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MEXICO

COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE CIMENTACIONES PROFUNDAS EN LA CIUDAD DE MÉXICO

ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

DR. MANUEL JESÚS MENDOZA LÓPEZ

Septiembre 20, 2007 México, D. F.


CONTENIDO RESUMEN EJECUTIVO

iii

1. 1.1 1.2 1.3

INTRODUCCIÓN Aspectos generales Objetivos y alcance Enfoque

1 1 1 2

2.

ANTECEDENTES HISTÓRICOS

3

3.

TIPOS Y COMPORTAMIENTO DE CIMENTACIONES EN LA CIUDAD DE MÉXICO

6

4.

COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE PILOTES DE FRICCIÓN EN CIMENTACIONES MIXTAS Criterios de diseño Sobre el comportamiento de una cimentación mixta instrumentada 4.2.1 Breve descripción de la cimentación instrumentada 4.2.2 ¿Qué carga toman los pilotes, y qué presión la losa? 4.2.3 ¿Qué resistencia cortante se desarrolla en el fuste de los pilotes? 4.2.4 ¿Cómo evolucionó la presión de poro bajo la cimentación? 4.2.5 ¿Cuánto se ha asentado la cimentación? 4.2.6 ¿Cómo reaccionan los pilotes ante sismos de mediana intensidad? 4.2.7 ¿…y qué sucede en el contacto losa-suelo durante sismos? 4.2.8 ¿…y cómo evolucionan las cargas sobre los pilotes y el esfuerzo en el contacto losa-suelo, después de sismos de mediana intensidad? 4.2.9 ¿…y cómo varía la presión de poro durante sismos? 4.2.10 Algunas observaciones sobre la interacción dinámica suelocimentación-superestructura Capacidad de carga de pilotes de fricción Discusión sobre el factor de adherencia, α Consideraciones acerca de la respuesta de pilotes ante cargas dinámicas

4.1 4.2

4.3 4.4 4.5

8 9 11 11 13 14 16 17 17 19 19 20 21 23 25 27

5. COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE PILAS COLADAS EN EL LUGAR 5.1 Criterios de diseño en México 5.1.1 Contribución de la punta 5.1.2 Contribución del fuste 5.2 Criterios internacionales de diseño 5.3 Pruebas de carga en pilas de cimentación 5.3.1 Enfoque y objetivos 5.3.2 Descripción geotécnica del sitio San Antonio 5.3.3 Arreglo de las pilas de prueba y de reacción 5.3.4 Pruebas bajo carga axial 5.3.5 Pruebas bajo carga lateral

28 28 29 29 30 31 31 32 33 33 37

6.

SOBRE LAS SOLUCIONES NOVEDOSAS DE CIMENTACIÓN

40

7.

CONCLUSIONES

41

AGRADECIMIENTOS

43

BIBLIOGRAFÍA Y REFERENCIAS

43

ANEXO A. ENFOQUES DE DISEÑO DE PILOTES DE FRICCIÓN ANEXO B. MÉTODOS DE DISEÑO DE PILOTES DE FRICCIÓN

45 48


II


RESUMEN EJECUTIVO Se describe en este trabajo la problemática que enfrenta el análisis, diseño y construcción de cimentaciones en la ciudad de México, reconociendo que sus depósitos de gran espesor de arcillas lacustres muy compresibles y de baja resistencia al esfuerzo cortante, juegan el papel protagónico. Sin embargo, no sólo por estas propiedades mecánicas son difíciles las condiciones que enfrentan las cimentaciones en el valle de México; a ellas se suman los efectos del hundimiento regional debido a la sobreexplotación de los acuíferos, y las intensas y frecuentes sacudidas que imponen los sismos generados por el fenómeno de subducción en el Pacífico, principalmente. Se reconoce que los sismos imponen la condición más crítica a la estabilidad de las cimentaciones y edificaciones, como lo mostró la naturaleza en septiembre de 1985. Las cimentaciones que más daños acusaron en esa ocasión fueron los de tipo mixto, formados por cajón y pilotes de fricción; enormes asentamientos, fuertes desplomos e incluso total volcamiento, fueron manifestaciones claras de diseños inadecuados, en los que se perdieron los criterios iniciales sanos. No obstante, también debe reconocerse que se tenían lagunas en el conocimiento acerca de su comportamiento, principalmente por la falta de comprobación experimental entre lo previsto teóricamente y lo observado en cimentaciones reales. Como un caso que aporta información valiosa al respecto, se expone y discute en este trabajo el comportamiento a corto y a largo plazos, así como durante eventos sísmicos, de una cimentación mixta desplantada en un sitio arcilloso muy blando de la Zona del Lago. Se trata del apoyo No. 6 del puente Impulsora, que cruza la estación del mismo nombre de la Línea B del Metro. Se han monitoreado instrumentalmente desde hace poco más de diez años variables internas tales como la carga sobre los pilotes, la presión en el contacto losa-suelo, las presiones de poro bajo la cimentación, y sus aceleraciones. No sólo se han medido estas variables durante la construcción y operación, sino durante el transcurso mismo de sismos; se cuenta con el registro de los once sismos de mayor intensidad en ese lapso. Lo anterior se complementa con las aceleraciones medidas en la superficie del terreno y a 60 m de profundidad en el campo libre cercano, así como en trabes del puente. Hasta donde ha podido conocer el autor, este es el primer programa en el mundo de monitoreo geotécnico y acelerográfico en cimentaciones con pilotes de fricción. Los registros instrumentales dan información confiable acerca de las interacciones que ocurren entre los componentes del sistema suelo-cimentación-estructura, bajo carga sostenida y sísmica. Entre ellos, la transferencia de cargas a lo largo del fuste de los pilotes y la importante contribución de su punta a la capacidad de carga; la resistencia cortante desarrollada en su fuste resulta menor que la resistencia no drenada original del suelo; se estima que esto debería ser considerado en las futuras revisiones de las NTC-Cimentaciones del Reglamento de Construcciones para el D. F. Los resultados indican que los pilotes de fricción son el soporte básico de las cargas sostenidas y que la losa lo hace en mucho menor proporción, aunque juega un rol significativo durante eventos sísmicos. En efecto, ante acciones sísmicas de mediana intensidad, suceden mecanismos de transferencia de carga de los pilotes a la losa, cuando se reduce la adherencia-fricción en su fuste y se degrada su capacidad de soporte. Los cambios dinámicos de la presión de poro por la acción sísmica son pequeños y totalmente transitorios, sin desarrollar presión residual. Es creencia generalizada que la presencia de una cimentación piloteada modifica el contenido de frecuencias de los movimientos en campo libre. Sin embargo, por lo menos en las direcciones horizontales, los registros acelerográficos muestran con claridad que una cimentación como la estudiada desplantada en un depósito de suelos blandos, mantiene un patrón de respuesta muy similar al del campo libre. Esto indica que los pilotes siguen los movimientos horizontales del subsuelo, y que consecuentemente la interacción dinámica horizontal ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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entre el conjunto pilotes-cajón y el suelo es despreciable. Por el contrario, este sistema ofrece una restricción significativa a los movimientos verticales dinámicos del terreno, por lo que la interacción dinámica en esa dirección es muy significativa. Por otra parte, las incertidumbres que planteó el desempeño de las cimentaciones desplantadas en la Zona del Lago después de los sismos de 1985, aunado al comportamiento de éstas a largo plazo, caracterizado por los significativos asentamientos totales y diferenciales, propició el desarrollo en la última década de las zonas sin depósitos de arcilla blanda. Se ha generado una fuerte demanda de cimentaciones profundas basadas en pilas coladas en el lugar en la Zona de Transición y en la Zona de Lomas, poniéndose entonces a prueba nuestro conocimiento acerca de su comportamiento. La construcción de los denominados Segundos Pisos brindó la oportunidad de realizar pruebas de carga en pilas de cimentación del Distribuidor Vial San Antonio, unas bajo carga axial, y otras sometidas a carga lateral. Fueron ampliamente instrumentadas, por lo que las lecciones derivadas del análisis de sus resultados dan pautas bien documentadas y probadas acerca de su comportamiento. Se exponen aquí los resultados más relevantes, los que permiten revisar los enfoques de diseño de pilas coladas in situ. Se demuestra que varios de los hechos experimentales medidos no avalan algunas de las suposiciones aceptadas como válidas en la ingeniería de cimentaciones de la ciudad, e incluso contradicen varios supuestos que usualmente se asumen en el diseño de pilas en el valle de México. Los resultados de las mediciones han puesto en evidencia, los mecanismos de transferencia de carga. La aportación de la punta a la capacidad de carga es mínima, incluso para cargas superiores a la de operación; destaca la muy alta carga resistida, aportada fundamentalmente por fricción. En todo caso, la contribución de la punta es una reserva de capacidad de carga si se aceptan asentamientos fuertes, toda vez que su desarrollo requiere esos desplazamientos. Desde luego, con sólo un caso-historia no puede llegarse a conclusiones generales. Es necesario instrumentar la cimentación de edificios en la ciudad de México, así como modificar el enfoque que actualmente prevalece aquí, y se acuda a las pruebas de campo, tanto por lo que se refiere a la determinación de propiedades mecánicas, como a pruebas directas de carga en pilotes y pilas. El autor estima que el mejoramiento de la práctica de la ingeniería de cimentaciones en la capital, transita en un terreno en el que las observaciones y mediciones en las obras deben compararse con las mejores predicciones teóricas y en las que se involucre el modelado más cercano del comportamiento de los geomateriales. Cuando sólo se avanza en ese modelado analítico no se cierra el círculo virtuoso que permite mejorar nuestra disciplina. También es cierto que las mediciones por si solas, sin análisis y sin un marco teórico que permita contrastarlas, resultan superfluas y costosas; es indispensable plantear una comparación entre lo bien medido y la mejor predicción. De tal análisis avanzamos no sólo en el modelado teórico-numérico, sino también en técnicas de instrumentación más precisas, confiables y económicas para medir las variables de estado de los fenómenos físicos que están detrás de los comportamientos de las obras. Por lo que se refiere a soluciones novedosas de cimentación el futuro es promisorio, pero cabe proceder con cautela dadas las peculiaridades geotécnicas y ambientales de nuestro medio; es deseable documentar sus comportamientos a fin de ir ganando la indispensable experiencia para su selección, diseño y construcción. Palabras clave: Pilotes de fricción, pilas de cimentación, ciudad de México, arcillas blandas, sismos, hundimiento regional. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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1.

INTRODUCCIÓN

1.1

Aspectos generales

Existen múltiples e incluso viejas descripciones de problemas relacionados con cimentaciones de edificaciones en la ciudad de México, en virtud de que una gran porción de su área urbana se asienta en la Zona del Lago, o Zona III, caracterizada por suelos arcillosos muy compresibles y con baja resistencia al esfuerzo cortante; geológicamente, éstos corresponden a materiales depositados en el Reciente en el fondo de los lagos antiguos de Tenotchtitlan y Texcoco. A estas propiedades mecánicas precarias se suman los efectos del asentamiento regional y del muy activo ambiente sísmico que prevalece en la región. El fenómeno de subsidencia está asociado a la reducción de las cargas piezométricas que ocurren en los acuíferos superficiales y profundos, como resultado de la sobreexplotación de agua para consumo humano e industrial. Las fuertes sacudidas sísmicas que sufre la capital del país son provocadas predominantemente por el fenómeno de subducción que ocurre al penetrar la placa de Cocos bajo la placa continental de Norteamérica, en la región costera del Pacífico. Son dos aspectos principales en que globalmente podemos dividir la problemática que enfrentan las cimentaciones en la Zona del Lago, como resultado de los suelos que ahí se encuentran y de las perturbaciones externas a que están sometidas. Por una parte se tienen los asentamientos o expansiones totales y diferenciales de las cimentaciones, mismos que inciden en su funcionalidad, estética, y posibles problemas de estabilidad. Es usual que los efectos de este problema se vayan acentuando a largo plazo, en detrimento de las conducciones de todo tipo de las edificaciones, accesos y en general de toda su operación. El otro gran problema que enfrentan las cimentaciones de la ciudad de México es durante sismos intensos, los que como se apreció con la ocurrencia del sismo de Michoacán de 1985, imponen la condición más crítica durante su vida útil, al punto que pueden sufrir asentamientos diferenciales y totales súbitos muy considerables, e incluso su colapso total al provocar el volcamiento de edificaciones. Puede afirmarse que precisamente esos sismos de 1985 son un verdadero parte-aguas en el desempeño de las cimentaciones, ya que determinaron modificaciones sustanciales en su análisis y diseño, así como en las regulaciones que imponen los reglamentos de construcción. Propiciaron también cierta disposición y ánimo para escudriñar los motivos que causaron los daños observados, aunque debe reconocerse que al cabo de poco más de 20 años, desafortunadamente una y otro han ido a la baja. 1.2

Objetivos y alcance

El objetivo central de este ensayo es el de distinguir algunos trabajos geotécnicos que se han llevado a cabo durante las últimas dos décadas, para enfrentar las dificultades que imponen los suelos de la ciudad de México. Sin pretender ser exhaustivo se analizan los tópicos geotécnicos que todavía mantienen incertidumbres y se revisan suposiciones de diseño que parece conveniente reconsiderar. No se pretende ahondar en los diversos procedimientos analíticos para predecir teóricamente el comportamiento de cimentaciones ante acciones sísmicas, o la evolución de sus asentamientos; se busca más bien un enfoque, en el que se precisen fenómenos observados y hechos medidos, con una interpretación fenomenológica. Como objetivos específicos, a) se expondrán diversos estudios efectuados acerca del comportamiento y diseño de pilotes de fricción en cimentaciones mixtas en la Zona del ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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Lago, debido a que fueron las que acusaron los mayores daños durante los sismos de 1985. Se presentarán resultados obtenidos del monitoreo de una cimentación prototipo instrumentada con aparatos sísmicos y geotécnicos; y, b) se abordará el comportamiento y diseño de pilas de cimentación, ya que la construcción de inmuebles en la ciudad de México se acentúa en los últimos años hacia el poniente, donde es muy usual recurrir a este tipo de cimentación. En efecto, diversas obras de infraestructura recientes en las Zonas de Transición y Lomas, tales como los denominados Segundos Pisos, han permitido realizar algunos estudios que dan luz acerca de los mecanismos de transferencia de carga que ocurren en cimientos profundos. Se expondrán los resultados de pruebas de carga tanto axial como lateral sobre pilas coladas in situ, mismas que fueron instrumentadas tanto a lo largo de su cuerpo como en su punta; ello permitió dilucidar sin lugar a dudas acerca de las aportaciones de las resistencia por fricción y por punta a las cargas aplicadas. Finalmente, habrán de comentarse algunas tendencias actuales que se distinguen en la ingeniería de cimentaciones de la capital del país y zonas vecinas. Entre ellas el uso de inclusiones rígidas, micropilotes, geotextiles y georefuerzos. 1.3

Enfoque

Se han tenido avances significativos en el campo de la ingeniería geotécnica en las últimas décadas. Sin duda, ingenieros e investigadores han realizado estudios teóricos, observaciones y mediciones en campo, y determinaciones experimentales en el laboratorio, mismos que han aumentado nuestra claridad en los patrones de comportamiento de cimentaciones y estructuras térreas. Sin embargo, debe enfatizarse que el ingeniero geotecnista enfrenta problemas en los que el conocimiento de las propiedades de los materiales térreos es incompleto, la teoría disponible no representa totalmente el comportamiento intrínsecamente complejo y/o que los mecanismos que controlan la interacción con otras estructuras no son del todo comprendidos. En todo caso, los desarrollos teóricos más elaborados requieren una verificación; sus predicciones deben confrontarse con la realidad. El autor está convencido de que el mejoramiento en la práctica de la ingeniería geotécnica transita en un terreno en el que las observaciones y mediciones en las obras deben compararse con las mejores predicciones teóricas y en las que se involucre el modelado más cercano del comportamiento de los geomateriales. Cuando sólo se avanza en ese modelado analítico no se cierra el círculo virtuoso que permite alcanzar estados más elevados del conocimiento en nuestro quehacer geotécnico. De hecho, un impulso muy claro que tuvo la ingeniería geotécnica fue a través del método observacional puesto en práctica por Terzaghi, Peck y Marsal, entre otros destacados ingenieros no sólo como un medio de investigación, sino para la consecución de obras. De una situación incierta en mayor o menor medida, y con una serie de hipótesis de trabajo acerca de cómo debería comportarse alguna cimentación o estructura térrea, las mediciones en una obra durante su construcción han comprobado su valor para dar respuestas sustentadas, y tomar decisiones oportunas para concretar una obra. También es cierto que las mediciones por si solas y sin un marco teórico que permita contrastarlas, resultan superfluas y costosas; es indispensable plantear una comparación entre lo bien medido y la mejor predicción. De tal análisis y contraste avanzamos no sólo en el modelado teórico-numérico, sino también en técnicas de instrumentación más precisas, confiables y económicas para medir las variables de estado de los fenómenos físicos que están detrás de los comportamientos de las obras. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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2.

ANTECEDENTES HISTÓRICOS

Chichimecas provenientes del norte de la frontera mesoamericana fundaron la ciudad de México Tenochtitlan en 1325, asentándose en sitios más bien inhóspitos de la Cuenca de México. Los pobladores que ocupaban los lagos de Zumpango y Xaltocan por el norte, el de Texcoco-Tenochtitlan en la porción central donde se ubicaría el centro de la ciudad, y los lagos de Xochimilco y Chalco al sur impidieron que se asentaran en sus riberas; no tuvieron más remedio que ocupar la zona lacustre pantanosa. Se reconoce que ancestralmente vivían en las riberas de un lago llamado Aztlán, por lo que ese medio no les fue ajeno, de tal forma que ahí se establecieron y florecieron, consiguiendo un gran desarrollo artístico, técnico y bélico ya como cultura Mexica. En pocas décadas incorporaron conocimientos de otros pueblos del altiplano y construyeron un gran imperio, destacando las colosales construcciones térreas como el dique de Nezahualcóyotl con 16 km de longitud, plataformas artificiales y el complejo ceremonial de Tenochtitlan en el que sobresalía el Templo Mayor. Así, al llegar los conquistadores españoles al valle de México en 1519, quedaron maravillados por la majestuosidad de la ciudad (Fig. 1), de la que destacaban sus amplias avenidas, casas y palacios, así como la conveniente red de canales que permitían el fácil tránsito de chalupas y trajineras por la ciudad, calles de agua o acequias como ellos les llamaron, o acalotes como localmente los conocían. Los antiguos mexicanos reconocieron la problemática de cimentar sus obras en la antigua Tenochtitlan. Como ejemplo, en la construcción del Templo Mayor con 36 m de altura y ubicado en el corazón actual de la ciudad capital, se pusieron en práctica procedimientos y conceptos geotécnicos que tienen vigencia en la actualidad (Fig. 2), como son el mejoramiento masivo del terreno mediante el hincado de troncos (¿no fueron acaso los precursores de las inclusiones rígidas?), la construcción de un relleno para precargar el subsuelo y la construcción por etapas –seis en esta pirámide- (¿no son acaso las opciones más económicas actualmente, si se dispone de tiempo?), el uso de estacones (Fig. 3) para transferir la carga al subsuelo (¡ahora los conocemos como

Figura 1. Visión panorámica artística de la Gran Tenochtitlan ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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pilotes!. ¿o acaso son inclusiones?), y el empleo de tezontle como relleno ligero con el objeto de reducir el peso de la pirámide (¡ahora también usamos poliestireno y otros materiales sintéticos!). Salvando las dificultades que ofrecía el subsuelo, esta obra magnífica de la que todavía tenemos vestigios, se conservó estable aunque con asentamientos tan grandes como 6.5 m, hasta que fue arrasada por los conquistadores para edificar sobre ellas diversas construcciones coloniales. Precisamente al desarrollarse las edificaciones del gobierno y los templos religiosos de la Colonia, muchas de ellas sobre las ruinas mismas de las construcciones mexicas, se genera en el subsuelo una historia compleja de cargas y descargas así como zonas precomprimidas, lo que da como resultado la variación inducida de las propiedades mecánicas del subsuelo, y como consecuencia la aparición de asentamientos diferenciales en esas y en las actuales construcciones del Centro Histórico de la ciudad. Muchos de los actuales problemas geotécnicos que enfrentamos en la ciudad de México pudieron haberse evitado, si hubiese prevalecido la idea de quienes opinaban que no debía edificarse la capital de la Nueva España sobre las ruinas de la antigua Tenochtitlan. El pensamiento y voluntad de Hernán Cortés se impuso. Durante los tres siglos de la Colonia se fue realizando sistemáticamente la desecación de las zonas anegadas, perdiendo terreno el agua hasta eliminar totalmente las acequias, tornándose en la actualidad muchas de ellas en avenidas por donde circulan modernos sistemas de transporte; de aquellos canales con trajineras sólo quedan los de Xochimilco. Las construcciones dentro de la Traza Colonial, que comprende al Centro actual de la capital, sufrieron las consecuencias de su desplante sobre los depó-

Figura 2. Visión artística de la construcción del Templo Mayor (Original de Claudia de Teresa) ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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Figura 3. Evidencia de los estacones al pie del costado norte del Templo Mayor sitos lacustres blandos. Al Portal de Agustinos situado en la vieja calle de Tlapaleros, lo que hoy corresponde a la avenida 16 de Septiembre en el Centro, se le describe con “…muchos de sus arcos hundidos por la insegura inestabilidad del subsuelo lodoso que no soporta grandes pesos, mayormente y con más razón éste, que sustentaba dos pisos altos, de elevadas techumbres”. Esta descripción explica claramente el efecto y la causa primordial al sobrecargar las cimentaciones superficiales en la Zona del Lago. Al crecer la ciudad en el siglo pasado, no fue extraño que se optara porque éste fuese vertical, aumentando el número de pisos en sus construcciones, cayendo así a modos naturales de vibrar de esas estructuras, similares a los de algunas porciones de la Zona del Lago, donde se conjugan ciertos espesores de suelo blando, bajas rigideces dinámicas y ciertas frecuencias dominantes de las ondas sísmicas. Ello determinó la fuerte respuesta de edificios de moderada altura cimentados con un cajón de cimentación y pilotes de fricción, ante la ocurrencia de sismos intensos. En los lagos al oriente de la ciudad y a través del Proyecto Texcoco, propuesto en 1963 por el Dr. Nabor Carrillo, ex Rector de la UNAM, se ha desarrollado la infraestructura hidráulica y geotécnica necesaria para contribuir al aprovechamiento integral de los recursos hídricos de la Cuenca, conjurar el peligro de inundaciones y buscar formar un área verde en el fondo desecado del lago de Texcoco. El asentamiento regional y las inundaciones de la zona Centro de la ciudad en la primera mitad del siglo pasado, exigieron dar una solución diferente a la salida de las aguas servidas de la ciudad que se hacían por superficie mediante el Gran Canal del Desagüe; así se proyectó y construyó el sistema del Drenaje Profundo, constituido por diversos túneles. Recientemente se pretendió construir el Nuevo Aeropuerto de la ciudad de México en el vaso del antiguo lago de Texcoco, sitio que si bien reúne muchos de los problemas geotécnicos ya descritos, su cercanía a la ciudad, y su extenso espacio plano para construir hasta tres pistas paralelas para operar llegadas y/o salidas simultáneas, lo hacían (…lo hacen!) una solución única y una alternativa clara a la problemática que enfrenta nuestro limitado aeropuerto actual con sólo una pista activa; los desarrollos tecnológicos de la actualidad y las experiencias de los ingenieros geotecnistas mexicanos, al igual que lo hicieron los chichimecas, seguramente tendrán soluciones ad-hoc a aquellos retos geotécnicos para edificar esta magna obra de infraestructura que requiere la capital del país. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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3.

TIPOS Y COMPORTAMIENTO DE CIMENTACIONES EN LA CIUDAD DE MÉXICO

En la Fig. 4 se muestran los esquemas de los diversos tipos de cimentación que se emplean en la ciudad de México. De los cimientos superficiales de mampostería que datan de hace varios siglos, al aumentar el peso y tamaño de los edificios de concreto armado o acero, se pasó a las losas de cimentación de concreto reforzado, con las que se transfiere la carga al suelo de apoyo a través de todo el área en planta de la edificación. A fin de reducir la presión sobre el subsuelo, se introdujo después el concepto de cimentación compensada, mediante el que parte, todo, o aun más del peso del edificio (cimentación parcial, total y sobre-compensada, respectivamente) se compensa con el peso del suelo excavado a fin de construir la estructura de la cimentación; ésta es un cajón monolítico de concreto reforzado, rígidizado mediante contratrabes peraltadas usualmente dispuestas ortogonalmente, con una losa en el fondo que hace contacto con la superficie de desplante, y una losa tapa que cierra las celdas huecas del cajón. La primera aplicación de esta idea en nuestra ciudad parece deberse al ingeniero Miguel Ángel de Quevedo, quien en la primera década del siglo pasado construyó una tienda departamental y un banco en el Centro con sótano a 4 m de profundidad.

P.B.

Contratrabe

Zapatas

Muro del cajón

Losa

Losa de cimentación

Contratrabe Losa de cimentación

Cimentación compensada

Columnas

Cajón Formación Arcillosa Superior

Capa dura

Capa dura

Pilotes de punta

Pilotes de fricción

Puente Barra de acero

Cajón

Formación Arcillosa Superior

Colchón de madera Losa de cimentación


Cajón

Formación Arcillosa Superior Capa dura

Capa dura Capa dura

Pilotes de punta penetrante

Pilote de control

Pilotes entrelazados

Figura 4. Tipos de cimentación para casas y edificios de la ciudad de México ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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Cuando se requirió cimentar edificios de muchos pisos se optó entonces, como era y es práctica usual en todo el mundo, por transferir su peso a estratos más competentes, desplantándose entonces los pilotes de punta en la denominada Primera Capa Dura a unos 30 m de profundidad. Pasado el tiempo y por el hundimiento regional del valle, estas edificaciones exhibieron una emersión aparente respecto a la superficie del terreno circundante, provocando problemas a las instalaciones del edificio y dañando seriamente a las estructuras contiguas cimentadas por superficie, además de mostrar una apariencia desagradable. Como alternativa a este tipo de cimentación surgió (Zeevaert, 1957) la mixta compensada, constituida por un cajón de cimentación y pilotes de fricción, la que mucho se usó en edificios de 6 a 15 pisos, aproximadamente; en este caso, la punta de los pilotes no tocan un estrato duro, sino que éstos se mantienen embebidos totalmente en los depósitos arcillosos blandos. También se ha recurrido a este tipo de cimentación para los apoyos de los puentes vehiculares o las líneas elevadas del Metro ubicadas en la Zona del Lago. Para este último caso, se ha reportado que de 1967 a 1996 se construyeron 15 km de la red mediante la solución elevada, soportada por una losa de cimentación y pilotes de fricción; y que de acuerdo con el Programa Maestro del Metro habrán de construirse 300 km para el año 2020, de los cuales por lo menos 50 km serán con una solución elevada. Ello llevará entonces a construir más de un millar de apoyos que se resolverán muy probablemente con un cajón de cimentación y pilotes de fricción. Para la cimentación de edificios, surgieron alternativamente otras propuestas de cimentación (tres de las cuales se muestran en la Fig. 4), desde luego algunas con más aplicaciones que otras, las cuales en general pretenden aprovechar la relativamente alta capacidad de los pilotes de punta, pero reduciendo los inconvenientes citados por la emersión mediante mecanismos especiales de control; con ellos se adecuan los desplazamientos del edificio a los movimientos de la superficie del terreno circundante.


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4.

COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE PILOTES DE FRICCIÓN EN CIMENTACIONES MIXTAS

No fue sino después de 20 años que especialistas de otros países reconocieron las virtudes de los sistemas de cimentación mixtos, como un medio eficiente de transferir cargas estructurales al subsuelo (Burland, 1977), a menor costo (Hansbo, 1984), y reduciendo tanto los asentamientos totales como los diferenciales. Los enfoques previos despreciaban la contribución de la losa de cimentación, asignando toda la capacidad de carga a los pilotes. Sin embargo, durante los eventos sísmicos del 19 y 20 de septiembre de 1985 se tuvo evidencia de la vulnerabilidad de las cimentaciones mixtas con cajón y pilotes de fricción construidas en la ciudad de México. Usualmente estas cimentaciones contaban con pilotes en número, longitudes, materiales y secciones transversales muy diversas, hincados en la Formación Arcillosa Superior (FAS), y con un cajón rígido de concreto reforzado desplantado a una profundidad de entre 2 y 5 m. Los daños que más sufrieron las edificaciones sobre cimentaciones mixtas fueron desde desplomos y asentamientos muy significativos, hasta el volteo total, como es el caso del edificio mostrado en la Fig. 5. Investigaciones al respecto pusieron en evidencia que el 13% de la totalidad de edificios de 5 a 15 pisos, construidos en la parte central de la ciudad de México, tuvieron deficiencias atribuibles directamente a su cimentación (Auvinet y Mendoza, 1986) la cual, en la gran mayoría de las veces, estaba resuelta precisamente con pilotes de fricción. Dado el auge constructivo de los 70´s y 80´s, había muchos usos, y también abusos, de cimentaciones con pilotes de fricción. Lo que había surgido como una idea para reducir asentamientos mediante la adición de pilotes de fricción a cimentaciones compensadas, fue desvirtuándose hasta convertirlos en aportadores básicos de la capacidad de carga del sistema de cimentación; y no obstante, manteniendo consideraciones de diseño aplicables sólo al enfoque original. Lo ocurrido aquí en 1985 puso de manifiesto las dificultades que se tienen que vencer para analizar, diseñar y construir convenientemente estas cimentaciones mixtas en condiciones combinadas de suelos muy blandos y zonas sísmicas, precisamente cuando se desvirtúan los enfoques primarios de su concepción y se sobresimplifican los análisis que estas cimentaciones demandan. Usualmente en la ingeniería práctica se adopta un

Tramo de pilote Cajón de cimentació

Figura 5.

Colapso total por volteo de un edificio cimentado con cajón y pilotes de fricción. Sismo de Michoacán, Septiembre 19 de 1985.


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enfoque empírico con reglas heurísticas, que se traducen a menudo en asentamientos excesivos, e incluso en cimentaciones inseguras ante sismos. Sin duda, el porcentaje tan alto de fallas en cimentaciones con pilotes de fricción durante los sismos de 1985, denotaba una problemática. Se percibía incluso cierta desconfianza de la sociedad mexicana hacia los ingenieros. Había desconcierto hasta en los propios ingenieros geotecnistas de la ciudad; se escuchaban supuestas explicaciones, varias de ellas confusas y sin sustento. Era evidente la necesidad de mejorar en la comprensión de su comportamiento, primordialmente ante eventos sísmicos, con base en estudios experimentales en cimentaciones prototipo, pruebas de carga y ensayes en el laboratorio, así como en estudios analíticos que integraran esos resultados; en lo subsiguiente se exponen algunos de estos estudios, enfatizando sus implicaciones.

4.1

Criterios de diseño

Las prácticas de diseño de cimentaciones con pilotes de fricción antes de los sismos de 1985 suponían la total compensación por el suelo excavado para la construcción del cajón, y la adopción como capacidad de carga última del sistema a la suma de la capacidad de carga de la losa y la de los pilotes, suponiéndolos trabajando por fricción positiva a través de toda su longitud. Aun adoptando este criterio de diseño, los análisis de diversos casos con comportamiento deficiente (Mendoza, 1989) demostraron condiciones de inestabilidad, particularmente al considerar la combinación de cargas estáticas y sísmicas, atendiendo a lo que señalaba el Reglamento de 1976 entones vigente. En algunos de los edificios analizados, y debido a su esbeltez, las solicitaciones sísmicas sobre los pilotes se debieron esencialmente a su cabeceo (rocking mode); este modo de vibración genera cargas cíclicas axiales sobre los pilotes, acentuadas en los localizados en las esquinas y orillas de la cimentación. El efecto combinado de mayores cargas y degradación de la resistencia en la interfaz pilote-suelo, propició los fuertes asentamientos y en algunos casos su falla al vencerse también la capacidad de carga de la losa por los incrementos en la presión de contacto sobre la losa de fondo, la que mantenía de antemano presiones altas. Después de los sismos de 1985, varios profesionales descalificaron globalmente a los pilotes de fricción, sin distinguir bajo qué condiciones habían sucedido los casos de desempeño deficiente; su comportamiento no era cabalmente comprendido. Sin duda, los sismos impusieron condiciones extremas con las que se evidenciaron las limitaciones de algunos diseños, en los que, bajo cargas estáticas, se aplicaban esfuerzos cortantes muy altos en comparación con la resistencia del suelo. Con los resultados de estudios que se comentan en el subinciso 4.2.6, estos comportamientos deficientes se explican por la degradación de la capacidad de carga de los pilotes, cuando al estar bajo carga sostenida cercana a su capacidad última estática, se agregan acciones sísmicas altas. Como resultado de las situaciones antes planteadas, en el RCDF de 1987 se adoptó un criterio conservador para verificar su estabilidad. A partir de entonces, ya no se permite sumar esas dos contribuciones. La norma fija que la capacidad de carga del sistema será definida sólo por el valor más alto ya sea de la capacidad de la losa, sin considerar la contribución de los pilotes; o bien, de la capacidad de carga de los pilotes, ignorando la contribución de la losa. La versión 1987 del Reglamento adoptó un factor de reducción de la resistencia más drástico que el antes aceptado; pasó de FR = 0.7, a FR = 0.7(1 − s/2) , en donde el cociente s resulta de dividir la carga sísmica máxima entre la carga total aplicada (incluyendo aquélla) para cada pilote; así, el FR alcanzó valores entre 0.5 y 0.7. En la versión 1995 del Reglamento, se señala que ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

9


ese factor debía ser: FR = 0.7(1 - s/5) con lo que se aceptaba tácitamente que la reducción impuesta después del sismo resultaba conservadora y que, como se mencionó anteriormente, los problemas observados no eran propios del uso de los pilotes de fricción en sí, sino del abuso de algunos de sus diseños. En el RCDF actual se reconoce para todas las combinaciones de carga un factor FR = 0.7. Cabría reconocer a través de un factor correctivo, la eventual ocurrencia de degradación en la respuesta de los pilotes ante acciones sísmicas, en la medida que su carga sostenida esté más cerca de su capacidad estática última. Nótese que el FR de 1987 y 1995, sólo era función de las cargas aplicadas, sin relacionarlas con la capacidad última; o dicho de otra forma, no se tomaba en cuenta el nivel de esfuerzos (sostenido+cíclico), en relación con la resistencia no drenada. Cabe aquí hacer algunas consideraciones acerca de los enfoques I y II indicados en el Anexo A para el diseño de cimentaciones mixtas. Bajo condiciones sísmicas, cuando se adopta el criterio de diseño I (diseño en término de capacidad de carga), se pierde la fricción negativa al desarrollarse movimientos relativos entre el suelo y los pilotes; prueba de ello es el asentamiento repentino de la masa de suelo relativamente superficial adosada a edificios sobre pilotes de punta interactuando con la cimentación y provocando, por ejemplo, sólo la destrucción de banquetas; al ocurrir un sismo y generarse movimientos laterales diferenciales entre suelo y pilotes, éstos simplemente “se sacuden” al suelo que se mantenía de ellos “colgado”. Se estima que las fuerzas de arrastre no sólo se reducen en los diseños de pilotes de fricción del tipo I, sino que ante la ocurrencia de un sismo, la fricción negativa se torna positiva, al tender la cimentación a asentarse por los movimientos de cabeceo; por lo observado en 1985, ese cambio parece que no conlleva asentamientos bruscos. Así, este enfoque prácticamente asegura un sistema no degradable en lo referente a su capacidad de carga. Con este tipo de diseño, no es posible tomar ventaja del efecto de compensación, con excepción de la subpresión –si la hay-, ya que no puede asegurarse un contacto efectivo entre la losa de cimentación y el subsuelo. Sin embargo, parece poco probable que los pilotes tiendan a emerger a largo plazo, o que se separe la losa del suelo, debido a la ausencia de consolidación entre el nivel neutro y la superficie del terreno. No se conocen casos historia en la ciudad de México en los que se haya documentado esa separación. Por el contrario, se han reportado casos (Marsal y Mazari, 1969; ver Fig. XVII-43) de cimentaciones incluso sobre pilotes de punta (la situación extrema donde el nivel neutro se ubica en la punta de los pilotes) en los que la masa de suelo se mantuvo adherida a la losa de cimentación, aun cuando el edificio tenía una emersión de aproximadamente 1.5 m. Por lo que se refiere al diseño del tipo II (diseño en términos de asentamientos), la cantidad y dimensiones de los pilotes son tales que su capacidad de carga es menor que el peso del edificio, aun cuando se desarrolle fricción positiva en toda su longitud; esto implica que la losa de cimentación trasmite al suelo necesariamente parte de ese peso. Así, los pilotes trabajan al límite de su capacidad, restringiendo el desarrollo de fricción negativa y asegurando el beneficio del efecto de compensación, aunque como ya se discutió, la presión de compensación debe ser una fracción del esfuerzo total previo. Sin embargo, es claro que cualquier incremento de esfuerzo, como el derivado de las acciones sísmicas, debe ser tomado principalmente por el suelo que subyace la losa de cimentación; tal incremento al subsuelo se sumaría a los esfuerzos que le ejercen los pilotes. Estos argumentos apuntan a que el diseño tipo II podría no ser recomendable en sitios con suelos arcillosos blandos, en los que ocurran sismos intensos, excentricidades estáticas y fuertes momentos de volteo de edificaciones esbeltas. Entonces, la magnitud de la presión de contacto bajo condición estática, para ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

10


el enfoque tipo II, juega un rol fundamental en el comportamiento del sistema. Los casos de comportamiento deficiente de edificios con pilotes de fricción se distinguieron por las altas presiones previas en el contacto losa-suelo. 4.2

Sobre el comportamiento de una cimentación mixta instrumentada

El estudio de un caso-historia está orientado a establecer la relación entre las causas y los efectos del comportamiento, en este caso, de un sistema de cimentación tan complejo como es el que incluye pilotes de fricción. Contrasta los factores y efectos que determinan el comportamiento físico de una cimentación, mediante la medición tanto de sus variables internas que lo determinan, como de las manifestaciones resultantes. Su gran fortaleza reside en su total representatividad, aunque también representa un gran reto su correcta interpretación. Ello se logra en la medida que para la observación y el monitoreo de cimentaciones reales se disponga de instrumentos geotécnicos y sísmicos suficientes y confiables, orientando su selección y acomodo, a dar respuestas específicas acerca de las señaladas relaciones causa-efecto. 4.2.1

Breve descripción de la cimentación instrumentada

La cimentación instrumentada corresponde al Apoyo No. 6 del puente vehicular y peatonal “Impulsora”, ubicado sobre Avenida de las Zapatas y que cruza la Avenida Central, en Ciudad Nezahualcoyotl, Estado de México. Se trata del apoyo oriente del tramo central que cubre el arroyo hacia Ecatepec de la Avenida Central. El puente cruza la estación “Impulsora” de la Línea B del Metro capitalino, al nororiente del área metropolitana de la ciudad de México y en la porción virgen de la Zona del Lago. La cimentación está formada por un cajón reticular de forma romboidal con dimensiones de 15 por 22 m, desplantado a 3 m de profundidad, Figs. 6 y 7, contratrabes en ambas direcciones y losas de fondo y tapa. Cuenta con setenta y siete pilotes cuadrados de 0.5 m por lado, también de concreto reforzado y precolados en obra, los que se hincaron antes de excavar para alojar al cajón; se ubican bajo las contratrabes y su punta alcanzó una profundidad de 30 m. Los pilotes trabajan primordialmente por fricción, ya que están embebidos totalmente en la FAS, ubicando su punta 3 m arriba de la denominada Primera Capa Dura (PCD). Los depósitos arcillosos del sitio (w=303%, wL=336.6%, PI=245% y LI=0.865) son de consistencia muy blanda, con valor medio de la resistencia no drenada de sólo 12.3 kPa (pruebas triaxiales UU), y velocidad media de las ondas de cortante de 35.5 m/s, determinada in-situ con la técnica de sonda suspendida, lo que determina el módulo cortante dinámico medio G=1.48 MPa. El caso que se describe aquí ha aportado información valiosa acerca del comportamiento de una cimentación mixta constituida por un cajón de cimentación y pilotes de fricción, ya que se han monitoreado desde la etapa de construcción (hace 12 años) las variables geotécnicas internas de la cimentación (Mendoza, 2004). Siete pilotes de la cimentación contaban con una celda de carga eléctrica cerca de su cabeza, y de su empotramiento en la contratrabe, como se señala en la Fig. 7; estas celdas miden la carga a que están sometidos los pilotes instrumentados. En la interfaz suelo-losa de cimentación se distribuyeron ocho celdas de presión, las que cuentan con un transductor eléctrico que mide el esfuerzo vertical total en ese contacto. Así mismo, se colocaron seis piezómetros eléctricos para medir la presión en el agua bajo la cimentación a diferentes profundidades. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

11


A 60 m de distancia del puente

Ecatepec 11’

11

11a

N

11b

11c

12’

12

2140

N

440

425

P67

P64

425

425

425

BM-3

F

60

160 E

50

480 160

CP-A

CP-1

160 D

60

ZE-1

160 P39 Caseta de registro

160

CP-2

P40

Z

480 160

CP-B

ZE-2 ZE-3

P41

Eje del puente

CP-C

ZD-2 ZD-1

BM-1 CP-3

C

60

160

ZD-3

480 160 B

50

CP-4

160

CP-D

P4

A

60

BM-2 50

60

Losa de aproximación

50

50

50

60

P14

Centro de la ciudad de México Acotaciones en cm

S

Acelerógrafo triaxial en la caseta de registro Sistema acelerográfico de campo libre en superficie Sistema acelerográfico de campo libre en pozo, a 60 m de profundidad Pilote con cuatro celdas de carga a diferentes profundidades Pilote con celda de carga cerca de la cabeza Celda de presión total en el contacto losa de cimentación-suelo Piezómetro a cierta profundidad en el subsuelo Banco de asentamientos a profundidad Referencia topográfica superficial

Figura 6. Planta de la cimentación instrumentada Las mediciones geotécnicas anteriores se complementaron con registradores digitales que mantienen un arreglo esclavos-maestro con un acelerógrafo triaxial fijado a la losa tapa del cajón de cimentación; éste les envía una señal cuando se rebasa cierto umbral de aceleración, para que registren las variables geotécnicas justo cuando ocurre un sismo. El sistema se completa con acelerómetros triaxiales tanto en las trabes del puente, como en campo libre cercano (a 60 m de distancia de la cimentación); estos últimos tanto en la superficie como a 60 m de profundidad en la misma vertical. Hasta donde ha podido conocer el autor, este es el primer programa en el mundo que incluye el monitoreo geosísmico en una cimentación mixta con pilotes de fricción.


12


Ejes Trabe central oeste

12

11 17.0

Sistema acelerógrafico de campo libre a 60 m del apoyo del puente:

Caseta de registro

APOYO No.6

de pozo

de superficie

Trab centr

Trabe de apoyo

Acelerógrafo en la trabe TA-16

BM-1

NT 0.0 Arroyo vehicular

Caja de interconexión Nota: los cables de ambos sistemas acelerográficos llegan a la caseta de registro y ambos se conectan un registrador digital.

N.A.S.

3.0 P4

Contratrabe

Losa de cimentación

CP-4

CP-D


CP-4 Celda de presión

FAS

P4MS

P4 Celda de carga

Pilotes de sección cuadrada 0.5x0.5

P4MI

-30.0

P4P

Pilote instrumentado Ademe de PVC

ZD-3

Imán

-33.0 -35.0

-60.0

Torpedo donde se alojan los acelerómetros y brújula

Banco de asentamientos a profundidad

Primera capa dura -60.0

Ac

Figura 7. Corte longitudinal de la cimentación y superestructura 4.2.2

¿Qué carga toman los pilotes, y qué presión la losa?

En la Fig. 8 se muestra la evolución de las cargas medidas en los pilotes durante la etapa de construcción y el inicio de la operación del puente. A partir de una precarga de 60 kN a las celdas de carga, se distinguió un gran paralelismo entre la variación de estas cargas y la de las cargas externas aplicadas. Si bien se distinguen cargas diferentes en los pilotes, los extremos en dirección transversal (P4 y P64) reciben las dos más altas cargas medidas, en tanto que los pilotes extremos en dirección longitudinal, P39 y P41 en el eje del puente, soportan las dos más bajas cargas medidas. Las actividades de construcción impusieron cargas crecientes sobre los pilotes con diferencias significativas en los valores medidos en los diferentes pilotes. Sin embargo, es de llamar la atención la reducción en las diferencias entre las cargas conforme pasa el tiempo y ocurren asentamientos de la cimentación. Con la integración de los contornos de igual esfuerzo vertical medido en el contacto losa-suelo, y con el conocimiento de la carga total del Apoyo No. 6 debida a la superestructura y a la cimentación, incluyendo el peso de los pilotes, pudo establecerse que la losa de cimentación contribuye a soportar el 15% de la carga total, al abrirse el puente al tráfico. La presión medida sobre esa interfaz representa el 70% del esfuerzo vertical total existente al nivel del desplante del cajón, antes de la excavación, y no el 100% como se considera usualmente en el diseño. Dicho 70% del esfuerzo total, coincide con el criterio de Hansbo y Jendeby (1983), quienes estiman que para arcillas normalmente consolidadas debe asumirse como contribución de la ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

13


Figura 8. Cargas actuantes cerca de la cabeza de los pilotes instrumentados losa de cimentación no más del 70 al 80% del esfuerzo vertical total preexistente al nivel del desplante. 4.2.3

¿Qué resistencia cortante se desarrolla en el fuste de los pilotes?

La evolución de la resistencia cortante en el fuste de uno de los pilotes instrumentados, al que se le integraron cuatro celdas de carga a lo largo de su cuerpo, permitió conocer el mecanismo de transferencia de carga al subsuelo conforme avanzó la construcción, Fig. 9. Al crecer las cargas actuantes por la cimentación y superestructura, el pilote se desplaza hacia abajo en relación con el suelo circundante, y desarrolla fricción positiva en toda su longitud. La variación de la carga con la profundidad para el final de la construcción es prácticamente lineal, lo que implica, que la resistencia cortante en el fuste de estos tramos sea prácticamente constante. Nótese que la punta aporta bajo condición de fluencia aproximadamente el 20% de la capacidad total. Esta contribución a la capacidad de carga no es despreciable, y no parece justificado ignorarla. Mediciones realizadas por Reséndiz (1964) en una prueba de carga de un pilote aislado muestran un aporte de la punta del orden del 22%. Conociendo las fuerzas a lo largo del pilote a distancias perfectamente conocidas, y con ello de su área lateral, es posible cuantificar la resistencia lateral que se desarrolla en el fuste. La figura 10 muestra la variación de la resistencia cortante en los tres tercios del fuste del pilote, conforme avanzó la construcción. En el tercio inferior se aprecia cómo a mediados de noviembre de 1995 se generó cierta fricción negativa, pero que al proseguir la carga se invierte el sentido, y en lo sucesivo sólo se desarrolló fricción positiva. Para comparar, se incluyen con rectas horizontales los valores medios de la resistencia no drenada inalterada de los suelos en los tres tercios. Al concluir la consESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

14


Carga en kN

Figura 9. Variación de las cargas a lo largo del pilote P4

Figura 10. Evolución de la resistencia cortante en el fuste del pilote P4, durante la construcción trucción, en los tercios superior e inferior del pilote, principalmente en este último, el esfuerzo cortante que se desarrolla en el fuste resulta menor que sus respectivos valores medios de resistencia no drenada original e intacta; sólo en el tercio medio del pilote, el esfuerzo cortante en el fuste resulta incluso mayor que la resistencia no drenada original del suelo. Estos hechos indican que en la interfaz pilote-suelo ocurre una condición de fluencia, resultante de un asentamiento de varios decímetros, en la que se pone en juego una adherencia-fricción menor que la resistencia no drenada inalterada de los suelos arcillosos involucrados. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

15


4.2.4

¿Cómo evolucionó la presión de poro bajo la cimentación?

La evolución de la presión de poro medida durante la etapa inicial de construcción por los piezómetros colocados en la FAS, se presenta en la Fig. 11. Se distingue con claridad su aumento, como resultado de las fuertes distorsiones inducidas en el subsuelo por el hincado de los pilotes; debe tenerse presente que al no practicarse perforación previa, los pilotes generan un desplazamiento volumétrico de alrededor de 500 m3. El incremento de la presión de poro por el hincado resulta máximo a profundidades cercanas a la punta de los pilotes. El piezómetro ZD-3 ubicado a 27 m de profundidad acusó un incremento que representa el 21% de la presión hidráulica previa. Seguramente las presiones de poro cerca de los pilotes deben resultar mayores que este porcentaje; en este caso, pilotes y piezómetros estaban 5 m distantes.

Figura 11. Desarrollo de presión de poro en la FAS debido al hincado de pilotes y excavación, y su evolución durante los procesos subsecuentes de construcción Dos aspectos llaman la atención: a) la rapidez con la que se disiparon los excesos de presión de poro debidos al hincado, respecto a la condición inicial in situ, la que parecería injustificada si sólo tomamos en cuenta la baja permeabilidad de las arcillas. Sin embargo, es conocido que el asentamiento regional provocado por el bombeo, ha dado origen a la aparición de fisuras y juntas en los depósitos arcillosos de la Zona del Lago. Podría esperarse que las operaciones de hincado, particularmente cuando son ejecutadas sin excavación previa, activen y ensanchen aquéllas, formando así un entramado de fisuras interconectadas con los estratos permeables, propiciando la rápida disipación de la presión de poro; y, b) que la presión de poro en las etapas subsecuentes se haya mantenido prácticamente constante, a pesar del aumento de las cargas que impuso el proceso constructivo. La velocidad de aplicación de tales cargas no supera la velocidad de disipación de la presión de poro, aun cuando tal aplicación es muy rápida, dado que se recurrió a elementos prefabricados. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

16


4.2.5

¿Cuánto se ha asentado la cimentación?

Los asentamientos sufridos por la cimentación se han monitoreado mediante nivelaciones topográficas realizadas desde su construcción. A la fecha, la cimentación en comento ha sufrido un asentamiento de poco más de 50 cm, con respecto a referencias superficiales del terreno circundante cercano; esto es, un desplazamiento ajeno al asentamiento regional. Cabe hacer algunas consideraciones acerca de la fuente de tales asentamientos. Al no ocurrir incrementos de presión de poro por las cargas externas aplicadas, como se mencionó en el subinciso anterior, debe considerarse que la consolidación primaria podría ocurrir mucho más rápido de lo que usualmente se considera, debido a la presencia de esas discontinuidades que constituyen vías de drenaje para los bloques arcillosos por ellas delimitados. A las deformaciones por consolidación primaria de esos bloques, deben agregarse las debidas a procesos de consolidación secundaria que ocurren de manera paralela, y que prosiguen al concluir el proceso primario; ello enfatiza la ocurrencia significativa de asentamientos viscosos a largo plazo. Por otra parte, fue posible establecer con base en nivelaciones topográficas que debido al sismo de Tehuacán del 15 de junio de 1999, el sistema de cimentación se asentó 2 cm. 4.2.6

¿Cómo reaccionan los pilotes ante sismos de mediana intensidad?

Cabe exponer ahora los comportamientos de los componentes de la cimentación durante sismos de intensidad media, como los once eventos registrados que ha sufrido esta cimentación a través de su vida útil; ello juzgado a partir de las mediciones de las variables internas de la cimentación. Como ejemplos, se muestran aquí algunos registros de tres sismos cuyas características se resumen en la Tabla 1. Los cargagramas sobre dos pilotes registrados durante el sismo de la costa de Michoacán, se muestran en la Fig. 12a. Se distingue que la amplitud máxima de la carga dinámica fue de aproximadamente 25 kN sobre el pilote P41, lo que representa 4.7% de la carga sostenida al inicio del sismo. No se registró ninguna degradación o disminución de la capacidad de carga del pilote, apreciándose la transitoriedad del evento, retornando la carga precisamente a la sostenida previa. Por lo que se refiere al pilote P4, la señal que se registró se presenta en la Fig. 12b. Este pilote acusa una disminución de la carga que soportaba al inicio del sismo; la carga de 546.4 kN que actuaba inicialmente, se redujo a 441.5 kN. Así, la amplitud dinámica resultó de hasta 16.2% de la carga sostenida previa; degradándose esta última en 19.2% al final del sismo. Nótese que se trata de un pilote ubicado en el eje 11 de columnas, el cual está influenciado por el peso de las vigas centrales del claro largo del puente, por lo que desde el inicio de su construcción se han registrado ahí cargas mayores que en otras zonas del cajón. Tabla 1. Sismos y aceleraciones máximas registradas en el cajón de cimentación

Sismo

Fecha

Magnitud y Dist. Epic. km

Prof. focal km

Coordenadas epicentrales, grados Lat N

Lng W

Trans

Vert

102.86 30.91 12.83

0.88

Costa de Michoacán 110197

7.3 y 451

17

18.09

Pto Escondido Oax.

300999

7.4 y 452

33

16.15

Costa de Colima

210103

7.6 y 632

15

18.22


Aceleraciones máximas, gal

96.71

Long

28.02 22.96

1.91

104.60 28.21 25.59

0.95 17


570

Cargas, kN

a)

PILOTE No 41C

560 550 540 530 520

Sismo en costa de Michoacán

510 500

600 PILOTE No 4, (media superior)

Cargas, kN

550 500 450 400

11/ene/97, Me=7.3

350 0:00

0:15

0:30

b) 0:45

1:00

1:15

1:30

1:45

2:00

2:15

2:30

Tiempo, minutos:segundos

Figura 12. Cargas sobre los pilotes P41 y P4, durante el sismo en la costa de Michoacán, 11 de enero de 1997

La disminución en la capacidad de los pilotes para soportar cargas durante eventos sísmicos se ha detectado desde luego en otros sismos, aunque se advierte que no es un hecho sistemático en todos los pilotes y todos los sismos de intensidad similar. Ejemplo de lo antes dicho, es el registro en el pilote P40 para el sismo de Puerto Escondido, Oax., mostrado en la figura 13. La carga que sostenía antes del sismo era de aproximadamente 550 kN, trasmitiendo tan sólo 412 kN al finalizar el sismo. Representa la mayor reducción medida en la carga que transmite un pilote de la cimentación durante un sismo; la degradación alcanzó un 25%. 800 Pilote 40MS

Carga, kN

600

400

200 b) 0 0

60

120

Tiempo, s

180

240

300

Figura 13. Cargas sobre los pilotes P40, P4 y P67, durante el sismo de Pto. Escondido, Oax., 30 de septiembre de 1999. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

18


4.2.7

¿…y qué sucede en el contacto losa-suelo durante sismos?

Con la disminución de las cargas que soportan los pilotes durante un sismo, ocurre un muy interesante fenómeno de interacción dinámica en el sistema de cimentación, Fig. 14, ya que esa pérdida en la capacidad de soporte la asume la losa de cimentación. Ello se distingue en el registro de la celda de presión en el contacto losa de cimentación-suelo. Se aprecian variaciones cíclicas transitorias de esfuerzo normal vertical en la celda CP1 cercana a una esquina, alcanzando amplitudes hasta de 2.51 kPa. Los registros acusan un gradual y cíclico aumento en la presión total conforme ocurre el sismo, lo que debe considerarse como un fenómeno de transferencia de carga de los pilotes hacia presiones mayores en la interfaz losa-suelo.

17

Presión, kPa

a)

Celda CP1

16 15 14 13 12

Sismo en costa de Michoacán 11/ene/97, Me=7.3

11 10 0:00

0:15

0:30

0:45

1:00

1:15

1:30

1:45

2:00

2:15

2:30

Tiempo, minutos:segundos

Figura 14. Historia de presiones en la interfaz losa de cimentación-suelo durante el sismo de la costa de Michoacán, del 11 de enero de 1997 4.2.8 ¿…y cómo evolucionan las cargas sobre los pilotes y el esfuerzo en el contacto losa-suelo, después de sismos de mediana intensidad? La evolución postsísmica de las cargas sobre los pilotes y las presiones sobre la losa de cimentación está caracterizada por la coparticipación e interacción entre estos dos componentes de la cimentación, Figs. 15 y 16. Las mediciones con equipo portátil antes y después del sismo de la costa de Michoacán, ratifican lo registrado automáticamente. El 19 de diciembre de 1996 se realizó la medición más cercana previa al sismo, y 48 horas después del mismo, se llevó a cabo otra. Se advierte que mientras sucede una disminución en las cargas soportadas por todos los pilotes debido al sismo, se aprecia un ligero incremento en la reacción de la losa. Destaca también la recuperación de la carga soportada por el pilote P4, ya que de 441.5 kN que mantenía inmediatamente después del sismo, en menos de dos días ya había pasado a 494.4 kN. Puede apreciarse con claridad que después de algunos meses los pilotes recuperan la carga pre-existente al sismo, haciendo valer su mayor rigidez vertical respecto a la losa. La recuperación de carga en los pilotes se explica mediante dos fenómenos que ocurren en la cercanía del fuste. Por una parte la presión de poro que se desarrolla en el suelo alrededor de los pilotes, como resultado de las solicitaciones dinámicas, debe disiparse a través del tiempo, induciendo un proceso de consolidación local y con ello ganando al menos parte de la resistencia perdida por las variaciones cíclicas de los esfuerzos cortantes. El otro fenómeno que seguramente está asociado a la ganancia de resistencia y con ello a restituir la capacidad de carga de los pilotes es el fenómeno tixotrópico, consistente en la recuperación con el tiempo de su condición microestructural, una vez que cesan las distorsiones rápidas. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

19


800 700

Carga, kN

600

P14 P39

500

P64

400

P67

↑

P4MI

Sismo de la costa de Michoacán, 11/01/97

300

P4P P40MS

200

P40MI

30/04/97

31/03/97

01/03/97

30/01/97

31/12/96

01/12/96

P4MS

30/05/97

P41 100

Figura 15. Evolución de las cargas sobre los pilotes en el periodo diciembre de 1996 a mayo de 1997 30

25

C P -1 C P -2 C P -3 C P -4 20

C P -A C P -B C P -C C P -D

15

10

Figura 16. Evolución de las presiones en el contacto losa de cimentación-suelo en el periodo diciembre de 1996 a mayo de 1997 4.2.9

¿…y cómo varía la presión de poro durante sismos?

Con base en el registro de la presión de poro en las capas arcillosas casi al nivel de la punta de los pilotes, Fig. 17, es interesante observar que sus variaciones dinámicas son prácticamente transitorias; la gráfica semilogarítmica permite apreciar la variación dinámica, así como su evolución varios meses después. Una vez que concluye el sismo, no quedan presiones en el agua remanentes, retornando entonces a su condición de presión previa al sismo. Más aún, puede constatarse por la similitud de las formas espectrales de la Fig. 18, y al igual que las otras variables geotécnicas, que la respuesta dinámica de la presión de poro varía en fase con la respuesta acelerográfica del cajón de cimentación. Al no mantenerse incrementos de presión de poro por la acción dinámica, no ocurren procesos significativos de consolidación en la arcilla de la ciudad de México asociados a los sismos; aunque esta afirmación podría no cumplirse en la zona inmediata al fuste de los pilotes. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

20


Presión, kPa

300 c) Estrato arcilloso a 27 m de profundidad. Punta de pilotes. Piezómetro ZD-3

290 280 270 260 250 0.1

1

10

100

1000

10000

100000

1000000

Tiempo, minutos

Figura 17. Variación de la presión de poro bajo la cimentación, durante y después del sismo en la costa de Michoacán del 11 de enero de 1997

Amplitud, cm/s ó (kPa) s

1000

100

10

1

Aceleración Long Piezómetro ZD-3

0.1 0.01

0.1

Frecuencia, Hz

c)

1

10

Figura 18. Espectros de Fourier de las amplitudes de aceleración en el cajón de cimentación y de la presión de poro, registradas durante el sismo del 11 de enero de 1997 4.2.10 Algunas observaciones sobre la interacción dinámica suelo-cimentaciónsuperestructura Las mediciones geotécnicas se complementan con los registros acelerográficos obtenidos tanto en la losa tapa del cajón de cimentación como en campo libre cercano (a 60 m de distancia de la cimentación), en la superficie del terreno y en depósitos profundos a 60 m de profundidad, en la misma vertical. Para algunos sismos se cuenta también con los acelerogramas registrados en las trabes del puente. En la Fig. 19 se presenta como ejemplo, lo registrado durante el sismo de la costa de Colima, en la dirección longitudinal del sistema, enfatizando que los resultados que se exponen son típicos y representativos de los obtenidos en los demás sismos. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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Aceleración, gal

30 Trabe de apoyo TA16 Longitudinal

20 10 0 -10 -20 -30 0

100

200

300

400

500

30 Cajón de cimentación Longitudinal

20 10 0 -10

SISM O DE COLIM A Enero 21, 2003

-20 -30 0

50

100

150

200

250

300

350

Aceleración, gal

30 20 10 0 -10

Superficie del terreno Campo libre. Longitudinal

-20 -30 0

100

200

300

400

500

30 A 60 m de profundidad. Campo libre Longitudinal

20 10 0 -10 -20 -30 0

100

200

300

400

500

Tiempo, s Figura 19. Aceleraciones longitudinales en el sistema suelo-cimentación-estructura del puente Impulsora. Sismo de Colima, enero 21 de 2003. La comparación de las aceleraciones máximas registradas en los diferentes elementos del sistema estructural y el subsuelo, nos proporcionan indicadores cuantitativos de su interacción dinámica. Con los cocientes entre las aceleraciones máximas en diferentes ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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Tabla 2. Cocientes entre aceleraciones máximas en diferentes elementos del sistema suelo-estructura del puente Impulsora. Sismo de la costa de Colima, 21 Ene. 2003

Cociente

Dirección

entre

y

Vert

Long

Transv

C Libre superficie

Campo libre pozo

6.573

4.398

2.712

Cajón de ciment.

C Libre superficie

0.062

1.017

1.092

Cajón de ciment.

Campo libre pozo

0.406

4.471

2.962

Trabe de apoyo

Cajón de ciment.

4.358

0.961

1.037

Trabe central

Trabe de apoyo

2.502

1.011

1.050

Trabe de apoyo

Campo libre pozo

1.769

4.298

3.071

Trabe central

Campo libre pozo

4.427

4.345

3.225

Dirección longitudinal del puente: N81º 58´W (en la rama hacia el centro del puente)

componentes del sistema suelo-cimentación-estructura, podemos estimar las amplificaciones y deamplificaciones que ocurren en el sistema; véase la Tabla 2. Por lo que respecta a las mediciones realizadas en campo libre, es notable el efecto de sitio, al amplificarse las aceleraciones al pasar las ondas sísmicas a través de los suelos muy blandos de las formaciones arcillosas superior e inferior; ocurre una marcada amplificación, principalmente en el componente vertical, hasta poco más de seis veces, de los Depósitos Profundos a la superficie del terreno. Por otra parte, destaca que las aceleraciones horizontales en campo libre y en la cimentación del puente resultan las mismas para todo fin práctico. Esto indica que la rigidez dinámica de los pilotes en la dirección horizontal es tal que ante sismos de intensidad media, los pilotes siguen el movimiento dinámico del subsuelo, determinando que, para fines prácticos, no haya interacción dinámica lateral entre la cimentación piloteada y el subsuelo; la esbeltez de los pilotes es muy alta y por ello se comportan muy flexibles en la dirección horizontal. Por el contrario, es muy interesante comprobar la disminución tan drástica que experimentan las aceleraciones verticales registradas en la cimentación del puente, al compararlas con las de la superficie del terreno en campo libre; la aceleración máxima en la cimentación para este sismo resultó poco más de 16 veces menor que en el terreno circundante, aunque la menor reducción que se ha registrado en otros sismos ha sido 7. Ello muestra el importante papel que juegan los pilotes como atenuadores de los movimientos de la cimentación en dirección vertical, no así en los movimientos laterales. 4.3

Capacidad de carga de pilotes de fricción

El diseño cotidiano de pilotes de fricción soslaya factores condicionantes importantes; usualmente sobresimplifica un problema complejo. El primer aspecto relevante es el relativo a la inserción del pilote en el subsuelo, ya que implica cambios en los estados de esfuerzo y en el campo de deformaciones alrededor de los pilotes, que influyen en su respuesta posterior. Deben reconocerse por una parte los pilotes desplazantes precolados, que son los que al ser hincados provocan una expansión lateral del suelo circundante, y una compresión bajo su punta; y por la otra, aquellos con excavación previa y colados in-situ, en los que la perturbación del suelo por la perforación es ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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mínima. Generalmente no son necesarios ni convenientes estos últimos en la zona lacustre de la ciudad de México, dado lo blando del subsuelo, y por su menor capacidad de carga que la de los pilotes desplazantes; sólo se recurre a perforación previa para pasar la costra de desecación, rellenos superficiales, y otros estratos arenosos a mayor profundidad cuando dificultan el hincado del pilote. El análisis de los pilotes debe considerar de manera realista y práctica los fenómenos que ocurren desde su hincado, y luego los derivados de la aplicación de cargas sostenidas y dinámicas transitorias; su simulación completa debe involucrar: i)

El hincado de un pilote provoca en el suelo circundante fuertes distorsiones y remoldeo, con desplazamientos principalmente radiales, venciendo la resistencia al esfuerzo cortante, y generando incrementos de presión de poro (u).

ii)

Al disiparse tal presión de poro inducida ocurre reconsolidación, y con ello sucede un ajuste de los esfuerzos efectivos (σv) alrededor del pilote. iii) La aplicación creciente de carga sostenida hasta alcanzar eventualmente condiciones de fluencia en el suelo en contacto con el pilote, y la interacción del movimiento de éstos con los movimientos regionales del terreno, en su caso. iv) La posible degradación de la capacidad de carga por la disminución de resistencia cortante del suelo, debido a acciones sísmicas de amplitudes dinámicas significativas; y de procesos tixotrópicos que determinan la recuperación de su resistencia y con ello de la capacidad de carga. v)

El posible desarrollo de fricción negativa sobre los pilotes, para el diseño Tipo I, debido al hundimiento regional; este mecanismo provoca fuerzas de arrastre adicionales a las permanentes.

El procedimiento que inicialmente propuso Tomlinson (1957) y Peck (1958) para estimar la capacidad de carga última por fricción en el fuste, Qs, es una simplificación que resulta a lo más, una solución parcial a las situaciones antes descritas. Tal capacidad atiende a la ecuación 1, donde A es el área lateral del pilote, y fs es la resistencia media movilizada a lo largo del fuste de los pilotes; ésta está relacionada con la resistencia no drenada inalterada original del suelo, cu, según la ecuación 2, donde α es un factor empírico de adherencia, con valores indicados en el Anexo B. Qs = A fs fs = α cu

(1) (2)

Este método en términos de esfuerzos totales, conocido como “Método Alfa”, es el que se adopta en el Reglamento de Construcciones para el D. F., aunque debe señalarse que tal hecho no se reconoce así explícitamente. A esta propuesta original se le han hecho mejoras, al involucrar explícitamente variables tales como la longitud de los pilotes, el cociente de preconsolidación, y el cociente de resistencia ψ = cu/σv. Con este último cociente se advierte que la práctica recomendada incluso para este método en términos de esfuerzos totales, es la de relacionar el comportamiento friccionante en el fuste del pilote con los esfuerzos efectivos, más que a sólo la resistencia cortante no drenada (esfuerzos totales). No obstante, se reconoce como un hecho comprobado que la falla en el fuste de un pilote está gobernada por la ley de deslizamiento de Coulomb en términos de esfuerzos efectivos; los análisis de este tipo se conocen como “Métodos Beta”; los procedimientos de este tipo se presentan también en el Anexo B. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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Diversos autores consideran que debido al remoldeo que se produce al hincar un pilote, el suelo no tiene cohesión efectiva. Por otra parte, un aspecto que se ha discutido es si la resistencia cortante por adoptar debe ser la de su condición inalterada original, o la remoldeada y reconsolidada, a fin de considerar el hincado del pilote; en general, por la simplicidad del ensaye, ha prevalecido el primer enfoque. En la versión 1977 del RGDF se señalaba a la prueba de compresión simple para obtener este parámetro, en tanto que desde la versión de 1987 se indican ensayes triaxiales UU, reconociendo que aquel ensaye subestima esta resistencia. Por lo que se refiere a la corrección propuesta por longitud de los pilotes, puede distinguirse que la corrección, LE, es casi unitaria ya que cuando los pilotes de fricción se alojan en la Formación Arcillosa Superior (FAS), éstos son de unos 25 a 30 m, para los que usualmente el cociente L/B alcanza valores entre 50 y 60. Si los pilotes atraviesan la primera capa dura y son de una longitud apreciablemente mayor a las antes mencionadas, como ocurre al cimentar hacia el oriente de la ciudad, procedería desde luego la corrección por la longitud de los pilotes. 4.4

Discusión sobre el factor de adherencia, α

El valor implícito de α que asume el RGDF para las arcillas de la zona III es unitario. Existe consenso mundial en que el factor de adherencia máximo debe ser unitario para pilotes no muy largos en suelos arcillosos blandos, normalmente consolidados (NC); sin embargo, existen argumentos experimentales de laboratorio y mediciones en prototipo que se describen enseguida, mismos que apuntan a que en los suelos arcillosos de la ciudad de México, la resistencia movilizada en el fuste es menor a la resistencia cortante original inalterada no drenada cu del suelo; esto es, α<1. Influencia de la velocidad de deformación sobre la resistencia cortante. Un suelo arcilloso exhibe menor resistencia conforme se reduce la velocidad de deformación para alcanzar la falla; resultados típicos de ensayes con muestras inalteradas del valle de México lo confirman. Así, en procesos deformatorios tan lentos como a los que están sujetos los pilotes bajo carga sostenida y a largo plazo (primera combinación de cargas según las NTC-Cimentaciones), la velocidad de deformación es mucho menor que el de los ensayes usuales de laboratorio en los que se define la resistencia. Resistencia medida en la interfaz suelo-concreto. Pruebas de corte directo estáticas en la interfaz entre una pastilla de concreto y diversas muestras de suelo arcilloso de la ciudad de México (Ovando-Shelley, 1995) revelan el comportamiento friccionante entre la cara de un pilote y el suelo circundante. El cociente medido entre la resistencia cortante en la interfaz y la resistencia no drenada de la muestra respectiva, que no es otra cosa que el factor de adherencia α, alcanzó valores entre 0.72 y casi la unidad. Resistencia cíclica medida en la interfaz suelo-concreto. Al aplicar cargas cíclicas dinámicas (f=0.5Hz) en otra serie de pruebas de corte directo, en ninguna de ellas pudo aplicarse una amplitud de esfuerzo cíclico mayor que la resistencia cortante estática. Los ensayes mostraron que la resistencia y la rigidez en esa interfaz se degradan considerablemente debido a los efectos de la carga repetida. Contrastan estos resultados con la sobre-resistencia observada en pruebas triaxiales dinámicas. Ovando-Shelley (1995) indica que el cociente de esfuerzo cíclico necesario para producir la falla con un número moderado de ciclos (menos de 100) es hasta de 0.6. Sobre la resistencia residual y la simultaneidad de ocurrencia de resistencia máxima. Considerando los diversos estratos con rigideces diferentes que atraviesan los pilotes, ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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no puede asumirse que todos ellos aporten su resistencia máxima al mismo tiempo, por lo que la simultaneidad de la resistencia máxima a lo largo de todo el pilote no puede asegurarse. Mientras ciertos estratos podrían todavía no alcanzar su resistencia máxima, otros estratos podrían aportar sólo su resistencia residual; sin duda, la resistencia cortante a largo plazo que debe considerarse es la correspondiente a grandes deformaciones. Favorablemente nuestra arcilla acusa una pérdida no mayor del 10 al 15% en ensayes de corte directo en interfaces suelo-concreto. Acerca de lo medido en una cimentación real con pilotes de fricción. El caso-historia que se ha estudiado por diez años y que se ha documentado en este trabajo, nos indica que la resistencia cortante a largo plazo desarrollada en el fuste de los pilotes, es menor que la resistencia no drenada original in-situ, lo que nos dice que el factor α alcanza un valor menor que la unidad. Considerando las mediciones de carga soportada por todos los pilotes instrumentados, para el caso de la cimentación real descrita en el inciso 4.2, pudo comprobarse que el cociente entre estas dos resistencias alcanza un valor α = 0.74; los pormenores al respecto se exponen en el subinciso 4.2.2. Considerando los argumentos antes expuestos, no parecen existir motivos para soslayar la corrección en la fricción de los pilotes, y asumir explícitamente que se está empleando el Método Alfa. Es probable que por una acción compensatoria no se haya considerado necesaria la adopción de un factor α<1, teniendo presente el tipo de ensaye para determinar la resistencia no drenada en México. En efecto, tradicionalmente se recurría a la prueba de compresión no confinada, para la que es sabido que los efectos de remoldeo y alivio de esfuerzos la hacen subestimar la resistencia al corte. En las últimas versiones del RCDF se indica expresamente que deben realizarse ensayes triaxiales UU para la obtención de esa resistencia, por lo que ello deja de ser un atenuante para no considerar la reducción a la resistencia cortante del suelo original. Reconociendo los procesos previos de hincado y reconsolidación, Zeevaert (1973) adopta una resistencia movilizada en el fuste, igual a 0.3qu = 0.6 cu, sin asumir explícitamente el término α; además, postula que esa resistencia ocurre a una distancia del 10% del radio del pilote, a partir de su fuste, lo que implica un área lateral por considerar 10% mayor que la del propio pilote. El valor de 0.6 que afecta a cu y el aumento de 10% en el área, determinan un factor equivalente al término α con valor de 0.66 para afectar la resistencia no drenada; esto es, casi la misma resistencia propuesta por Hansbo y Jendeby (1983) que es del 70% de cu, para las arcillas marinas suecas y pilotes con desplazamiento continuo, que reconocen como creep piles. Esta reducción es también considerada por ejemplo para el diseño de pilotes de fricción usados fuera de costa; en la Norma API (2000) se definen curvas T-Z en las que se indican valores relativos entre 0.7 y 0.9 para la resistencia residual normalizada. Debe señalarse que estas reducciones a la resistencia cortante cu no se han generalizado en la práctica mexicana. Es opinión del autor que es necesario introducir una corrección reductiva a la resistencia no drenada inalterada original, mediante valores de α entre 0.7 y 0.8, para los cálculos de capacidad de carga por fricción, al considerar la primera combinación de cargas. Se estima necesario que estas correcciones sean consideradas en revisiones futuras de las N.T.C. para el Diseño y Construcción de Cimentaciones del RCDF. Desde luego, con sólo un caso-historia no puede llegarse a conclusiones generales, aunque los resultados de éste han aportado muchos aspectos valiosos para el análisis y diseño de cimentaciones con pilotes de fricción. De aquí que resultaría muy deseable instrumentar otras cimentaciones, de preferencia ahora algunas que sean paradigmas de edificios. De esta manera se estudiarían casos con un arreglo más uniforme de ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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pilotes, otras separaciones entre ellos, mayores momentos de volteo, mayor flexibilidad de la superestructura, cargas menos concentradas y, procesos de carga más lentos y uniformes. En la instrumentación de esos edificios, deberá mantenerse el enfoque de la instrumentación sismogeotécnica descrita en el subinciso 4.2.1, enfatizando el monitoreo durante el momento mismo de la ocurrencia de sismos. 4.5

Consideraciones acerca de la respuesta de pilotes ante cargas dinámicas.

En la respuesta de los pilotes bajo cargas dinámicas, debe tomarse en cuenta la magnitud de la carga sostenida en relación con la magnitud del componente dinámico y con su capacidad de carga última. Resultados experimentales recientes con modelos de pilotes de fricción ponen en evidencia que para similar carga máxima cercana a la falla, resulta tanto más crítica la suma de carga sostenida y carga cíclica, cuanto mayor es la amplitud del componente dinámico. En efecto, cuando el pilote se mantuvo con una carga sostenida del 40% de su carga última, y luego un número considerable de ciclos dinámicos, no se produjo la falla a pesar de alcanzarse cargas del 95% de la capacidad de carga última estática, y 1000 ciclos. Por el contrario, cuando la carga sostenida fue de apenas 20% de su carga última, llegó la falla al aplicarle 44 ciclos de carga cíclica con amplitud del 70% de la carga última estática. Algunas pruebas dinámicas en pilotes de fricción aislados (Jaime et al., 1990 y 1988) han aportado información valiosa acerca de su respuesta ante sismos intensos como los de 1985. Incluyeron pruebas de compresión y extracción estáticas, así como de carga cíclica. Los pilotes de concreto reforzado y sección cuadrada con 30 cm por lado, y 10 m embebidos en la formación arcillosa, se hincaron en una zona de la ciudad donde se observaron las mayores intensidades sísmicas. Los resultados más relevantes se resumen enseguida: Cuando la carga transitoria máxima sobre un pilote, Pmáx (carga estática sostenida, Ps, más la amplitud cíclica de carga, ∆Pd), se mantuvo igual o menor que su capacidad de carga última estática, Qut, no se registró pérdida de su capacidad de carga, aunque acusó un asentamiento irrecuperable de menos de un centímetro. Cuando Pmáx>Qut, sucedieron asentamientos mayores; y cuando Pmáx varió de 1.15 a 1.35 veces el valor de Qut, acusó rápida pérdida de capacidad de carga, con grandes desplazamientos. Las resistencias estáticas últimas a la penetración y a la extracción resultaron enteramente similares, aunque con diferentes deformabilidades; bajo extracción, el sistema resulta más rígido. En ambos casos, y una vez que se alcanzó la carga máxima, se desarrolló una resistencia residual que resultó igual o mayor que el 83% de esa carga máxima.


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5.

COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE PILAS COLADAS EN EL LUGAR

La incertidumbre que planteó el desempeño de las cimentaciones desplantadas en la Zona del Lago después de los sismos de 1985, aunado al comportamiento de éstas a largo plazo, caracterizado por los significativos asentamientos totales y diferenciales, propició el desarrollo en las últimas dos décadas de amplias zonas comerciales, de servicios e incluso de vivienda en zonas fuera de donde prevalecen los depósitos de arcilla blanda lacustre. Así se generó una fuerte demanda de cimentaciones en las otras zonas geotécnicas del Área Metropolitana de la ciudad de México, la Zona de Transición y la Zona de Lomas. Para edificaciones de moderada a gran altura, al igual que para los apoyos de vialidades tales como los denominados Segundos Pisos, se ha recurrido a las cimentaciones profundas basadas en pilas coladas en el lugar. Precisamente ligado a esa importante obra de infraestructura, se tuvo la oportunidad de realizar pruebas de carga en pilas de cimentación del Distribuidor Vial San Antonio, unas bajo carga axial, y otras sometidas a carga lateral. Unas y otras fueron ampliamente instrumentadas, por lo que las lecciones derivadas del análisis de sus resultados dan pautas bien documentadas y probadas acerca del comportamiento de este tipo de cimentación. Así mismo, la información medida y observada permite revisar los enfoques de diseño de pilas coladas in situ. Como se mostrará más adelante, varios de los hechos experimentales medidos fehacientemente, no avalan algunas suposiciones aceptadas como válidas en la ingeniería de cimentaciones de la ciudad, e incluso contradicen varios supuestos que usualmente se asumen en el análisis y diseño de pilas en el valle de México. Por ello se ha considerado conveniente exponer y discutir aquí, los resultados de estas experiencias. Los procedimientos constructivos de pilas seguidos actualmente en México, son básicamente los mismos a los utilizados hace 20 años; sin embargo, se han incorporado equipos más modernos a la industria de la construcción, se tienen avances en la tecnología de lodos de perforación, del control y calidad de los colados, así como procedimientos novedosos y eficientes, como la construcción de pilas con hélice continua. Puede afirmarse que los desarrollos tecnológicos que han hecho más eficientes los procedimientos constructivos, no han tenido un avance semejante en la comprensión cabal de los fenómenos o mecanismos básicos de transferencia de carga de las pilas al subsuelo circundante y por ende, en métodos sustentados, probados y prácticos de diseño. Lo anterior es particularmente cierto cuando se trata de determinar la resistencia cortante unitaria en el fuste de pilas construidas en medios granulares con presencia de gravas, donde se ha observado que los cálculos comúnmente empleados subestiman en forma muy importante la capacidad de carga por fricción. Por lo anterior, se consideró pertinente presentar inicialmente una revisión sucinta de los criterios de diseño de pilas coladas in situ. 5.1

Criterios de diseño en México

La capacidad de carga última de pilas coladas in situ o pilotes precolados proviene de la suma del aporte de la punta y del aporte del fuste; el primero es el resultado del producto de la capacidad unitaria de carga última, qp, de la punta y del área de su sección transversal. La contribución del fuste resulta la suma de los productos de la resistencia cortante unitaria en la interfaz suelo-fuste, fs y el área lateral de la pila del estrato correspondiente. La práctica local para estimar qp se basa fundamentalmente en métodos analíticos clásicos basados en las teorías de equilibrio límite, y de la consideración del vencimiento de la resistencia cortante en la cara de la pila para cuantificar lo correspondiente al fuste. Para ambas contribuciones se distingue una ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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solución para suelos friccionantes y otra para suelos cohesivos, usualmente asociadas a condiciones drenadas y no-drenadas, respectivamente. 5.1.1

Contribución de la punta

Para estimar el aporte de la punta de pilas coladas en suelos friccionantes, se recurre generalmente a la solución incluida en las NTC-Cimentaciones del Reglamento de Construcciones del Distrito Federal, la que está basada en el mecanismo plástico propuesto por Caquot y Kerisel; desde luego existen otros mecanismos, como el propuesto por Zeevaert, con resultados muy diversos. Los factores de capacidad de carga que establece aquella solución, son función del ángulo de fricción interna, φ, y de la longitud en que está embebida la punta de la pila o pilote en el estrato resistente. Así, la solución estriba básicamente en la determinación pertinente del ángulo φ. Es práctica frecuente en México recurrir a las reglas semiempíricas derivadas del número de golpes de la prueba de penetración estándar, las que se emplean particularmente ante la presencia de arenas, sin distinguir adecuaciones por el contenido de gravas o boleos, lo que influye notablemente en el número de golpes de esta prueba. Es poco común en nuestro medio el uso de otras correlaciones empíricas con pruebas in situ, tales como el presiómetro, el penetrómetro dinámico, o el ficómetro; así mismo, el cono holandés o cono eléctrico tiene poca aplicación local en suelos granulares compactos, y menos cuando tales suelos cuentan con un contenido alto de gravas. Un aspecto que llama la atención en las NTC-Cimentaciones del RCDF es la reducción considerable a la capacidad de carga debido al efecto de escala, al revisar los estados límite de falla de cimentaciones profundas y particularmente de pilas. En efecto, cuanto mayor es el diámetro de una pila, mayor es la reducción, lo que se traduce en diseños al parecer muy conservadores, a la luz de las discusiones que se presentan más adelante. Desde luego, este aspecto merece estudiarse e investigarse a detalle. 5.1.2

Contribución del fuste

La contribución por fricción del fuste en pilas embebidas en suelos friccionantes, no tiene una disposición expresa en las NTC-Cimentaciones. En efecto, el inciso 3.5 de esta norma sólo se refiere a pilotes en combinación con los suelos blandos de las zonas II y III del D. F., dejando sin consideración específica a las pilas y a los suelos granulares. Esta situación contribuye a la idea muy generalizada, y la mayoría de las veces errónea, de que el mecanismo de transferencia en pilas, es primordialmente por la punta. Como muestran los resultados de pruebas de carga en pilas instrumentadas y ejecutadas al poniente de la ciudad de México, mismos que se exponen en el inciso 5.3, la transferencia de carga al subsuelo se da principalmente por el fuste, incluso a cargas apreciablemente más altas que la de trabajo. Debe tenerse presente que mientras el desarrollo máximo de fricción en el fuste requiere un desplazamiento relativo entre pila y suelo circundante de tan sólo unos cuantos milímetros, para que se desarrolle la resistencia última de punta, son necesarios desplazamientos tan grandes como el 15% del diámetro de la pila; esto es, la contribución máxima de uno y otro aporte ocurre con desplazamientos muy diferentes. En nuestro medio se ha propuesto recientemente un método para considerar el aporte de la fricción en pilas coladas in situ (Tamez, 2003). Asume que la contribución por fricción del fuste es proporcional al esfuerzo normal horizontal a la pila, generado no por el esfuerzo efectivo horizontal del suelo circundante, sino por el del concreto fresco ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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del colado; el coeficiente de proporcionalidad está dado por la tangente del ángulo de fricción interna suelo-pila. Lo anterior implica que la resistencia cortante unitaria en la interfaz suelo-fuste, fs, siga una variación lineal y creciente con la profundidad y proporcional al peso volumétrico del concreto fresco colado en la perforación. Este método parece soslayar algunos resultados que han expuesto otros autores; en efecto, Lings et al. (1994) y Chang y Zhu (2004), entre otros, han documentado que cuando en una perforación se cuela concreto, incluso con un revenimiento alto, la presión de éste contra sus paredes sigue una variación de tipo hidrostática sólo hasta profundidades someras, pero luego la tasa de aumento se anula o se reduce considerablemente conforme crece la profundidad. Además del posible arqueo, explican este fenómeno precisamente con el desarrollo de esfuerzos efectivos dentro del concreto fluido, tanto por un proceso de consolidación como por la hidratación del cemento; esto es, que las presiones de poro iniciales en el concreto joven dictadas por un fluido pesado, mismas que actúan contra las paredes, se van reduciendo, transformándose en esfuerzos efectivos crecientes y anisotrópicos. Los autores antes citados han encontrado también que lapsos crecientes entre la perforación y el colado, determinan reducciones en las presiones laterales. Adicionalmente, debe tenerse presente que la presión ejercida por el concreto fresco sobre las paredes de la excavación disminuirá tan pronto como inicia el fraguado, provocando la redistribución de esfuerzos alrededor de una pila. El fraguado del concreto conlleva contracciones del orden de 0.1%, lo que sin duda determina una disminución del esfuerzo lateral en la interfaz. Así, la suma de estos factores que apuntan a la redistribución y disminución de esfuerzos laterales en la interfaz pila-suelo, no parecen soportar la suposición de que los esfuerzos normales sobre el concreto ya fraguado de una pila, conserven los esfuerzos isotrópicos del concreto fluido. En todo caso, el proceso merece atención especial y debe investigarse, para lo que se estima obligatoria la medición directa a diferentes profundidades de la presión normal sobre la pared de la perforación inmediatamente después del colado, y luego sobre el fuste ya fraguado de la pila; ello desde luego no se antoja una tarea fácil. 5.2

Criterios internacionales de diseño

La mayor diferencia que puede distinguirse entre los enfoques locales para cuantificar la capacidad de carga de la punta en suelos friccionantes, con los que se adoptan en el exterior, es que aquí se privilegian las soluciones analíticas basadas en el método de equilibrio límite, dando por tanto máxima atención a la obtención del ángulo de fricción efectivo, φ. En otros países prestan atención al empleo directo de los resultados de pruebas de campo en la cuantificación de la presión última en la punta; así mismo consideran de manera muy relevante en tal definición, tanto las pruebas de carga en pilas representativas, como la práctica y experiencia locales. En efecto, para cuantificar la capacidad de carga de la punta, en los E.U.A. prestan atención tanto a pruebas de carga, como a métodos de diseño empíricos basados directamente en pruebas de campo, como la penetración estándar; tal es el caso de los enfoques adoptados por la ASSHTO, para el diseño de cimentaciones para puentes. Para el mismo fin, en los países europeos prefieren las pruebas experimentales in-situ, en comparación con la práctica actual mexicana que orienta más sus tareas hacia el laboratorio; adoptan soluciones analíticas basadas en equilibrio límite para definir esa presión última de la punta, aunque sin transitar por la determinación del ángulo de fricción φ. Dentro de ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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qb (MPa)

8 7

Hincados

6

Colados in situ

5 4 3 2 1

do

R

ei n

o

Un i

ia

ia lo n Po

um an R

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It a l ia

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0

Figura 20. Resultados de la práctica estándar europea para el cálculo de capacidad de carga por punta, basado en pruebas de laboratorio las prácticas europeas, Fig. 20, es interesante distinguir la adopción de topes a las presiones máximas en la punta, y de que existen discrepancias en los criterios y soluciones empleadas en diferentes países. Por lo que se refiere a la determinación del aporte por fricción en pilas excavadas y coladas en suelos friccionantes se advierte un apego a procedimientos empíricos, empleando la prueba de penetración estándar, primordialmente en los E.U.A. Sin embargo, allá también se recurre al enfoque en el que se asocia la resistencia cortante en el fuste al esfuerzo normal efectivo, el que a su vez se relaciona con el esfuerzo vertical efectivo. La fricción unitaria resulta el producto de aquel esfuerzo y la tangente del ángulo de la interfaz, δ . La ecuación 3 propuesta por Reese y O’Neill (1988) tiene el enfoque anterior, en términos de esfuerzos efectivos. 0.25 ≤ β ≤ 1.2 qs (t/m2) = β σv ≤ 21.5 en donde: β =1.5 - 0.245 z0.5 (z en m)

(3)

En esta ecuación que define la resistencia cortante del fuste en arenas, el esfuerzo efectivo σv se define a la mitad del estrato que se analiza y el término β es equivalente a K tan φ. Cuando esta interfaz pila-suelo es perfectamente rugosa, se asume que δ=φ. Esta suposición se aplica si el concreto se vacía inmediatamente después de concluida la perforación en seco, y el esfuerzo geoestático se recupera antes de cargar a la pila. El límite de 21.5 t/m2 para el esfuerzo cortante en el fuste corresponde al valor máximo reportado por Owens y Reese (1982), medido en pruebas de carga en suelos arenosos, mismo que resulta considerablemente superior al límite de 5.5 t/m2 propuesto por Meyerhof, también para arenas. 5.3 5.3.1

Pruebas de carga en pilas de cimentación Enfoque y objetivos

Se presentan en este inciso las experiencias de pruebas de carga en pilas representativas sobre las que se apoyan las columnas del Distribuidor Vial San Antonio ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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en la ciudad de México (Mendoza et al., 2004). Su cimentación típica es a base de una zapata (usualmente de 4 x 5 m, con desplante a 3 m de profundidad) que descansa sobre pilas coladas in situ de 60 a 65 cm de diámetro y de 20 a 25 m de longitud. Dada la cantidad de apoyos por construir, se consideró pertinente verificar experimentalmente las estimaciones teóricas de capacidad de carga axial y lateral. La información disponible sobre este tipo de pruebas en la ciudad de México es escasa, particularmente en lo referente a establecer los aportes de la fricción y la punta a la capacidad de carga total, así como de la respuesta de las pilas a carga lateral. Para ello, se llevaron a cabo pruebas de carga en dos sitios, uno ubicado al oriente del Periférico (sitio San Antonio) corresponde a la Zona de Transición; y el otro al poniente del mismo en la Zona de Lomas (sitio Periférico), ambos caracterizados por la presencia de suelos granulares de origen aluvial. Los resultados obtenidos guardan similitud, por lo que aquí se expone sólo lo medido en el sitio San Antonio. La investigación estuvo orientada a definir no sólo la relación entre carga y desplazamiento, con las mediciones usuales en la cabeza de las pilas, sino a conocer cabalmente el por qué y cómo de su comportamiento, para lo que se decidió medir las variables significativas a lo largo de su cuerpo. Nada nos acerca más a la descripción del fenómeno físico que las mediciones de las variables que lo caracterizan. Se instrumentó internamente cada pila, colocando transductores eléctricos para medir tanto los efectos, tales como desplazamientos y microdeformaciones, como las causas, tales como fuerzas o esfuerzos en los elementos bajo prueba midiendo las variables internas o causales de dicho comportamiento. Los objetivos de las pruebas fueron: a) Cuantificar las aportaciones de punta y fricción a la capacidad de carga de las pilas ante cargas estáticas axiales, monotónicamente crecientes. b) Analizar las microdeformaciones unitarias a lo largo de las pilas durante la aplicación de carga axial (compresión) o lateral, a fin de conocer el mecanismo de transferencia de carga estática de las pilas al subsuelo de apoyo. c) Determinar los parámetros que caracterizan la reacción lateral del sistema pilasuelo, ante cargas estáticas en esa dirección. d) Explorar la posibilidad de realizar mediciones de la respuesta de las pilas ante carga axial cíclica pseudo-dinámica, y e) Comparar las cargas máximas aplicadas en las pruebas de carga con las de diseño, revisando las predicciones teóricas basadas en las soluciones de equilibrio límite. Atendiendo a lo anterior, se colocaron los sensores siguientes: 30 deformímetros o strain gages a cinco profundidades diferentes 1) soldados en el acero de refuerzo, o 2) ahogados directamente en el concreto; 3) cinco extensómetros o testigos de la deformación de las pilas (tell-tales), que van libremente alojadas en su interior, y que miden la compresión entre cierta profundidad de la pila y el cabezal; y 4) una celda de carga que se soldó a la punta del armado longitudinal, que mide directamente la carga de reacción en la punta de la pilas ante cargas verticales; ello requirió un proceso cuidadoso que comprendió diseño, construcción, calibración y ensamble al armado de refuerzo. Adicionalmente, se dispusieron celdas de carga en el cabezal para medir las cargas aplicadas. El monitoreo de los deformímetros eléctricos exigió un sistema automático de adquisición de datos (SAD), el cual hace un barrido en un tiempo reducido y está comandado por una computadora personal portátil, la que captura todos los registros para su análisis posterior. Además, se tuvo la precaución de incluir también micrómetros de carátula para el registro directo de los desplazamientos; la ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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experiencia ha sancionado como conveniente contar con algunas lecturas redundantes, como medio de control y comprobación, y ante alguna eventual falla del sistema automático; favorablemente éste tuvo una muy buena respuesta. 5.3.2

Descripción geotécnica del sitio San Antonio

El sitio se caracteriza por la presencia de depósitos aluviales, formados por arenas limosas o limos arenosos con gravas y boleos, producto de los acarreos de los ríos Becerra y Mixcoac. Un sondeo de penetración estándar a sólo 6 m de donde se coló la pila de prueba aportó la información siguiente. De la superficie a 2 m se tiene un relleno muy heterogéneo limo-arenoso, con raíces, pedacería de ladrillos e incluso basura. Bajo el relleno y hasta 9 m, se encuentra una arena limosa con algunas gravillas de compacidad suelta a media (450) de arena gruesa con gravas. De 23.4 a 29.3 m, se identificó una arena fina limoarcillosa compacta a muy compacta (N>50). Finalmente, de 29.3 y hasta el fin del sondeo a 35 m, se encontraron gravas arenosas muy compactas. 5.3.3

Arreglo de las pilas de prueba y de reacción

La aplicación de cargas a las pilas exigió contar con un sistema de reacción, estableciéndose una reacción de diseño de 1,000 toneladas. En la Fig. 21 se muestra un esquema general del arreglo del experimento para el ensaye de carga de compresión axial, y algunas vistas del mismo. La solución adoptada fue la construcción de cuatro pilas de reacción trabajando a extracción por adherencia-fricción, Fig. 22. La transferencia de cargas entre la pila de prueba PCA y las de reacción se logró mediante una armadura de acero de alma abierta con forma de cruz en planta; la pila de prueba se coló al centro de la cruz y cada uno de los cuatro extremos de ésta tomaba la reacción de las pilas mediante 18 varillas de una pulgada de diámetro. Entre la armadura de reacción y el cabezal de la pila se colocó un gato hidráulico con capacidad máxima de casi 1,000 toneladas, con el que se generó la penetración de la pila de prueba con una carga axial. Su longitud efectiva fue de 26.3 m y su diámetro medio de 68 cm. Las cuatro pilas de reacción se llevaron a una profundidad de 27.5 m, y su diámetro medio fue de 63 cm. Las pilas PCLC y PCLS fueron sometidas a carga lateral, para lo que se empleó un gato de hidráulico con capacidad máxima de 250 t. La reacción la proporcionó una trabe construida de concreto reforzado que trabajaba en un plano horizontal, libremente apoyada sobre las pilas de reacción contiguas. La longitud efectiva de las pilas de prueba fue de 25.6 m y diámetro de 68 cm para la PCLC, y de 63 cm para la PCLS. 5.3.4

Pruebas bajo carga axial

La ejecución de las pruebas siguió los lineamientos que establece el procedimiento estandarizado de la ASTM, aunque realizando los ajustes necesarios para cumplir con los objetivos de la investigación, tomando en cuenta el tipo de suelos del sitio y las condiciones de índole práctica que impone una obra en construcción. Se aplicaron inicialmente precargas de 30 toneladas, a fin de generar los ajustes en el sistema de carga y hacer efectivas las deformaciones del sistema pila-suelo de etapas posteriores; luego, tres etapas preliminares de carga, aplicando hasta el doble de la carga de trabajo de una pila, mostrando el sistema en estas etapas un comportamiento prácticamente elástico, al recuperar prácticamente toda la deformación sufrida. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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Marco o armadura de reacción

Gato Hidráulico

Celdas de carga total

Armadura de referencia

Cabezal

Pila de prueba PCA Varilla testigo de deformación a diferentes profundidades (telltale)

Figura 21. Arreglo para el ensaye de pilas ante carga axial ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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N

Eje de marcos o armaduras de reacción

Eje de la armadura de referencia

Acot en cm

Figura 22. Disposición de las pilas de prueba y de reacción. Sitio San Antonio. En la etapa definitiva con el objetivo de alcanzar la falla geotécnica, se aplicaron incrementos de carga axial de 50 t, a cada 30 minutos. El proceso de carga tomó del orden de ocho horas, lapso en el que se mantuvo el monitoreo de todos los sensores e instrumentos. Al alcanzar la carga máxima que permitió el sistema hidráulico gatobomba, se mantuvo ésta durante 40 minutos, dando seguimiento a la evolución de las deformaciones. La Fig. 23a muestra el comportamiento carga-desplazamiento en el cabezal, con valores medios de desplazamiento para cada incremento de carga. Se aplicó una carga máxima de 965 t, asociada a un desplazamiento de la cabeza de 14.5

Compresión del elemento estructural entre la cabeza y 24.6 m, para carga máxima Permanente

Desplazamiento relativo entre fuste y suelo de 0 a 24.6 m

Recuperación elástica

1000

b) 800

Carga, en t

a) 600

400 Tell tale 2 (7.77 m) Tell tale 3 (15.02 m) Tell tale 4 (19.92 m) Tell tale 5 (24.62 m) Deformación cabeza

2a etapa

200

4a etapa

0 0

2

4

6

8

10

Deformación en mm

12

14

16

0

2

4

6

8

10

12

14

16

Deformación en mm

Figura 23. a) Respuesta media carga-deformación vertical en el cabezal. b) Compresiones de la pila entre la cabeza y diferentes profundidades. Sitio San Antonio ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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mm, como se distingue en la Fig. 23b; la recuperación elástica al descargar fue de 12.4 mm, es decir, el sistema pila-suelo trabajó en gran medida en el intervalo elástico. Como se aprecia, no se alcanzó la falla geotécnica de la pila, mostrando el sistema una muy alta capacidad de carga. No fue posible aplicar más carga por las limitaciones en la capacidad del sistema gato-bomba, así como por consideraciones de seguridad del sistema de reacción. No se observó un efecto viscoplástico significativo en las deformaciones, ya que éstas se presentaban de manera inmediata con la aplicación de la carga. Las compresiones medidas con extensómetros entre el cabezal y diferentes profundidades de la pila, Fig. 23b, dan luz acerca de los mecanismos de transferencia de carga a lo largo de una pila. De los 14.5 mm medidos, sólo 4.5 mm correspondieron al desplazamiento relativo entre pila y suelo, en tanto que 10 mm reflejan directamente la compresión que sufrió el concreto. Esto es, que a pesar del desplazamiento considerable de la cabeza, sólo la tercera parte sucede efectivamente entre la pila y el suelo, lo que a su vez determina que no sea exigida la punta de la pila. En efecto, los registros de las celdas de carga colocadas en la punta de la pila indican que el trabajo de ésta fue mínimo. La carga medida en la punta registrada para la carga máxima aplicada fue de apenas 3.2 t, Fig. 24; estas cargas se grafican contra los desplazamientos relativos punta-suelo, que representan la diferencia entre las compresiones del elemento estructural registradas con el tell-tale cercano a la punta (24.62 m) y los desplazamientos registrados en la cabeza.

4.0 Carga medida en la punta

Carga, en t

3.0

2.0

1.0

0.0 0

1

2

3

4

5

Desplazamiento relativo

Figura 24. Carga medida en la punta de la pila. Sitio San Antonio

El desplazamiento relativo de la punta respecto al suelo circundante resultó a todas luces insuficiente para desarrollar la capacidad de carga última por punta, pues como se ha señalado, su desarrollo requiere desplazamientos del 10% al 15% del diámetro de la pila, aunque también se han reportado resultados (Van Impe et al., 1998) en los que se afirma que incluso con asentamientos en la cabeza de 20% del diámetro, no se alcanza a desarrollar completamente la capacidad de carga última por punta.


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Los resultados antes presentados son corroborados por las otras dos fuentes de medición que son las microdeformaciones en el acero y en el concreto, Fig. 25, registradas desde la cabeza hasta la punta durante el proceso de carga. Se observa claramente que las microdeformaciones unitarias a cada profundidad aumentan conforme crece la carga aplicada, y que son consistentemente menores conforme aumenta la profundidad; alcanzan incluso valores prácticamente nulos para el sensor más profundo (muy cerca de la celda de carga de punta). Ello indica sin lugar a dudas que las secciones bajas de la pila prácticamente no fueron solicitadas, ratificando la medición directa de la carga en la punta. Debe destacarse que las microdeformaciones unitarias registradas en las secciones de concreto resultaron semejantes a las del acero, para el intervalo de carga de 0 a 500 t; una vez pasado ese límite, las microdeformaciones del concreto resultan menores que las del acero.

800

800

Carga aplicada, en t

1000

Carga aplicada, en t

1000

600

400

A11 acero (0.62 m) A12 acero (0.62 m) A31 (15.02 m) A32 (15.02 m) A41 (19.92 m) A51(24.62 m) A52 (24.62 m) A61 (25.60 m)

200

100

300

500

Deformación unitaria, x 10

700 -6

400 Concreto 1 (0.62 m) Concreto 2 (7.77 m) Concreto 3 (15.02 m)

200

0 -100

600

900

0 -100

100

300

500

700

900

-6

Deformación unitaria, x 10

Figura 25. Microdeformaciones unitarias en acero y concreto a diferentes profundidades. 5.3.5

Pruebas bajo carga lateral

Considerando que la capital del país está sometida a frecuentes acciones sísmicas, se prestó atención a la respuesta de las pilas de cimentación a cargas laterales, para lo que como primera aproximación se llevaron a cabo pruebas estáticas de carga lateral monotónicamente crecientes. Se generó la falla lateral del sistema pila-suelo al aplicar la carga al ras de la superficie del terreno, provocando profuso agrietamiento del mismo alrededor de las pilas de prueba. Al igual que las pruebas de carga axial, las pilas sometidas a carga lateral fueron instrumentadas con deformímetros eléctricos soldados al acero de refuerzo, y otros embebidos en el concreto. Además, se ahogó en cada pila una tubería de aluminio a lo largo de todo su cuerpo, dentro de la que se hacía el barrido de su configuración mediante una pequeña sonda de inclinómetro, diseñada ex professo. Así, no sólo se ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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establecieron las curvas carga-desplazamiento lateral, sino que se conocieron los estados de esfuerzo y campos de deformación a lo largo de la pila. En efecto, al ubicar los deformímetros en el armado alrededor de la pila, el monitoreo de las señales de los strain-gages y de la sonda de inclinómetro permitieron conocer la configuración espacial a lo largo de cada pila, en todo el proceso de carga, pudiendo definir su curvatura y con ello el diagrama de momentos flexionantes. Se puso en evidencia la gran influencia que tienen los rellenos artificiales superficiales que se tienen en el sitio, los que se describen en el subinciso 5.3.2, sobre la respuesta lateral de las pilas. La PCLS fue sometida a carga lateral desde la superficie del terreno natural, involucrando de esa manera la influencia del relleno superficial. Alrededor de la PCLC se practicó una excavación de 4 por 6 m y 1.5 m de profundidad; esta pila fue cargada desde el fondo de la excavación, con lo que sus resultados reflejan la condición sin relleno. En la Fig. 26 se muestran las correspondientes curvas carga lateral-desplazamiento. Es evidente la influencia de los rellenos y basura encontrados en un espesor superficial de 1.5 m, ya que en su ausencia (PCLC), se alcanza una carga lateral máxima 73% mayor que cuando se ensayó la pila PCLS manteniendo esos escombros; se distingue también una reducción significativa en la deformabilidad lateral inicial de la pila. Las curvas están caracterizadas por una variación creciente de la carga resistente de la pila, hasta un valor asintótico máximo de de 45 t, o de 78 t, desarrollando un desplazamiento de 70 mm. Cuando la pila acusaba desplazamientos laterales de unos cuantos milímetros, se iniciaron fisuras en el terreno, que pronto se convirtieron en agrietamientos de varios centímetros de abertura y profundidad medida de por lo menos 1.4 m.

80 SIN RELLENO, PCLS

70

CON RELLENO, PCLC

Carga, en t

60 50 40 30 20 10 0 0

10

20 30 40 50 Deformación en el cabezal, mm

60

70

80

Figura 26. Comparación de las curvas carga-desplazamiento lateral, resultantes de los ensayes con y sin relleno superficial. Sitio San Antonio Las microdeformaciones axiales unitarias proporcionan información con la que es posible cuantificar la curvatura, κ, en cada uno de los cuatro niveles de medición a lo largo de la pila, al contar con mediciones en las posiciones diametralmente opuestas en la dirección de la carga lateral a fin de calcular esa curvatura. En la Fig. 27 se presenta la evolución de la curvatura de la pila PCLC a lo largo de 17.4 m de longitud, ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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de los cuales 1.9 m se mantenían salientes del fondo de la excavación. Debe notarse que la configuración de las curvaturas a lo largo de la pila para cada etapa de carga, corresponde precisamente al diagrama de momentos flexionantes. La configuración que adopta la curvatura es creciente conforme se fueron aplicando cargas laterales mayores. La curvatura medida es máxima cerca de la aplicación de la carga y se reduce a cero hacia el extremo saliente; además, hacia abajo sufre una inflexión y la curvatura se hace prácticamente nula en el nivel 3 de medición, a 7.5 m debajo del fondo de la excavación. Ello determina que a una profundidad en la pila de aproximadamente 12 veces su diámetro, el momento flexionante sea nulo; la implicación práctica es que podría reducirse la cuantía de acero de ahí hacia abajo. Existen diferentes métodos para llevar a cabo el análisis teórico de la reacción de las pilas ante carga lateral. Estos incluyen la teoría lineal de reacción lateral, el análisis no lineal de curvas p-y, el análisis de un continuo elástico y el análisis con elementos finitos. De entre estos métodos uno que ha probado su conveniencia y simplicidad es el de la curvas p-y. En este análisis el suelo es modelado como una serie de resortes discretos independientes y cercanamente espaciados, mismos que se aproximan a la resistencia local lateral del subsuelo y a los movimientos de la pila.

Curvatura en 10-6/cm vs. Profundidad en m -50

0

50

100

150

0

2

4

6

8

10

12

5.30 t 16.37 32.16 47.16 63.19 70.34

t t t t t

14

16

18

Figura 27. Diagramas de la curvatura o momento flexionante en la pila PCLC


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6.

SOBRE LAS SOLUCIONES NOVEDOSAS DE CIMENTACIÓN

Las condiciones adversas de cimentación en la zona blanda de la ciudad de México han demandado siempre soluciones apropiadas, por lo que no es extraño que se intenten soluciones diferentes a los tipos de cimentación más tradicionales incluidos en la Fig. 4, toda vez que esas condiciones se han reconocido ahora como cambiantes a través del tiempo. Por esto último, tampoco es de extrañar que se recurra a métodos tales como micropilotes, inclusiones, e inyecciones de morteros, o bien al uso de georefuerzos, para trabajos de cimentación y recimentación. Cabe advertir sin embargo, que la mayoría de estas técnicas tienen aplicaciones incipientes en nuestro medio, y que por ello las experiencias disponibles provienen de ciudades o sitios con condiciones diferentes a las muy peculiares de la zona lacustre de la ciudad de México. Difícilmente se puede encontrar en el mundo una zona tan densamente poblada con la mezcla de inconvenientes que deben afrontar las cimentaciones de la ciudad. No debe soslayarse la condición más crítica de estas obras, que es ante cargas sísmicas. Además, una problemática muy característica en nuestro medio es la derivada de la sobreexplotación del acuífero, la que se traduce en asentamiento regional. Éste genera no sólo asentamientos tan grandes como casi 10 m en el centro de la ciudad durante el Siglo XX, sino que con fuertes movimientos diferenciales entre distancias cortas, determinan distorsiones que propician la generación de desplomos de edificios, agrietamientos en el terreno, rotura de drenajes o de tuberías de aprovisionamiento de agua y destrucción de pavimentos. Así, inclusiones rígidas con reacción en su punta o que reaccionan por fricción en su fuste, y sin conexión con las contratrabes o con la losa de cimentación, se antoja como un recurso poco eficiente a menos que tales elementos se mantengan a muy reducida separación. La no conexión antes comentada podría definir alguna interacción indeseable e incierta con la losa de cimentación, firme o pavimento, como resultado del asentamiento de éstos por el hundimiento regional. Sin duda, tendrá mayor relevancia la presencia de esas inclusiones en la medida que relativamente hablando ocupen más área transversal en relación con el área de la cimentación, por ser un elemento mucho más rígido que el subsuelo de cimentación. Sin embargo, subsiste la inquietud de su comportamiento ante acciones sísmicas, por ejemplo. Si por otra parte, se construye esa inclusión directamente debajo de un relleno estructural sobre el que se disponga una losa de cimentación, por ejemplo, usualmente no se presta atención a la posibilidad de identación de la cabeza de la inclusión en ese relleno. Cabe entonces proceder con cautela para adoptar estos procedimientos novedosos en nuestro medio, y tratar de documentar sus comportamientos a fin de ir ganando la indispensable experiencia para su selección, diseño y construcción. Por último, cabe citar y reconocer los tratamientos correctivos exitosos, relativamente recientes, para modificar la evolución de desplomos de edificios y de muy importantes monumentos históricos (Santoyo y Ovando, 2000), principalmente con la técnica de subexcavación del terreno de cimentación. Tal técnica sugerida inicialmente por un investigador italiano, fue puesta en práctica aquí en la Catedral Metropolitana, entre otras edificaciones, ganando así la ingeniería mexicana reconocimiento del exterior y aportando elementos y conocimientos para adoptarla en otras latitudes, como precisamente en la Torre de Pisa.


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7.

CONCLUSIONES

a) La ingeniería de cimentaciones en la ciudad de México enfrenta una problemática seria, al combinarse suelos muy compresibles y muy blandos en su zona lacustre arcillosa, con sismos intensos, hundimiento regional muy acentuado, …y una de las congregaciones humanas más grandes del mundo. b) Se han dado soluciones a las cimentaciones que la naturaleza ha puesto a revisión a través del tiempo y durante sismos intensos. Lo que era una solución con pilotes de punta, al parecer conveniente y sancionada por la práctica mundial para cimentaciones pesadas y altas, el hundimiento regional que sufre la ciudad las exhibió como una opción indeseable y sólo propia para condiciones específicas. A su vez, los pilotes de fricción que surgieron como una alternativa para muchos de los casos en los que se desechaba la anterior, los sismos de 1985 se encargaron de señalar a aquellos diseños en los que se perdieron los enfoques iniciales, haciéndolos por ello muy vulnerables a las acciones sísmicas. c) Se estima que la ingeniería de cimentaciones cuenta con poderosas herramientas analíticas y sobre todo de cómputo; estas últimas permiten modelar problemas complejos; sin embargo, es tesis del autor que los avances que pudieran darse en nuestro campo de conocimiento transitan no sólo en dicha modelación, sino en la observación del comportamiento de las cimentaciones y en la verificación experimental de las previsiones con ellas obtenidas. Unas y otras son complementarias y su puesta en práctica asegura un círculo virtuoso en el que debe sustentarse el reto de cimentar en el futuro estructuras y obras de infraestructura en esta ciudad, de manera más segura y económica. d) La observación del comportamiento debe hacerse sobre una base sólida, que no es otra que la de medir las variables físicas internas del sistema suelo-cimentaciónestructura, mediante instrumentos adecuados y confiables. Se cuenta con estos medios en el mercado nacional e internacional, muchos de ellos con desarrollos tecnológicos recientes y poderosos, pero que sin embargo, en general, no han sido utilizados por la ingeniería de cimentaciones de la ciudad de México. Las prácticas y experiencias enriquecedoras que se han tenido principalmente en la ingeniería de presas en nuestro país, no han sido posible trasladarlas a la ingeniería de cimentaciones local. Es obvia la necesidad de contar con más cimentaciones instrumentadas en nuestro medio, dada la problemática señalada en el punto a). e) Se han presentado en este trabajo algunos de los resultados de un caso historia relativo a una cimentación mixta cajón-pilotes de fricción desplantada en la Zona del Lago, cuya observación de comportamiento se ha logrado con instrumentos geotécnicos y acelerográficos; se trata del apoyo de un puente vehicular urbano. Hasta donde tiene conocimiento el autor, este es el primer programa en el mundo de monitoreo geosísmico en este tipo de cimentación. En efecto, los registros instrumentales han dado información confiable acerca de las interacciones que suceden entre los componentes del sistema suelo-cimentación-estructura, no sólo durante la construcción y bajo carga sostenida a largo plazo (más de diez años), sino durante el momento mismo de la ocurrencia de sismos (once de mediana intensidad). La pertinencia de este estudio en una cimentación real con pilotes de fricción, estriba en que este tipo de cimentación fue el que más daños acusó en la ciudad de México durante los sismos de 1985.


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f) Entre los fenómenos medidos puede afirmarse que los pilotes de fricción soportan alrededor del 85% de la carga total sostenida debida al puente, en tanto que la losa de cimentación contribuye a resistir aproximadamente el 15% restante; la rigidez vertical del sistema de cimentación está determinado primordialmente por el grupo de pilotes. A su vez, el aporte de la punta a la capacidad de carga total de los pilotes de fricción llega a ser de 20 a 25%; se estima que la práctica usual de despreciar esta contribución resulta conservadora. Por otra parte, con base en la medición de cargas en los pilotes se ha documentado que la resistencia media adherencia-fricción en el fuste, resulta menor que la resistencia no drenada inalterada original; así, para el caso estudiado pudo comprobarse que el cociente entre estas dos resistencias, denominado α, alcanza un valor igual a 0.74. Si bien se está consciente de que este resultado corresponde a sólo un caso, se documenta en este trabajo el por qué parece más prudente asumir un valor del parámetro α menor que la unidad, en vez del valor unitario que ahora implícitamente lo asumen las NTC-Cimentaciones del Reglamento de Construcciones para el D. F. g) Por lo que se refiere al comportamiento sísmico, puede citarse que las series de tiempo de las variables geotécnicas registradas durante sismos intensos indican procesos cíclicos transitorios en las cargas sobre los pilotes, en la presión en la interfaz losa-suelo y en la presión en el agua del subsuelo; tales variaciones ocurren prácticamente en fase con las de los registros acelerográficos en la cimentación. Pudo comprobarse que las acciones dinámicas que generan los eventos sísmicos provocan la reacción conjunta de pilotes de fricción y cajón, poniendo de manifiesto un mecanismo de transferencia de carga entre los pilotes y la losa de cimentación. Los registros de fuerza axial en los pilotes indican que ante sismos de mediana intensidad, algunos de ellos acusan degradación en su capacidad de carga disminuyendo entonces su reacción, en tanto que la losa de cimentación, reacciona con incrementos de esfuerzo vertical. Así mismo, se ha podido constatar que transcurridas algunas semanas o pocos meses después de un sismo intenso, los pilotes de fricción hacen valer su mayor rigidez como conjunto, retomando la carga perdida, en tanto que la losa de cimentación experimenta cierta relajación, disminuyendo su presión de reacción. Por otra parte, el conjunto cajón-pilotes prácticamente no ofrece restricción a los movimientos laterales del subsuelo circundante, por lo que su interacción dinámica es mínima; tanto las aceleraciones horizontales máximas en el cajón de cimentación, como las formas espectrales de sus espectros de Fourier, son prácticamente las mismas que las de la superficie del terreno. Por el contrario, la rigidez de ese conjunto en la dirección vertical es muy notoria; para diferentes sismos, la aceleración vertical máxima del cajón de cimentación fue apenas del 6% de la registrada en campo libre, aunque alcanzó un 14% en el sismo de Tehuacán (el más intenso, más cercano y más profundo). h) Con el mismo enfoque señalado en el punto d), se expusieron en este trabajo los resultados más relevantes de varias pruebas de carga en pilas de cimentación coladas en el lugar, tanto bajo carga axial como carga lateral; éstas fueron ampliamente instrumentadas, construidas y ensayadas en la Zona de Transición y en la Zona de Lomas. Los resultados de las mediciones han puesto en evidencia, de manera clara y contundente, los mecanismos de transferencia de carga a lo largo de las pilas; pudo comprobarse incluso, que varios de los hechos experimentales no avalan varios de los supuestos aceptados como válidos en la ingeniería de cimentaciones de la ciudad. i) Un ejemplo de lo antes dicho: aquí es práctica usual en formaciones con suelos granulares asumir que la capacidad de carga está determinada por el trabajo de la ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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punta fundamentalmente, llegando incluso a ignorar el aporte lateral por fricción, y referirse a ellas como “pilas de punta”. Con base en mediciones confiables, se documenta aquí que bajo cargas inclusive bien arriba de las de trabajo, la reacción de la pila proviene primordialmente por el mecanismo de fricción en su fuste, manteniendo como reserva la contribución de la punta, y a la que podría recurrirse si es que se admiten asentamientos importantes en las estructuras. j) Los retos que deberá afrontar en el futuro la ingeniería de cimentaciones en la ciudad de México, tanto para las tradicionales que se han venido construyendo en la ciudad, como para las cimentaciones novedosas que se están introduciendo en nuestro medio, exigen tener presente las lecciones aprendidas a lo largo del tiempo en las cimentaciones construidas. Lo anterior determinado por el hundimiento regional, principalmente, aunque también debe reconocerse que no todos los efectos residen en ese fenómeno, sino que son causados por estudios del subsuelo deficientes o insuficientes, falta de mantenimiento en las cimentaciones, cambio en el uso de la estructura con el usual sobrepeso, caprichos arquitectónicos, etc. Así mismo, no deben soslayarse y olvidarse las tristes experiencias y lecciones que nos dejaron los sismos de 1985; la primera de estas últimas es que los sismos intensos imponen la condición más crítica para la estabilidad de las cimentaciones en la ciudad de México. AGRADECIMIENTOS El autor expresa su agradecimiento sincero a los académicos Dr. Miguel P Romo O., M. I. Enrique Santoyo V. y M. I. Juan J. Schmitter M., por las sugerencias que tuvieron a bien expresar acerca de este trabajo; ello sin duda permitió enriquecerlo. BIBLIOGRAFÍA DDF y GDF (1987, 1995 y 2004). Normas Técnicas Complementarias para el Diseño y Construcción de Cimentaciones, Reglamento de Construcciones para el D. F. Dunnicliff, J. (1988). Geotechnical instrumentation for monitoring field performance, John Wiley. Marsal, R.J. y Mazari, M. (1969). El Subsuelo de la ciudad de México, UNAM. Mitchell, J. K. (1993). Fundamentals of soil behavior, 2nd. ed., John Wiley. Poulos, H.G. y Davis, E.H. (1980). Pile Foundation Analysis and Design, John Wiley. Romo, M. P., Mendoza, M. J. y García, S. R. (2000). “Goetechnical factors in seismic design of foundations: State-of-the-art report”, Proc. 12th World Conference on Earthquake Engineering, Paper No. 2832, Auckland, New Zealand. Santoyo, E., Ovando, E., Mooser, F. y León, E. (2005). Síntesis geotécnica de la Cuenca del Valle de México, Publicación de TGC Geotecnia S. A. de C. V., México. SMMS (Diversos años). Memorias de Reuniones Nacionales de Mecánica de Suelos. SMMS (1987 y 1989). Memorias del Simposio Internacional de Ingeniería Geotécnica de Suelos Blandos, Mendoza, M. J. y Montañez, L. E. (editores), México D. F. SMMS (2000). Manual de cimentaciones profundas, México D F, 2ª ed. SMMS (2001). Manual de Construcción Geotécnica, Paniagua W. I. (editor) México D.F. SMMS (2005). Coloquio Conmemorativo: La Ingeniería Geotécnica a 20 Años de “El Sismo”, Mendoza, M. J., Juárez, M. y Romo, M. P. (editores) México D. F., 175 pp. Terzaghi, K. y Peck, R.B. (1967). Soil mechanics in engineering practice, McGraw-Hill. Zeevaert, L. (1973). Foundation engineering for difficult subsoil conditions, Van Nostrand Reinhold, New York. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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REFERENCIAS Alberro, J. e Hiriart, G. (1973). Resistencia a largo plazo de las arcillas de la ciudad de México, Series No. 316, Instituto de Ingeniería, UNAM. Auvinet, G. y Mendoza, M. J. (1986). “Comportamiento de diversos tipos de cimentación en la zona lacustre de la ciudad de México durante el sismo del 19 de septiembre de 1985”, Memorias SS1985, SMMS, México D.F. Auvinet, G. y Reséndiz, D. (1991). “Foundations on soft soils: design criteria”, Special Invited Conf., Proc. 9th Panam Conf. on Soil Mech. and Found. Eng., Vol. IV, Viña del Mar, Chile, 1629-1649. Burland, J. B. (1973). “Shaft friction of piles in clays – a simple fundamental approach”, Ground Engineering, Vol. 6(3), 30-42. Chang, M-F. Y Zhu, H. (2004). “Construction effect on load transfer along bored piles”, J. of Geotechnical and Geoenvironmental Engrg, ASCE, Vol. 130, No. 4, 426-437. Hansbo, S. (1984). “Foundations on friction creep piles in soft clays”, Proc. Int. Conf. on Case Histories in Geotechnical Engineering, Vol. 2, St. Louis Missouri, 913-922. Jaime, A., Romo, M.P. y Reséndiz, D. (1990). “Behavior of friction piles in Mexico City clay”, J. Geotechnical Engineering, Vol. 116 (GT6), 915-931. Lings, M.L., Ng, C.W. y Nash D.F.T. (1994) “The lateral pressure of wet concrete in diaphragm wall panels cast under bentonite”, Proc. Inst. Civ. Eng., Geotech. Eng. 107, 163-172. Mendoza, M. J. (1989). "Foundation engineering in Mexico City: Behavior of foundations", Memorias del Simposio Internacional de Ingeniería Geotécnica de Suelos Blandos, SMMS, México, D. F., Vol. 2, 351-367. Mendoza, M.J., Romo, M.P., Domínguez, L., Orozco, M., y Noriega, I. (2000). “Comportamiento estático y sísmico de una cimentación con pilotes de fricción en la ciudad de México, a cinco años de iniciada su construcción”, Memorias XX RNMS, SMMS, Oaxaca, Oax., 329-340. Mendoza, M. J., Ibarra, E., Romo, M. P., Aire, C., Rufiar, M. y Castillo, T. (2004). “Pruebas de carga axial en pilas instrumentadas de dos sitios del distribuidor vial San Antonio, D. F.”, Memorias XXII RNMS, SMMS, Guadalajara, Jal. Mendoza, M. J. (2004). Comportamiento de una cimentación con pilotes de fricción en la ciudad de México, bajo carga estática y sísmica, Tesis Doctoral, Programa de Maestría y Doctorado en Ingeniería, Universidad Nacional Autónoma de México. Ovando-Shelley, E. (1995). “Direct shear tests on Mexico City clay with reference to friction pile behaviour”, Geotechnical and Geological Engineering, 13, 1-16. Peck, R. B. (1984). “Observation and instrumentation: Some elementary considerations”, Judgment in Geotechnical Engineering: The Professional Legacy of Ralph B. Peck, Dunnicliff & Deere (eds), New York, John Wiley, 128-130. Reese, L. C. y O’Neill, M. W. (1988). “New design method for drilled shafts from common soil and rock test”. Foundation Engineering: Current principles and practices, Volume 2, ASCE. Reséndiz, D. y Auvinet, G. (1973). "Analysis of pile foundations in consolidating soils", Proc. VIII ICSMFE, Moscú, Vol. 3, 211-218. Romo, M.P. (1990). “Comportamiento dinámico de la arcilla de la ciudad de México y su repercusión en la ingeniería de cimentaciones”, Memorias del Simposio El Subsuelo de la Cuenca del Valle de México y su Relación con la Ingeniería de Cimentaciones a Cinco Años del Sismo, SMMS, México, D. F., 83-94. Tamez, E. (2003). “Diseño balanceado de pilas de cimentación”, Memorias XIV Congreso Nacional de Ingeniería Sísmica, León Guanajuato. Zeevaert, L. (1957). “Compensated friction-pile foundation to reduce the settlement of buildings on the highly compressible volcanic clay of México City”, Proc. 4th ICSMFE, London, Vol. 1, 81-86. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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ANEXO A. ENFOQUES DE DISEÑO DE PILOTES DE FRICCIÓN Los problemas que enfrenta el análisis de los pilotes de fricción se han dividido tradicionalmente en los relativos a su capacidad de carga, y los asociados a sus asentamientos. Aunque ambos aspectos están implícitos en el mismo proceso, usualmente el primero se relaciona con las propiedades de resistencia al esfuerzo cortante del subsuelo, dentro del marco de las teorías plásticas de capacidad de carga. A su vez, para el segundo aspecto se recurre ya sea a las soluciones elásticas del sistema suelo-pilotes, involucrando sus respectivas propiedades de deformabilidad; o bien, a la combinación de las soluciones elásticas que definen el estado de esfuerzos por una parte, y de las propiedades de compresibilidad del medio térreo, por la otra. Con un diseño convencional y el enfoque tradicional anterior, una cimentación con pilotes de fricción se diseñaría en otras partes del mundo de tal manera que éstos soportasen la carga total de la estructura, ignorando la reacción del suelo sobre la losa de cimentación, y usualmente con un factor de seguridad global de 3 (Hansbo, 1984) contra la falla de los pilotes. Este criterio de diseño sería impensable para la ciudad de México, dadas las peculiares propiedades mecánicas de las arcillas de la Zona del Lago; la cantidad de pilotes resultantes haría casi imposible alojarlos bajo una cimentación. Para este enfoque de diseño, en la práctica de la ingeniería de cimentaciones en la ciudad de México se menciona (Auvinet y Reséndiz, 1991) que el factor de seguridad debe ser de por lo menos 1.5, bajo la combinación de cargas permanentes más las dinámicas sísmicas. Se estima que la gran diferencia entre una y otra filosofía de diseño, es la magnitud de los asentamientos aceptados por una sociedad y otra, la nuestra determinada por la mucha mayor compresibilidad de las arcillas lacustres, en comparación con la de las arcillas marinas suecas, por ejemplo. Mientras que en el Reglamento de Construcciones para el D. F. se permiten hasta 30 cm de asentamiento, en el de otros países no es admisible ni la décima parte de éste. Precisamente para diferenciar los aspectos de estabilidad y comportamiento, en el RCDF se tratan por separado, debiendo cubrir un mínimo de requisitos para no caer en posibles estados límite de falla y en eventuales estados límite de servicio, respectivamente. Los primeros corresponden a situaciones en los que alguna combinación de acciones excede la capacidad de carga de cualquier elemento de la cimentación, o bien que se genere algún daño irreversible que reduzca la resistencia disponible. A su vez, los estados límite de servicio se refieren a la ocurrencia de deformaciones excesivas, agrietamiento, vibración o daño que afecte el desempeño adecuado de la cimentación, aunque no pierda su capacidad para soportar las cargas de diseño. En virtud de las incertidumbres en la magnitud de las cargas, parámetros mecánicos del suelo, método de diseño, condiciones cambiantes con el tiempo, etc., la verificación de que no se caerá en un estado límite de falla se realiza comprobando que se cumple la desigualdad de la ecuación 1; se aplican diferentes factores a cargas, para cubrir por separado las incertidumbres que cada uno de estos rubros tiene. Se elimina así la reunión de todas las incertidumbres en un factor de seguridad global único. ΣQi FCi

<

Ri

(A1)

donde FCi, factor de carga para la combinación de cargas i, mayor que la unidad; ΣQi , fuerza resultante de la combinación de cargas i; Ri capacidad de carga reducida al involucrar el factor de reducción FRi, menor que la unidad, y que afecta a los parámetros de la resistencia del suelo. ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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En nuestro medio hemos distinguido (Auvinet y Mendoza, 1987) dos enfoques de diseño de cimentaciones con pilotes de fricción; ellos son: Tipo I. Diseño en término de capacidad de carga. Con este criterio de diseño, la cantidad y las dimensiones de los pilotes se seleccionan de tal forma que sean capaces de soportar la carga de la estructura, no sólo bajo condiciones estáticas sino también dinámicas. Incluso bajo esta última condición extrema, los pilotes deben mantener un margen de seguridad, como el ya mencionado. Bajo condiciones de operación, Fig. A1a, el sistema de cimentación debe cumplir con la ecuación de equilibrio (Reséndiz y Auvinet, 1973) siguiente: W + NF = FP + CP + U

(A2)

donde W, suma de la carga permanente más la carga variable con intensidad media; NF, carga por fricción negativa que eventualmente pudiera desarrollarse en la porción superior de los pilotes; FP, fuerza de reacción por fricción positiva, que ocurre en el fuste de los pilotes; CP, fuerza con la que reacciona la punta del conjunto de pilotes; y, U, fuerza resultante por la subpresión del agua sobre la losa de cimentación.

Figura A1. Criterios de diseño de sistemas a base de cajón o losa de cimentación y pilotes de fricción, hincados en una formación arcillosa que sufre consolidación La magnitud de cada una de estas variables depende desde luego del método que se adopte para su cuantificación, y determina con ello la eventual aparición y posición del nivel neutro a lo largo de los pilotes. Éste corresponde al plano teórico en el que el pilote y el suelo circundante se mueven con la misma velocidad. Cuando el pilote se desplaza hacia abajo con mayor velocidad que el suelo circundante, se desarrolla fricción positiva; ello sucede en la porción de los pilotes por debajo del nivel neutro. Arriba de este plano ocurre que relativamente el suelo es el que desciende con mayor rapidez, transfiriéndole parte de su peso propio al campo de pilotes, y con ello induciéndole fricción negativa. Las fuerzas de arrastre que provoca la fricción negativa deben soportarlas los pilotes, y resultan adicionales al peso de la construcción que gravita sobre la cimentación.


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Tipo II. Diseño en términos de asentamientos Cuando un cajón o losa de cimentación por sí sola puede proporcionar una capacidad de carga adecuada, pero que los asentamientos esperados excedan a los deseados o permitidos, el diseño de la cimentación podría incluir una cierta cantidad de pilotes de fricción como medida complementaria para reducir asentamientos. Con este enfoque, la cantidad de pilotes sólo está para reducir asentamientos y por tanto resulta relativamente reducida. De esta manera se obliga a que se desarrolle fricción positiva en toda la longitud de los pilotes, Fig. A1b, y con ello a que teóricamente el nivel neutro coincida con la losa de cimentación. Si QL es la fuerza resultante de la presión vertical efectiva en el contacto suelo-losa, en este caso la ecuación de equilibrio resulta: W = QL + FP + CP + U

(A3)

Con un enfoque de diseño similar al antes planteado, Hansbo y Jendeby (1983) reconocen a los “pilotes bajo fluencia” (creep piles). Dado que el suelo alrededor de los pilotes se mantiene en un proceso de fluencia, adoptan como carga de diseño a la “carga de fluencia”; ésta es la que causa un estado de falla por fluencia en la interfaz suelo-pilote (Hansbo, 1984), alcanzando con ello una resistencia residual que resulta menor a la carga de falla máxima. Para calcular esta capacidad de carga lateral adoptan una resistencia de fluencia de la arcilla correspondiente al 70% de la resistencia cortante no-drenada in-situ, aproximadamente. Cabe aquí destacar que criterios equivalentes a estos se practicaban en México (Zeevaert, 1957) casi treinta años antes de que se publicara aquella propuesta, incluso con una reducción mayor a la resistencia cortante que la antes mencionada, como se discute en el inciso 4.4.

REFERENCIAS ADICIONALES API (2000). Recommended practice for planning, designing and constructing fixed offshore platforms – Working stress design, American Petroleum Institute, RP 2AWSD, 21st. ed. Auvinet, G. y Mendoza, M. J. (1987). "Consideraciones respecto al diseño de cimentaciones sobre pilotes de fricción en zonas sísmicas", Memorias del VII Congreso Nacional de Ingeniería Sísmica, Querétaro, Qro., pp C-223 a C-239. Burland, J. B. (1973). “Shaft friction of piles in clays–a simple fundamental approach”, Ground Engineering, Vol. 6(3), 30-42. Flaate, K. y Selnes, P. (1977). “Side friction of piles in clay”, Proc. 9th ICSMFE, Tokyo, Vol. 1, 517-522. Hansbo, S. y Jendeby L. (1983). “A case study of two alternative foundation principles: conventional friction piling and creep piling”, Väg-och Vattenbyggaren, 7-8: 29-31. Meyerhof, G. (1976). “Bearing capacity and settlement of pile foundations”. J. Geot. Eng. Div., ASCE, Vol. 102(3), 197-228. Randolph, M.F. y Murphy, B. J. (1979). “Shaft capacity of driven piles in clay”, Proc. 17th Offshore Technology Conference, Houston, Vol. 1, 371-378. Semple, R.M. y Ridgen, W.J. (1984). “Shaft capacity of driven piles in clay”, Ground Engineering. Vol. 19 (1), 11-19. Tomlinson, M. J. (1957). “The adhesion of piles driven in clay soils”, Proc. 4th ICSMFE, London, Vol. 2, 66-71.


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ANEXO B. MÉTODOS DE DISEÑO DE PILOTES DE FRICCIÓN Tabla B1. Métodos Alfa en términos de esfuerzos totales AUTORES Tomlinson, 1957

FORMULACIÓN Los valores de α disminuyen conforme aumenta la fs = α cu rigidez de la arcilla, lo liso de la superficie, y para pilotes metálicos; ésos van de 1.0 en arcillas muy blandas (reporta valores hasta de 1.4 y 1.53) a 0.2 en arcillas muy duras. Zeevaert, 1957 fs = 0.3 qu qu es la resistencia a la compresión no confinada en y 1973 muestras inalteradas de arcilla en su condición original. Hansbo y Sólo 70% de cu. Suelo circundante en condición de fluencia. Jendeby, 1983 Semple y fs = α1 LE cu α1 = 1.0, para ψ = cociente de resistencia = cu/σv ≤ 0.35 Ridgen, 1984 α1 = 0.365 – 1.392 log ψ, para 0.35 < ψ < 0.8 α1 = 0.5, para ψ ≥ 0.8 LE = 1.0, para L/B ≤ 50; L = largo de pilotes LE = 2.34 – 0.789 log (L/B), para 50< L/B <120 LE = 0.7, para L/B ≥ 120; B = diámetro o ancho σv = esfuerzo efectivo vertical medio fs = α cu Randolph y α = 0.5 [1/ ψ]0.5, para 0 < ψ < 1 Murphy, 1979 α = 0.5 ψ -0.5, para ψ ≤ 1; α = 0.5 ψ -0.25, para ψ >1 fs = α LE cu API RP 2A, 2000 i) Arcillas de alta compresibilidad, CH NC: α = 1.0 PC: α = 1.0, pero fmáx = max [48 kPa, cu (NC)] ii) Arcillas de mediana a baja compresibilidad, CL Para cu < 24 kPa, α = 1.0 Si 24 < cu < 72 kPa, α = 0.5 + (72 - cu) (0.0104) Para cu > 72 kPa, α = 0.5

Tabla B2. Métodos Beta en términos de esfuerzos efectivos AUTORES

Zeevaert, 1973 Burland, 1973 Kerisel, 1976

FORMULACIÓN τs = K f(δ) σv = β σv K = cociente entre esfuerzos efectivos horizontal y vertical δ = ángulo de fricción en la interfaz suelo-pilote σv = esfuerzo vertical efectivo f(δ) = tan φ K = (1 – sen2 φ) (1 + sen2 φ) ; φ, obtenido en ensayes drenados con material remoldeadoreconsolidado K = 1 – sen φ f(δ) = tan φ φ = ángulo efectivo de fricción interna K f(δ) = (2 – sen φ) ( sen 2φ)/4 = β

Meyerhof, 1976

Arcillas NC: β = Func (L) Arcillas PC: β = 1.5 (1 - senφ) tan φ (CPC)0.5 CPC = cociente de preconsolidación Flaate y Selnes, τs = 0.4 (CPC)0.5 µL σv µL = (L + 65.6) /(2L + 65.6) L en pies 1977 ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL

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Comportamiento y Diseno de Cimentaciones Profundas en la Ciudad de Mexico.pdf

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