Sociedad Mexicana deIngeniería Geotécnica, A.C.

XXVI Reunión Nacional de Mecánica de Suelos e Ingeniería Geotécnica

Noviembre 14 a 16, 2012 – Cancún, Quintana Roo

Falta de transferencia de carga por fricción por deformación en las capas altas del suelo en prueba de carga de pilote

Loss of friction load transference due to deformation of the soil upper layers in pile load testing.

Héctor MORENO1

1Petróleos Mexicanos

RESUMEN: El desarrollo de una prueba de carga de control sobre un pilote hincado en un suelo estratificado complejo, al que se le había estimado una capacidad de carga considerando aportaciones por punta y fricción a lo largo de todo el elemento, dio como resultado una capacidad de carga inferior a la considerada, aún inferior a la de control, que era del doble de la capacidad de carga admisible; lo que obligó a reconsiderar el diseño de la cimentación y a revisar los criterios para estimar la transferencia de carga a lo largo del fuste del elemento. Se presentan la estimación inicial de capacidad de carga del cimiento, los resultados de la prueba de carga, y la necesaria reinterpretación de la estimación de la capacidad de carga acorde con los resultados de la prueba de carga, resaltando las consideraciones que debieron hacerse y no se hicieron en el análisis original. Finalmente, las conclusiones y recomendaciones para evitar este tipo de errores en la estimación de la capacidad de carga de cimientos profundos en condiciones estratigráficamente complejas.

ABSTRACT: Development of a control load test of a pile driven in a complex stratified soil, with an estimated load capacity due to point bearing and friction along the total length of the pile, resulted in a lower load capacity than the initially computed, and lower than the test load capacity, which should be twice the allowable load; this conduced to reconsider the foundation design and the assessment of the criteria to estimate the load transference along the shaft of the pile. This work presents the initial estimated load capacity of foundation, the test load results, and the necessary considerations for the computation of the load capacity according to the load test results, remarking considerations that should be done and where not considered in the initial analysis. Finally, conclusions and recommendations are given to avoid this kind of mistakes when estimating load capacity of deep foundations in complex stratified conditions.

1 INTRODUCCIÓN

La ejecución de una prueba de carga a compresión en un pilote hincado en el subsuelo típico de la llanura costera del Golfo de México, programada como control de obra, hasta alcanzar dos veces la capacidad admisible, puso en evidencia que la transferencia de carga del elemento de cimentación al suelo a lo largo de toda su longitud debe ser analizada considerando la compresibilidad de cada estrato de suelo y su efecto en la capacidad portante de las capas superiores.

El resultado de esta prueba de carga, que alcanzó la falla con un 92 % de la carga de prueba y un 82 % de la capacidad de carga última del elemento, motivó la reinterpretación de la estimación de la capacidad de carga por fricción tomando en consideración el efecto de compresibilidad de las capas superiores del suelo; que una vez replanteada la efectividad del mecanismo de transferencia de carga por fricción en cada estrato, dio resultados consistentes con la prueba ejecutada.

2 CONDICIONES ESTRATIGRÁFICAS

2.1 Marco geotécnicoEl sitio en estudio se localiza en la llanura costera del Golfo de México, aproximadamente a 20 km de la costa y a 120 m de la margen izquierda del Río Coatzacoalcos.

Para el estudio geotécnico del sitio se ejecutaron un total de 8 sondeos mixtos a diferentes profundidades, siendo la mayor de 33 m; a partir de estos sondeos, que mostraron una uniformidad aceptable, se procedió a desarrollar el modelo geotécnico del subsuelo que sirvió de base para estimar la capacidad de carga de cimientos profundos apoyados en las capas profundas y más consistentes del subsuelo y trabajando por fricción a lo largo de toda su longitud y punta.

2.2 Sondeo exploratorioEn particular, en el sitio de ubicación del pilote de prueba se localizó el sondeo cuyo perfil estratigráfico

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2 Título del trabajo

se incluye como figura N° 1 y que se llevó a 26 m de profundidad, con la siguiente secuencia típica:

Figura 1. Perfil estratigráfico en el sitio de la prueba.

Superficialmente se detectó un depósito de rellenos recientes de arena fina y media arcillosa de compacidad suelta, hasta los 6.0 m; seguido de una capa de arcilla de baja plasticidad, de consistencia blanda a media y algunas lentes de arena fina hasta los 13 m, aproximadamente; posteriormente una arena arcillosa suelta de 1.0 m de espesor, seguida de arcilla poco limosa con arena fina y consistencia

media a dura hasta los 16 m de profundidad para, finalmente ubicar dos estratos de arcilla de alta plasticidad de consistencia firme el primero y dura el segundo, entre los 16 y 26 m de profundidad; en este último estrato es donde se consideró el apoyo de la punta de los cimientos profundos.

2.3 Propiedades mecánicasSe determinaron las propiedades mecánicas de resistencia al esfuerzo cortante de los diferentes estratos recurriendo a pruebas de compresión triaxial rápida en los materiales donde fue posible obtener muestras inalteradas y recurriendo a correlaciones con los resultados de la prueba de penetración estándar en las capas de materiales principalmente granulares, tabla 1:

Tabla 1. Resumen de propiedades mecánicas de los estratos.

Prof.[m]

Material Cohesión [kPa]

[°]

Dr/Cr[%]

0.00Arcilla arenosa (relleno) 26 0 76

2.50Arena fina arcillosa (SC) 0 32

(*)57

5.70Arcilla blanda (CH) 29 0 20

12.80Arena arcillosa suelta (SC) 0 30

(*)46

13.80Arcilla arenosa de consistencia media (CH)

70 (*) 0 50

16.20Arcilla arenosa firme (CH) 130 (*) 0 87

20.00Arcilla dura (CH) 250 (*) 0 100

26.00

(*) Valores estimados de correlaciones.Dr: Compacidad relativaCr: Consistencia relativa

3 ESTIMACIÓN DE CAPACIDAD DE CARGA

Se estimó la capacidad de carga de carga de pilotes de 0.50 m de lado y desplante a 18.50 m de profundidad recurriendo a las teorías establecidas por L. Zeevaert para la capacidad de carga por punta y por fricción, con las siguientes expresiones:

Por punta:

qu=α [C N c+σ zN q ]FR (Dr+0.1 ) (1)

Donde: qu: Capacidad de carga última [kPa]; Factor de forma; C: Cohesión del material de apoyo [kPa]; Nc y Nq: Factores de capacidad de carga, función de ; FR: Factor de resistencia; Dr: Densidad o consistencia relativa del material de apoyo.

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(sólo poner primer autor, ver ejemplo) APELLIDO Inicial del nombre et al. 3

Por fricción:

Qu=∫0

z

ωτdz (2)

Donde: Qu: Capacidad de carga última por fricción [kN]; ω=1.2πB; B: Lado del pilote [m];z: Profundidad de apoyo del pilote [m];

τ=[ 1+sen2∅ r

1−sen2∅rtan∅ p]σ z≤0.6C(3)

Donde: r: Ángulo de fricción interna del suelo en prueba lenta [°]; tan p : Coeficiente de fricción suelo-pilote; C: Cohesión [kPa].

En términos generales, el ángulo de fricción interna en prueba lenta de los materiales arcillosos se reporta del orden de los 26°.

Con estos criterios y las propiedades mecánicas de la tabla 1, se determinó la capacidad de carga última de un pilote de 0.50 m de lado y 18.50 m de profundidad de desplante de 3905 kN (398 ton), repartida en 3357 kN (342 ton) por fricción y 548 kN (56 ton) por punta con la distribución que se muestra en la figura 2.

Figura 2. Distribución de la capacidad de carga por fricción y punta.

4 HINCADO DEL PILOTE

El pilote se hincó en una perforación previa de 0.50 m de diámetro y 17.50 m de profundidad, con extracción de material, recurriendo a un martillo ICE-I-36 con una energía de 122.96 kJ (12,438 kg-m) por golpe. El pilote se fabricó en un solo tramo y se especificó como criterio de suspensión del hincado el lograr al menos 38 golpes en 10 cm de avance. El registro de hincado se presenta en la figura 3, mostrando un avance por peso propio en la perforación hasta los 12.0 m y requiriendo un golpeo ligeramente creciente hasta los 17.0 m, poco antes del fondo de la perforación previa y posteriormente una demanda de mayor golpeo a partir de esta profundidad hasta llegar a los 40 golpes en 10 cm de avance a los 18.50 m de profundidad, suspendiéndose el hincado a esta profundidad.

Figura 3. Registro de hincado del pilote

5 PRUEBA DE CARGA

5.1 Diseño de la pruebaLa prueba de carga se concibió como una prueba de control exclusivamente y se diseñó considerando una carga máxima de prueba de 3432 kN (350 ton), que corresponde a dos veces la carga admisible requerida al elemento, que representa un 88 % de la capacidad de carga última estimada.

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Golpes/10 cm

4 Título del trabajo

El sistema de reacción consistió en pilotes trabajando a tensión y una viga de transferencia de carga entre el pilote de prueba y los pilotes de reacción; aledaño al sistema de carga se instaló un marco metálico de referencia para monitorear los desplazamientos del pilote de prueba con ayuda de tres micrómetros con resolución de 0.0254 mm y carrera de 50 mm; sistema que, adicionalmente se refirió topográficamente a una escala graduada y un hilo de colimación equipado con espejos para evitar errores de paralaje y contar con información redundante en las lecturas de desplazamientos.

El sistema de carga se armó con tres gatos hidráulicos de 1961 kN (200 ton) de capacidad, montados en paralelo y una celda de carga calibrada, en serie con los gatos.

El plan de carga se diseñó en incrementos de 12.5 % de la carga de prueba, sosteniéndolos hasta que la velocidad de desplazamiento fuera inferior a 0.25 mm/hr ó 2 horas como máximo y el proceso de descarga en decrementos del 25 % en un tiempo total de 1 hora.

5.2 Desarrollo de la pruebaLa prueba se desarrolló sin novedades hasta la carga de 3015 kN (307.50 ton), presentando un desplazamiento importante al siguiente incremento de carga, hasta 3138.13 kN (320 ton), alcanzando la carga máxima de 3187.16 kN (325 ton), que se estabilizó con una deformación acumulada de 50 mm; en la figura 4 se muestra el comportamiento carga-deformación y en la figura 5 se involucra adicionalmente la respuesta en función del tiempo:

Figura 4. Carga-deformación del pilote de prueba.

5.3 Resultados de la pruebaLa capacidad de carga a la falla del elemento

reportada por la prueba en su trabajo conjunto de punta y fricción resultó de 3187.16 kN (325 ton), del orden del 82 % de la capacidad de carga estimada originalmente a partir del modelo geotécnico y

considerando el trabajo conjunto de punta y fricción a lo largo de todo el elemento, mostrando una deformación plástica permanente de 42.21 mm, evidenciando que se alcanzó sin lugar a dudas un estado de falla del cimiento bajo esta carga límite.

Figura 5. Respuesta de la prueba de carga en función del tiempo.

6 REINTERPRETACIÓN DE LA PRUEBA

Considerando que la prueba se había diseñado para una carga de 3432 kN (350 ton) y que esta carga representaba el doble de la carga admisible considerada en el diseño de los cimientos y que la falla se alcanzó a 3187.16 kN (325 ton), que representaría un factor de seguridad de 1.86 a la falla, es obligado reinterpretar la respuesta del cimiento y recalcular la capacidad de carga para rediseñar los elementos de cimentación de la estructura en construcción.

6.1 Consideraciones reológicasComo primera medida de análisis se revisó el perfil estratigráfico del sondeo más cercano al pilote de prueba para procurar identificar los factores que pudieran haber influido en esta peculiar respuesta, identificando que, aproximadamente entre los 5.0 y los 6.0 m de profundidad, en la interfase entre el estrato de arena fina de compacidad suelta y la arcilla de baja plasticidad de consistencia blanda a media, se identifica una disminución de la resistencia al esfuerzo cortante y aumento significativo de la compresibilidad, comprometiendo la transferencia de carga por fricción en los estratos superiores a este horizonte, haciendo nula la capacidad por fricción entre la superficie y los 6.0 m de profundidad.

6.2 Ajuste de parámetrosAdicionalmente, se revisaron los parámetros de resistencia al esfuerzo cortante de todos los estratos de arcillas por su participación en la capacidad de

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(sólo poner primer autor, ver ejemplo) APELLIDO Inicial del nombre et al. 5

carga tanto por fricción como por punta, ajustándose los parámetros a los valores de la tabla 2:

El ajuste se originó por los resultados de una prueba de laboratorio realizada sobre material correspondiente al último estrato, que provocó un reajuste del orden de la mitad de la resistencia al esfuerzo cortante en relación al obtenido por la correlación típica del número de golpes en prueba de penetración estándar con la cohesión en función de la plasticidad y tomando en cuenta el contenido de arena del material, que reduce el valor de la cohesión hasta en un 50 %.

Tabla 2. Propiedades mecánicas revaloradas.

Prof.[m]

Material Cohesión [kPa]

[°]

Dr/Cr[%]

0.00Arcilla arenosa (relleno) 26 0 76

2.50Arena fina arcillosa (SC) 0 32

(*)57

5.70Arcilla blanda (CH) 29 0 20

12.80Arena arcillosa suelta (SC) 0 30

(*)46

13.80Arcilla arenosa de consistencia media (CH)

42 (°) 0 50

16.20Arcilla arenosa firme (CH) 58 (°) 0 70

20.00Arcilla dura (CH) 112 (*) 0 90

26.00

(*) Valores ajustados por pruebas de laboratorio de otros sondeos.

(°) Correlación ajustada por plasticidad y contenido de arenaDr: Compacidad relativaCr: Consistencia relativa

6.3 Nueva estimación de capacidad de cargaTomando en cuenta las consideraciones reológicas y el ajuste de parámetros obtenidos de la reinterpretación del modelo geotécnico del sitio, se procedió a calcular nuevamente la capacidad de carga del pilote de prueba con aportación de fricción a partir de los 6.0 m de profundidad y la capacidad de punta con los nuevos parámetros con los siguientes resultados:

Tabla 3. Nueva estimación de capacidad de carga.

Fricción 2917 kN (297.5 ton)Punta 295 kN ( 30.0 ton)Total 3212 kN (327.5 ton)

Este valor de capacidad de carga se compara favorablemente con el resultado de la prueba de carga, que reportó la falla del elemento de cimentación a 3187.16 kN (325 ton), resultando una sobre estimación de la capacidad inferior al 1 %. Figura 6.

Considerando la uniformidad estratigráfica y la evidencia de la prueba de carga, se juzgó adecuado un factor de seguridad conjunto de 2.0, lo que representa una capacidad de carga admisible de 1593 kN (162 ton) en lugar de los 1716 kN (175 ton) estimados originalmente.

Figura 6. Estimación de capacidad de carga con criterios ajustados.

7 CONCLUSIONES

La ejecución de la prueba de carga puso en evidencia deficiencias en consideraciones respecto a la transferencia de carga entre el pilote y el suelo por fricción.

El desarrollar este tipo de pruebas de carga de control durante la construcción de las cimentaciones permite, si los resultados se aproximan a los esperados, tener mayor certidumbre respecto al comportamiento de los cimientos en construcción.

El desarrollar las pruebas de control hasta dos veces la carga de diseño, permite evaluar rápidamente y a un costo razonable si la capacidad de carga que se ha considerado en el diseño de las cimentaciones es adecuada.

El mecanismo de transferencia de carga por fricción a lo largo del pilote es una variable que hay que analizar tomando en cuenta la compresibilidad de los materiales presentes para evitar sobre estimaciones en la capacidad de carga al existir capas de suelo más deformables que eviten una

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6 Título del trabajo

transferencia efectiva de carga al suelo, como fue este caso.

La capacidad de carga por fricción en los elementos de cimentación se desarrolla antes que la capacidad por punta, a niveles de deformación bajos, pero siempre bajo la consideración de que la compresibilidad debe ser decreciente con la profundidad.

La selección de parámetros de resistencia al esfuerzo cortante de los diferentes materiales involucrados en la transferencia de la carga del cimiento al suelo es un proceso delicado que demanda toda la atención del ingeniero geotécnico, pues de esto depende la veracidad de los cálculos que se desarrollen.

La selección de parámetros de resistencia al esfuerzo cortante de los materiales del suelo debe ser sometida a un proceso de validación asignando diferentes grados de confianza a las fuentes de información que originan estos parámetros: Resultados de pruebas de laboratorio, mediciones en sitio, pruebas índice, correlaciones disponibles a nivel local y las correlaciones clásicas, que al día de hoy se pretenden aplicar indiscriminadamente.

La selección del modelo de comportamiento del conjunto suelo-cimentación debe partir de un conocimiento detallado de las condiciones en que fue formulado para validar su aplicación y adaptar de manera realista al problema que se pretende resolver; de no atenderse este análisis, su aplicación puede conducir al fracaso.

REFERENCIAS

Terzaghi K., Peck R. B. y Mesri G. (1996). “Soil Mechanics in Engineering Practice”, Third edition, John Wiley & Sons Inc., USA.549 p

Zeevaert Leonardo (1973). “Foundation engineering for difficult subsoil conditions”, Van Nostrand Reinhold Co., New York: 652 p.

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