numéricos e inteligencia artificial El pasado 10 de septiembre se dictó, de manera virtual, la conferencia titulada «Evaluación del impacto de las precipitaciones en la estabilidad de taludes de presas de tierra con apoyo de modelos numéricos e inteligencia artificial», impartida por la Dra. Isaida Flores Berenguer. Ella es doctora en Ciencias Técnicas, Ingeniera Civil y se ha desempeñado como profesora de pregrado y posgrado en Ingeniería Civil e Hidráulica en la Universidad Tecnológica de la Habana José Antonio Echeverría, en Cuba. Actualmente, trabaja como especialista en Ecoturismo Mundial y Proyectos Ambientales, en Santo Domingo, República Dominicana. Se ha especializado en hidráulica, geotecnia e inteligencia artificial, con énfasis en el análisis y modelación de la estabilidad de taludes en presas de tierra bajo condiciones ambientales variables.

Durante la conferencia, la Dra. Flores Berenguer expuso cómo las precipitaciones y los cambios asociados al cambio climático afectan la estabilidad de los taludes de estas presas.

A través de casos de estudio basados en presas reales, mostró

la aplicación de modelos numéricos acoplados, combinando análisis de filtración transitoria mediante elementos finitos y evaluación de estabilidad mediante el método de Morgenstern-Price. Además, explicó cómo las bases de datos generadas se utilizan para entrenar algoritmos de inteligencia artificial, capaces de identificar condiciones críticas de saturación y anticipar la respuesta de los taludes ante distintos escenarios de precipitación. Aseveró que, en ciertos casos, estos modelos demostraron ser una alternativa eficiente a la modelación numérica tradicional.

La conferencia fue muy bien recibida por la comunidad, que incluyó participantes de distintos países interesados en soluciones innovadoras que integren modelación numérica y técnicas de inteligencia artificial para la gestión de presas de tierra y su resiliencia ante fenómenos climáticos extremos.

La SMIG agradece profundamente a la Dra. Isaida Flores Berenguer y a todos los asistentes su participación en este significativo evento.

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2o SIMPOSIO INTERNACIONAL SOBRE DEPÓSITOS DE JALES Del 11 al 13 de marzo de 2026 March 11–13, 2026

LA CASCADA | Centro de Convenciones | Hermosillo, Sonora LA CASCADA Convention Center | Hermosillo, Sonora CURSOS PRECONGRESO Análisis dinámico de Depósitos de Jales.

Dynamic behavior and stability analysis of Tailings Storage facilities.

Gestión de Presas de Jales basada en el riesgo mediante análisis de riesgo semicuantitativo: taller práctico.

Risk-based Tailings Dam management through semi-quantitative risk analysis (SQRA): practical workshop.

Caracterización geotécnica y estabilidad de Depósitos de Jales.

Geotechnical characterization and stability of Tailings Storage facilities.

Seguridad de Depósitos de Jales: análisis de estabilidad basado en los criterios del Boletín 194 del ICOLD. Tailings Dam safety: stability analysis based on the criteria of ICOLD Bulletin 194.

CUOTAS

INSCRIPCIÓN TARDÍA LATE REGISTRATION

SOCIOS CURSOS ** COURSES **

$3,250 MXN | $175 USD

$3,500 MXN | $190 USD

SIMPOSIO* SYMPOSIUM*

$4,500 MXN | $275 USD

$4,900 MXN | $290 USD INSCRIPCIÓN TARDÍA LATE REGISTRATION

NO SOCIOS CURSOS ** COURSES **

$3,500 MXN | $190 USD

$3,900 MXN | $225 USD

SIMPOSIO* SYMPOSIUM*

$4,900 MXN | $290 USD

$5,500 MXN | $325 USD

*Incluye acceso a conferencias, comidas y memorias técnicas. *Includes access to lectures, meals, and technical proceedings. **Incluye acceso a comidas y coffee breaks. **Includes access to meals and coffee breaks.

Fecha límite de inscripción temprana: 30 de diciembre de 2025.

Todos los precios son más IVA. All prices are subject to VAT.

INFORMACIÓN DE EXPO fvaleriano@tcexpo.com.mx Flor Valeriano

STAND 3 m x 3 m Booth 3 m x 3 m

Costo después de 30 de diciembre Cost after December 30

$55,000 | $3,100 USD ***

$59,000 | $3,300 USD ***

***La cuota de stand incluye dos gafetes con acceso a la expo. ***Booth fee includes two badges with access to the expo.

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Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica, A.C.

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COSTO POR EDICIÓN

PAQUETE DE 2 EDICIONES

PAQUETE DE 4 EDICIONES

1/4 DE PÁGINA

$ 3,250.00

$ 5,850.00

$ 10,400.00

1/3 DE PÁGINA

$ 4,350.00

$ 7,830.00

$ 13,920.00

1/2 DE PÁGINA

$ 6,550.00

$ 11,790.00

$ 20,960.00

PAGINA INTERIOR

$ 12,950.00

$ 23,310.00

$ 41,440.00

3a DE FORROS

$ 14,950.00

$ 26,910.00

$ 47,840.00

2a DE FORROS

$ 17,250.00

$ 31,050.00

$ 55,200.00

4a DE FORROS

$ 19,750.00

$ 35,550.00

$ 63,200.00

CUOTAS MÁS IVA