1. Educación

UNIVERSIDAD NACIONAL DE INGENIERÍA
Facultad de Ingeniería Civil
Sección de Postgrado
EVALUACIÓN DEL POTENCIAL DE
LICUACIÓN DE SUELOS
Dr. Ing. Jorge E. Alva Hurtado
www.jorgealvahurtado.com
ASENTAMIENTO E INCLINACIÓN
DE EDIFICIO OCASIONADO POR
LICUACIÓN DE SUELOS. SISMO
DE
NIIGATA, JAPÓN. 16 DE
JUNIO DE 1964
DESPLAZAMIENTO LATERAL DEBIDO A LICUACIÓN DE SUELOS. OCASIONÓ EL HUNDIMIENTO DE 1.2 – 2.00 METROS
DE LA SUPERFICIE DEL PAVIMENTO Y FLUJO LOCAL. SISMO DE KOBE, 1995
EL 27 DE MARZO DE 1964, UN GRAN TERREMOTO DE MAGNITUD M=9.2 GOLPEÓ PRINCE WILLIAM SOUND EN
ALASKA Y CAUSÓ SEVEROS DAÑOS EN FORMA DE DESPRENDIMIENTO DE TIERRA Y LICUACIÓN
PROCESO DE LICUACIÓN DE SUELOS
ESQUEMA DE UN PAQUETE DE GRANOS DE ARENA SATURADA. LA DEFORMACIÓN POR CORTE
ESTÁ INDICADA POR LAS FLECHAS HORIZONTALES. ÉSTA OCASIONA EL COLAPSO DE LA
PARTÍCULA SEÑALADA POR LA FLECHA INCLINADA. (YOUD, 1992)
OSCILACIÓN DEL TERRENO
Estado inicial
Nivel freático
Estado final
Licuación
DIAGRAMA DE OSCILACIÓN POR LICUACIÓN EN LA ZONA ACHURADA. ÉSTA OCASIONA EL
DESACOPLE DE LAS CAPAS DE SUELO. LA CAPA DESACOPLADA OSCILA DE MODO DIFERENTE
AL SUELO VECINO, CAUSANDO AGRIETAMIENTOS. (YOUD, 1992)
LINEA DE VOLCANES DE ARENA Y
FISURAS EN EL TERRENO CAUSADOS
POR
LA
LICUACIÓN
DE
SUELOS
DURANTE EL SISMO DE NIIGATA, EL
16 DE JUNIO DE 1964
DESPLAZAMIENTO LATERAL
Nivel Freático
Sección
Inicial
Sección
deformada
ESQUEMA DE LO QUE OCURRE CON UN DESPLAZAMIENTO O CORRIMIENTO LATERAL.
(YOUD, 1992)
DESPLAZAMIENTO LATERAL DEL MURO DE RETENCIÓN DEBIDO A LICUACIÓN DE SUELOS DURANTE EL SISMO DE
KOBE DE 1995. DEBIDO A QUE EL MURO DE RETENCIÓN FUE MOVIDO HACIA AFUERA, LA SUPERFICIE DEL
TERRENO SE HUNDIÓ
COLAPSO DE UN TRAMO DEL PUENTE NISHIHOMIYA, DEBIDO AL DESPLAZAMIENTO LATERAL DE LOS MUROS DE
APOYO DURANTE EL SISMO DE KOBE, 1995
FISURAS
ORIGINADAS
DESPLAZAMIENTO
CAUSA
DE
LA
POR
LATERAL
A
LICUACIÓN
DE
SUELOS, SISMO DE BORAH PEAK,
IDAHO, 1983
FALLA POR FLUJO
Estado Inicial
Estado Final
DIAGRAMA DE UN DESLIZAMIENTO CAUSADO POR LICUACIÓN DE SUELOS EN UNA
PENDIENTE PRONUNCIADA. LA PÉRDIDA DE RESISTENCIA OCASIONA INESTABILIDAD Y EL
DESLIZAMIENTO POR LA LADERA. (YOUD, 1992)
DESLIZAMIENTO POR FLUJO DE LA PRESA SAN FERNANDO. CAUSADO POR EL SISMO DE SAN FERNANDO DEL 9
DE FEBRERO DE 1971. LA PRINCIPAL FALLA POR FLUJO ESTÁ LOCALIZADA AL ESTE DE LA PRESA
LA PRESA SHEFFIELD SUFRIÓ UNA FALLA POR FLUJO PROVOCADO POR EL TERREMOTO DE SANTA BÁRBARA
EN 1925. UNA SECCIÓN DE 90 METROS (DE LOS 220 METROS DE LONGITUD DE LA PRESA) SE DESPLAZÓ MÁS
DE 30 METROS. LA PRESA CONSISTÍA PRINCIPALMENTE DE ARENAS LIMOSAS Y LIMOS ARENOSOS
COMPACTADOS SOBRE EL RELLENO
DESLIZAMIENTO EN TURNAGAIN HEIGHTS EN ANCHORAGE, DEBIDO A LICUACIÓN DE SUELOS OCASIONADA
POR EL SISMO DE ALASKA DE 1964
PERDIDA DE CAPACIDAD PORTANTE
Estado Inicial
Nivel Freático
Estado Final
Flujo de agua hacia arriba
DIAGRAMA DE UNA ESTRUCTURA INCLINADA COMO CONSECUENCIA DE LA PÉRDIDA DE
CAPACIDAD PORTANTE. LA LICUACIÓN DEBILITA AL SUELO, REDUCE SU CAPACIDAD DE
SOPORTE Y PERMITE QUE LAS ESTRUCTURAS SE ASIENTEN E INCLINEN. (YOUD, 1992)
EFECTOS DE LICUACIÓN DE SUELOS DESPUÉS DEL SISMO DE NIIGATA EN 1964
VISTA DEL FONDO DEL EDIFICIO DE DEPARTAMENTOS KAWAGISHI-CHO LOCALIZADO EN NIIGATA, JAPÓN.
EL EDIFICIO SUFRIÓ FALLA POR CAPACIDAD DE CARGA INDUCIDA POR LA LICUACIÓN DURANTE EL
SISMO DE NIIGATA DEL 16 DE JUNIO DE 1964
COLAPSO DEL PUENTE SHOWA
DURANTE EL SISMO DE NIIGATA,
1964.
APARENTEMENTE
LA
LICUACIÓN DE SUELOS OCASIONÓ
EL MOVIMIENTO LATERAL DE LA
BASE DE LOS PILARES LO QUE
ORIGINÓ LA PÉRDIDA DE CARGA Y
EL COLAPSO
MÉTODOS PARA EVALUAR EL POTENCIAL DE LICUACIÓN
DE UN DEPÓSITO DE SUELO
MÉTODOS SIMPLIFICADOS
Los esfuerzos cortantes cíclicos
inducidos en un depósito de suelo
y el número de ciclos significativos
y su distribución con el tiempo se
calculan
con
métodos
simplificados.
Datos de ensayos de laboratorio
sobre los esfuerzos cíclicos
requeridos
para
desarrollar
licuación o deformaciones cíclicas
significativas
en
muestras
representativas de suelos in-situ.
ANÁLISIS DE RESPUESTA
Métodos donde los esfuerzos
cíclicos inducidos en un depósito
de suelo se calculan mediante el
análisis de respuesta del terreno.
MÉTODOS
BASADOS
EN
COMPORTAMIENTO PASADO
Métodos empíricos basado en la
comparación de lugares donde
haya ocurrido o no la licuación en
terremotos pasados.
Valores de N in-situ.
/´o
log N
MÉTODOS PARA EVALUAR EL POTENCIAL DE LICUACIÓN EN BASE
AL COMPORTAMIENTO PASADO DURANTE TERREMOTOS
av
Esfuerzo cortante horizontal
uniforme dinámico
equivalente (promedio)
´o
Esfuerzo efectivo de
sobrecarga.
Licuación
 av
 ´0
M
/´o
No Licuación
Densidad relativa
Resistencia a la Penetración Modificada
PROCEDIMIENTOS SIMPLIFICADOS PARA DETERMINAR
EL POTENCIAL DE LICUACIÓN INCORPORANDO
CONCEPTOS DE CICLO UNIFORME
Cálculo de
av = 0.65 .  h . amax . rd
Compare con Resultados
de Laboratorio
/´o
Cálculo de Número de
Ciclos Promedio N
log N
MÉTODOS SIMPLIFICADOS DE EVALUACIÓN DEL POTENCIAL
DE LICUACIÓN DE SUELOS
• Método de Seed - Idriss
• Método de Tokimatsu - Yoshimi
• Método de Iwasaki - Tatsuoka
EVALUACIÓN DEL POTENCIAL DE LICUACIÓN
- Métodos Simplificados, en base a ensayos SPT, CPT y Vs.
- Correcciones para tomar en consideraciones efectos de
sobrecarga, nivel del terreno y magnitud sísmica K , K
y Km
MÉTODO SIMPLIFICADO DE SEED-IDRISS
FACTOR DE SEGURIDAD A LA LICUACIÓN
( l /  o )
FL 
( d /  o )
Si FL > 1 no se producirá licuación
Si FL  1 se producirá licuación
MÉTODO SIMPLIFICADO DE SEED-IDRISS
ESFUERZO CORTANTE APLICADO
d
a

 0.65 max o rd
o
g o
d
amax
g
o
o
rd
=
=
=
=
=
=
esfuerzo cortante promedio inducido
aceleración máxima en superficie
aceleración de la gravedad
esfuerzo total vertical
esfuerzo efectivo vertical
factor de reducción
1,0 ------ en la superficie
0.9 ------ a 10m de prof.
MÉTODO SIMPLIFICADO DE SEED-IDRISS
ESFUERZO CORTANTE RESISTENTE
l

0
(N1)60
Del gráfico para Ms = 7.5
y distinto contenido de finos
Valor de N corregido a una sobrecarga
de 1 kg/cm2 y 60% de eficiencia.
(N1)60 = CN (N)60
CN
Factor de corrección =
1
 2,
o
 o en kg / cm 2
RELACIÓN ENTRE VALORES DE ESFUERZO QUE CAUSAN LICUACIÓN
Y VALORES DE N1 PARA SISMOS DE M= 7.5 (Ref. Seed et al., 1984)
0.6
37
25
Porcentaje de finos
 35
15
<5
0.5
10
0.4


O
20
31
0.3
20
12
17
20
20
10
0.2
11
10
20
10
30
20
20
26
12
Nota: DATOS MODERADOS PARA SITIOS
CON > 5% FINOS SE HA OMITIDO
POR CLARIDAD DE DATOS CON < 5%
12
25
12
22
75
12
30
75
0.1
10
48
20
30
27
PROPUESTOS DEL CODIGO CHINO MODIFICADO
(Contenido de arcilla 5%)
LICUACION
31
0
0
DATOS PANAMERICANOS
DATOS JAPONESES
DATOS CHINOS
10
20
LICUACION
(N1)60
30
MARGINAL SIN LICUACION
40
50
MÉTODO DE TOKIMATSU Y YOSHIMI
Esfuerzo cíclico inducido por el terremoto
a
d
0.1*(M -1) max

o
g
o r
d
o
 d

= esfuerzo cortante promedio
inducido

M
= magnitud del sismo
amax = aceleración máxima en la superficie
g
= aceleración de la gravedad
o
= esfuerzo total vertical
= esfuerzo efectivo vertical
rd
= factor de reducción = 1-0.015z, z en metros
MÉTODO DE TOKIMATSU Y YOSHIMI
Relación de esfuerzos cíclicos resistentes
l
o
Del gráfico con Nc y porcentaje de
deformación cortante
Nc = N1 + Nf = Valor de N corregido a una sobrecarga
de 1 kg/cm2 y por contenido de finos
N1 = CN N
1 = C ( Factor de corrección ) <2
N

o
o en kg/cm2
MÉTODO DE TOKIMATSU Y YOSHIMI
Relación entre valores N
adicionales y
contenido de finos
Relación entre la resistencia
a la licuación y valores
de N corregidos
 : 10%
2%
5%
Valores N Adicionales ( Nf )
Relación de la resistencia a la licuación
( relación de esfuerzos de corte l / v )
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
 : DEFORMACION
12
10
8
6
4
2
0
0
10
20
30
POR CORTE
0
0
10
20
30
40
Valores N Corregidos NC
50
Contenido de Finos (%)
NC = N1 +  Nf
40
50
MÉTODO DE IWASAKI Y TATSUOKA
A)
Relación de Esfuerzos Cíclicos Actuantes (RECA)
 a max *
RECA
Donde :
r
σv
* __d
g σv
 v = esfuerzo total vertical a la profundidad considerada
 v = esfuerzo efectivo vertical a la prof. considerada
rd = 1 - 0.015 * z , z en metros.
B)
Relación de Esfuerzos Cíclicos Resistentes (RECR)
RECR 

RECR 

__
σv
__
σv
 0.0882 *
 0.0882 *
__
N
σ v  0.7
__
N
σ v  0.7
 0.225 log (0.35 / D50), 0.02mm  D50  0.6mm
 0.225 log (0.35 / D50), 0.6mm  D50  2mm
CORRECCIONES PARA LA
EVALUACIÓN DEL POTENCIAL DE
LICUACIÓN
CORRECIÓN DE VALORES DE N-SPT PARA ESTUDIOS DINÁMICOS
Número de
Golpes Nm
Operación por
Efecto de Longitud
de Varilla
Operación por
Efecto de
Energía
Operación por Efecto
de Muestreador
Diámetro
Constante
N60 = Nm (Erm/60)
N”60 = N´60
L<3m
L>3m
N´60 = 0.75 N60
N´60 = N60
Muestreador sin
Revestimiento
Corrección por
Sobrecarga
N1
N1 = CN N”60
Mat. Suelto
N”60 = 1.1 N´60
Mat. Denso
N”60 = 1.25 N´60
CN 
1
 2 (  ´o Kg / cm 2 )
 ´o
FACTORES DE CORRECCIÓN PARA TERREMOTOS
DE DIFERENTES MAGNITUDES
Magnitud
Factores de Corrección
Km
8 1/2
0.89
7 1/2
1.00
6 3/4
1.13
6
1.32
5 1/4
1.50
NÚMERO DE CICLOS REPRESENTATIVOS DE TERREMOTOS
DE DIFERENTES MAGNITUDES
Magnitud
Número de ciclos representativos
en 0.65 max
8 1/2
26
7 1/2
15
6 3/4
10
6
5-6
5 1/4
2-3
CORRECCIÓN POR MAGNITUD
(SEED E IDRISS, 1982)


M = 8 1/2
M = 7 1/2
0.8
M = 6 3/4
M=6
1.0
0.6
1
1
6
10
15
0.89
1.00
0.2
1.13
1.32
0.4
26
Número de ciclos para ru= 100% y + 5% de deformación
100
RELACIÓN ENTRE ESFUERZO EFECTIVO VERTICAL (O) Y K 
1.2
1.0
0.8
K
0.6
FAIRMONT DAM
LAKE ARROWHEAD DAM
SHEFFIELD DAM SHELL
UPPER SAN LEANDRO DAM SHELL
LOWER SAN FERNANDO DAM SHELL
0.4
UPPER SAN FERNANDO DAM SHELL
LOS ANGELES DAM SHELL
PERRIS DAM SHELL, RC: 95, 100%
SARDIS DAM SHELL
0.2
0
SARDIS DAM SHELL
THERMALITO AFTERBAY DAM FOUNDATION
THERMALITO FOREBAY DAM FOUNDATION
ANTELOPE DAM IMPERVIOUS MATERIAL
FORT PECK DAM SHELL
SACRAMENTO RIVER SAND, Dr = 38, 60, 78, 100%
MONTERREY O SAND, Dr= 50%
REID BEDFORD SAND, Dr= 40, 60%
NEW JERSEY BACKFILL, FPI RC= 95%
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
6.0
7.0
ESFUERZO EFECTIVO DE CONFINAMIENTO (ton/pie2) ó (kg/cm2)
8.0
CORRECCIÓN POR SOBRECARGA
SEED Y HARDER, 1990
1.0
NCEER (1996)
0.8
0.6
K
Seed & Harder (1990)
0.4
0.2
0
0
500
1000
Esfuerzo Efectivo de Confinamiento (KPa)
1500
2.0
o’
Dr= 55 - 70%
hv
1.5
K
1.0
 hv 
  
o' 
Dr = 45 - 50%
0.5
Dr= 35%
’o < 3 ton/pie2
0
0
0.1
0.2

0.3
0.4
0.5
RELACIÓN ENTRE  Y K Ref. (Seed y Harder, 1990)
CORRECCIÓN POR ESFUERZO CORTANTE
BOULANGER ET AL., 1991
2.0
Dr= 55 - 70 %
1.5
K
1.0
Dr= 45 -50 %
0.5
Dr = 35 %
' < 3 tsf
vo
0.0
0
0.1
0.2
  s  ’vo 
0.3
0.4
CRITERIOS PARA EVALUAR LOS
EFECTOS DEL DAÑO INDUCIDO
POR LICUACIÓN EN EL TERRENO
•
Índice del Potencial de Licuación (Iwasaki y
Tokimatsu, 1982)
•
Espesor del Estrato Licuable (Ishihara, 1985)
CRITERIO : ÍNDICE DEL POTENCIAL DE LICUACIÓN (PL)
•
•
Cuantifica el grado de peligro que existe al ocurrir licuación.
Se define como :
PL 
20

F(z).W(z).dz
0
Donde :
z = profundidad en metros
F(z) = 1 - FL(z)
, para FL(z)  1.0
F(z) = 0
, para FL(z)  1.0
Además :
W(z) = 10 - 0.5z , para z  20 m
W(z) = 0
, para z > 20 m
FL(z) = Factor de Resistencia a la Licuación
(I)
FACTOR DE RELACIÓN
DE LICUACIÓN
1.00
0
FL(z)
FACTOR DE
PROFUNDIDAD
W(z) 10
0
Z1
PL = 0 ----> SUELOS NO LICUABLES.
0 < PL  5 ----> NO HAY EFECTOS DE LICUACIÓN.
5 < PL  15 ----> PUEDE EXISTIR EFECTOS SEVEROS DE
LICUACIÓN.
15 < PL <100 ----> EFECTOS SEVEROS DE LICUACIÓN
PL = 100 ----> SUELOS ALTAMENTE LICUABLES
Z2
Z3
Z4
20 m
Z (m)
PL =
RESULTADOS
Z (m)

Z2
[1- FL(z)] . W(z) . dz
Z1
+

Z4
[1- FL(z)] . W(z) . dz
Z3
CRITERIO: ESPESOR DEL ESTRATO LICUABLE, (H2)
Compara el espesor del estrato licuable con el espesor del estrato no licuable
H1
Suelo licuable
H2
No licua, arena no saturada H1
Licua, arena (N10)
H2
8
7
6
5
4
Daños en el terreno
inducidos
por licuación
Suelo no licuable
ESPESOR DEL ESTRATO
DE ARENA LICUABLE
H2(m)
9
Suelo no licuable
Arena (N 10)
H1
H2
Aceleración
Max. 300 gal
Aceleración
Max. 400-500 gal
3
2
1
1
No licua, CL,CH,MH,relleno,grava
Aceleración
Max. 200 gal
2
3
4
5
6
7
8
9
ESPESOR DEL ESTRATO
SUPERFICIAL, H1(m)
Si en la gráfica, el punto (H1, H2)
se encuentra POR ENCIMA de la curva
Suelo no licuable
Arena
Arena (N 10)
H1
correspondiente a la aceleración del sismo de diseño,
H2
entonces EXISTIRÁ DAÑO POR LICUACIÓN
LICUACIÓN DE SUELOS
EN CHIMBOTE
81°
79°
77°
75°
73°
71°
69°
0°
E C U A D O R
C O L O M B I A
2°
1953
PTO. PIZARRO
1970
4°
BOCAPAN
1970
1970
1970
QUERECOTILLO
LA HUACA
1857
PIURA
1912
MOYOBAMBA
6°
1972
JUANJUI
B R A S I L
MAPA DE ÁREAS DE LICUACIÓN
PATAZ
P
8°
1619
TRUJILLO
A
DE SUELOS EN EL PERÚ
C
1970
CHIMBOTE
I C
I F
10°
1970
CASMA
1970
PTO.
CASMA
ALVA, 1983
1970
O
HUACHO
1974
C
1974
ANCON
E
12°
LIMA
1974
A
N
1948
1974
CAÑETE
TAMBO
DE MORA
PISCO
14°
1950
1974
CUSCO
OROPESA
1974
1958
1664
1813
ICA
OLAECHEA
1746
R. VESECAS
MAPA DE ÁREAS DE LICUACIÓN DE SUELOS
16°
J.E. ALVA HURTADO (1983)
LEYENDA
LEGEND
AREQUIPA
1528
CAMANA
ISLAY
1982
SOIL
ÁREA LIQUEFACTION
DE LICUACIÓN DEAREA
SUELOS
18°
ÁREA PROBABLE
LICUACIÓN DEAREA
SUELOS
PROBABLE
SOIL DE
LIQUEFACTION
SCALE : 1 : 5'000,000
100 80 60 40 20
0
100
ARICA
100 k m.
CHILE
ASENTAMIENTOS Y FISURAMIENTOS DE CARRETERA ASFALTADA EN EL OESTE DE CHIMBOTE, DEBIDO A LICUACIÓN
Y DESPLAZAMIENTO LATERAL DE DEPÓSITOS LAGUNARES Y DE PLAYA. SISMO DEL 31 DE MAYO DE 1970
CASA DE BLOQUES DE CONCRETO AFECTADA POR COMPACTACIÓN DIFERENCIAL Y DESPLAZAMIENTO LATERAL DE
ARENAS DE PLAYA LICUADAS. SISMO DEL 31 DE MAYO DE 1970
INUNDACIÓN DE ÁREA RESIDENCIAL EN EL SURESTE DE CHIMBOTE DEBIDO AL ASENTAMIENTO Y COMPACTACIÓN
DEL TERRENO. SISMO DEL 31 DE MAYO DE 1970
ZONA INDUSTRIAL SAN ANTONIO
PROGRAMA ENACE
URB. BELLA MAR
UNIVERSIDAD NAC. DEL SANTA
PENSACOLA
HOSPITAL
REGIONAL
SAN PEDRO
URB. LOS
ALAMOS
O
AY
EM
SD
DO
LA
RIA
TO
VIC
MERCADO
MAYORISTA
AL
ZONA PANTANOSA
MAGDALENA
L
EB
PU
O
RE
LIB
ENAPU
PERU
o
an
Urb
ZONA DE
REUBICACION
MIRAFLORES 3° ZONA
AR
AM
MIR
A
MIR
sco
Ca
S
RE
LO
AF JO
MIR BA
SAN JUAN
MIRAFLORES
ALTO
URB. BUENOS AIRES
URB. LAS
CASUARINAS
TO
AL
MIRAFLORES 2° ZONA
O
AJ
RB
MA
A LIMA
CARRETERA PANAMERICANA
P.J. VILLA MARIA
FLORIDA BAJA
FLORIDA
ALTA
27 DE OCTUBRE
LA LIBERTAD
O
OCEAN
EL TRAPECIO
ZONA PANTANOSA
AV. PORTUARIA
RIL
E AB
27 D
FO
RE
ST
SIDER PE
RU
VIV
ER
O
PROGRAMA ENACE
PACIFICO
LA CALETA
GRIETAS CON SENTIDO DE DESPLAZAMIENTO
DIRECCION DE ESFUERZOS HORIZONTALES
GRIETAS INFERIDAS
ABOVEDAMIENTOS
ASENTAMIENTOS
EFUSION DE LODOS Y ARENAS
FIGURA N°1 EFECTOS DE LICUACION DE SUELOS EN CHIMBOTE DEBIDO AL SISMO
DEL 31 DE MAYO DE 1970
PARRA Y ALVA , 1983
B2
B1
A'
D1
D2
E
E
B3
E
C3
A
C4
C2
E
A
F
OCEANO
C1
A
A'
B1
B2
B3
C1
C 2,C3,C4
D1
D2
E
F
PACIFICO
C1
D1
: ROCA BASAL
: ROCA BASAL CUBIERTA CON ARENAS EOLICAS ANTIGUAS
: DEPOSITOS ALUVIALES DEL RIO LACRAMARCA
REMANENTES DE DEPOSITOS ALUVIALES ANTIGUOS
LLANURAS DE INUNDACION
LINEAS DE PLAYA RECIENTES
LINEAS DE PLAYA ANTIGUAS
ARENAS EOLICAS RECIENTES
: ARENAS EOLICAS ANTIGUAS
: PANTANOS
: TERRENOS DE BAJO NIVEL DIVIDIENDO EL ALUVION
:
:
:
:
:
FIGURE N°2
MAPA GEOLOGICO DE CHIMBOTE
PARRA Y ALVA , 1983
III
II
I
II
IV
I
IV
IV
P
ANO ACIFICO
E
C
O
ZONA I
ZONA II
ZONA III
SUBSUELO DE GRAVA O ROCA CON AGUA SUBTERRANEA A CERCA DE
10 m. POCAS POSIBILIDADES DE ASENTAMIENTOS. MAYOR EFECTO
SISMICO DEBIDO A INTERACCION SUELO-ESTRUCTURA
ZONA CUBIERTA POR ARENA SUELTA A SEMIDENSA DE VARIOS METROS
DE ESPESOR EN LA MAYOR PARTE EL AGUA A 5 m. SE ESPERAN
ASENTAMIENTOS EN LOS BORDES DE LAS DUNAS. DEBERA USARSE
PILOTES PARA EDIFICIOS DE MAS DE DOS PISOS
SUELO ARENOSO CUBIERTO POR TIERRA AGRICOLA. GRAVAS A 10 m.
NIVEL FREATICO A POCA PROFUNDIDAD. POSIBLE PRECAUCIONES
ESPECIALES
ZONA IV
ZONA CON NIVEL FREATICO SUPERFICIAL. PANTANOSA. ARENAS CON
LIMOS SUPERFICIALES. ASENTAMIENTOS INEVITABLES.
FIGURA N°3 MICROZONIFICACION SISMICA DE CHIMBOTE
PARRA Y ALVA , 1983
OCEANO PACIFICO
SONDAJES SPT
SONDAJES CPT
CALICATAS
FIGURA N°4 MAPA DE UBICACION DE EXPLORACIONES EN CHIMBOTE
PARRA Y ALVA , 1983
ZONA INDUSTRIAL SAN ANTONIO
PROGRAMA ENACE
URB. BELLA MAR
UNIVERSIDAD NAC. DEL SANTA
PENSACOLA
HOSPITAL
REGIONAL
SAN PEDRO
URB. LOS
ALAMOS
O
AY
EM
SD
DO
V
LA
IA
OR
ICT
MERCADO
MAYORISTA
FO
RE
STA
L
MAGDALENA
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DAÑO POTENCIAL DE LICUACION
DE SUELOS CON SISMO DE 0.30 g.
DE ACELERACION MAXIMA.
FIGURA N°5 MAPA DE POTENCIAL DE LICUACION DE SUELOS EN CHIMBOTE
PARRA Y ALVA , 1983
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