Presión lateral de concreto fresco en pilas profundas ... · pioneras para la ingeniería de cimentaciones profundas. 1.2 Objetivo y alcances Se planteó como objetivo responder

Sociedad Mexicana de

Ingeniería Geotécnica, A.C.

XXVI Reunión Nacional de Mecánica de Suelos

e Ingeniería Geotécnica Noviembre 14 a 16, 2012 – Cancún, Quintana Roo

SOCIEDAD MEXICANA DE INGENIERÍA GEOTÉCNICA A.C.

Presión lateral de concreto fresco en pilas profundas coladas in situ

Lateral pressure of wet concrete in deep cast in place shafts

Manuel J. MENDOZA1, Enrique IBARRA2, Miguel RUFIAR2 y Salvador A. MENDOZA2

1Investigador Titular y Subdirector, Instituto de Ingeniería, UNAM 2Ingeniero de proyecto, Instituto de Ingeniería, UNAM

RESUMEN: Se presentan en este artículo mediciones de la presión lateral de concreto durante su colado, realizadas en la perforación de dos pilas de alrededor de 40 m de profundidad, en una cimentación ubicada al poniente de la ciudad de México. Las mediciones se efectuaron mediante cuatro celdas de presión distribuidas a lo largo del acero de refuerzo de cada pila. Se describen las características del concreto y del colado de las pilas, las isócronas de presión lateral en toda la profundidad y la envolvente de presiones laterales máximas. Las mediciones muestran que la distribución de presiones máximas en el concreto fresco dentro de la perforación es de tipo hidrostática sólo hasta una profundidad que resulta somera; a profundidades mayores, la presión lateral exhibe valores constantes o incluso decrecientes. El conocimiento de la distribución de la presión lateral en el concreto fresco mereció atención para poner a revisión un enfoque de diseño que relaciona la capacidad de carga por fricción en pilas coladas en el lugar, con la presión tipo hidrostático del concreto fresco; tal variación lineal no se alcanza incluso en condición de concreto fresco.

ABSTRACT: Lateral pressures of wet concrete for drilled shafts were measured during casting in two drillings, about 40-m depth, belonging to a foundation that was built at a Western area of Mexico City; their results are discussed in this paper. Four pressure cells were placed along the full length of the reinforcement cage. Concrete fluidity characteristic, isochrones of lateral pressure through the full depth, and the enveloping of maximum lateral pressures are described. The maximum lateral pressures in wet concrete only follow the full hydrostatic fluid concrete pressure to a shallow depth. Below this depth, the lateral pressures are less than the total overburden pressure, keeping a constant value, or even exhibiting a decreasing tendency. The distribution of lateral pressures in wet concrete deserves attention because a design approach has been proposed, that assumes a linear relationship between the hydrostatic type pressure of the fresh concrete, and the shaft friction contribution to load bearing capacity of drilled shafts. Such linear variation is not even reached in the wet condition of the concrete.

1 INTRODUCCIÓN

1.1 Antecedentes Un método reciente en nuestro país para considerar el aporte de la fricción en pilas coladas in situ es el propuesto por Tamez (2003), en el que supone que la contribución por fricción del fuste es función del esfuerzo normal horizontal a la pila generado no por el tradicional esfuerzo horizontal efectivo (el producto K σ'v) del suelo circundante, sino por el del concreto fresco del colado y del ángulo de fricción interna suelo-suelo o suelo-pila. Se ha sugerido el empleo de este método en medios firmes y/o granulares, tales como los que se tienen en las zonas geotécnicas I y II de la ciudad de México. El Profesor Tamez señala que la resistencia friccionante unitaria del fuste, fs, para cimientos colados in situ sigue una variación lineal y creciente con la profundidad y proporcional al peso volumétrico del concreto fresco colado en la

perforación; esto es, con una distribución de presiones horizontales de tipo hidrostática:

fs=γc z tan φ (1) (5) donde γc es el peso volumétrico del concreto, y z es la profundidad media del estrato de análisis.

Con este método se calculan resistencias del fuste mayores que con los métodos clásicos (p.e. Kulhawy, 1991; Mayne y Harris, 1993) cuando se trata de suelos granulares. Pareciera con ello, que se pretende incrementar en el cálculo, la capacidad de carga del fuste, para subsanar la ahora conocida subestimación a la que conducen las soluciones analíticas convencionales para el diseño portante por fuste de pilas con perforación previa y coladas in situ, en suelos firmes y/o granulares (Rollins et al., 1997 y 2005; Harraz et al., 2004; Mendoza et al., 2004; e Ibarra y Mendoza, 2008).

La validez de tal procedimiento, no había sido avalada hasta ahora mediante mediciones en campo

2 Presión lateral de concreto fresco en pilas profundas coladas in situ


de la presión lateral del concreto tomadas durante el colado en pilas, mucho menos en pilas de gran profundidad como las que aquí se presentan. De hecho, en la literatura internacional sólo se encuentran mediciones de la presión lateral realizadas en paneles de muros Milan de relativa poca profundidad (Dibiagio y Roti,1972; Soares 1984; Ng 1992; Lings et al. 1994; ASHTTO 2004) y con mayor frecuencia se encuentran estudios de la presión lateral máxima para diseño de cimbras (Gardner y Ho 1979) de poca altura, por lo que las mediciones que aquí se presentan, parecen ser pioneras para la ingeniería de cimentaciones profundas.

1.2 Objetivo y alcances Se planteó como objetivo responder a la pregunta ¿cómo es la variación con la profundidad de la presión lateral que ejerce el concreto recién colado, en perforaciones para pilas, construidas en suelos granulares?. Se estableció la conveniencia de medir tales presiones durante el proceso de colado, y posterior a éste. Para ello se tomó ventaja de la instrumentación sismo-geotécnica que se diseñó (Mendoza et al. 2012) para uno de los apoyos de un puente vehicular que se construyó al poniente de la ciudad de México, resuelto mediante un grupo de pilas rematadas por una losa maciza de cimentación.

Las mediciones señaladas se realizaron en dos pilas coladas in situ, de poco más de 40 m de profundidad y 1.2 m de diámetro. Se presenta entonces en este artículo las distribuciones de presión lateral ejercida por el concreto fresco durante el colado.

Si bien persiste la duda de que la presión lateral producida por el concreto fresco guarde relación con la presión normal que determina la resistencia friccionante en el fuste, una vez fraguado el concreto, en esta investigación se ha puesto a prueba la magnitud de la presión horizontal que ejerce el concreto fresco durante el colado; esto es, se pone a prueba en todo caso si la presión lateral sobre la pared de la perforación es simplemente el producto del peso volumétrico del concreto fluido y la profundidad.

Sin ser el objetivo central de este artículo, se discutirá más adelante la hipótesis que relaciona la presión horizontal ejercida por el concreto fresco y la resistencia unitaria del fuste de las pilas con su concreto ya fraguado.

2 DESCRIPCIÓN DEL EXPERIMENTO

2.1 Ubicación del sitio de estudio En el poniente de la ciudad de México, se construye la Vía Rápida Poetas, conocida también como la Supervía del Poniente, que en su desarrollo contará con varios puentes y túneles para unir Santa Fe con

el Periférico Sur en la ruta Centenario-Luis Cabrera. Uno de los puentes que integran dicha vía rápida es el puente Punta Santa Fe, que se ubica en el extremo norte de la Supervía, sobre la avenida Carlos Lazo casi esquina con la avenida Santa Fe (Figura 1). Se localiza en la Zona I (zona de Lomas) según la zonificación geotécnica de las Normas Técnicas Complementarias para el Diseño y Construcción de Cimentaciones (NTC-C) del Reglamento de Construcciones para el Distrito Federal (GDF, 2004).

Figura 1. Ubicación del puente Punta Santa Fe

El puente se ubica en una antigua cañada que fue

rellenada con suelos de la zona, producto de la explotación de antiguas minas, de tal forma que en sus extremos se encuentran suelos firmes como las tobas y en la parte central existen rellenos con espesores variables que van desde pocos metros hasta 40 m de profundidad. No se detectó el NAF.

2.2 Descripción de la cimentación El puente Punta Santa Fe está cimentado mediante 19 apoyos resueltos con zapatas que descansan sobre un grupo de ocho pilas coladas in situ cuya longitud varía de acuerdo con el espesor de los rellenos (Figura 2). El apoyo 11 de este puente, se instrumentó ampliamente como parte de un proyecto de investigación que encabeza el Instituto de Ingeniería de la UNAM, donde se busca conocer el comportamiento estático y dinámico del apoyo. En otro artículo publicado en esta misma reunión, se da cuenta de la instrumentación general y de los primeros resultados medidos (Mendoza et al. 2012).

Las mediciones de la presión lateral que ejerce el concreto fresco durante el colado se realizaron en dos pilas del apoyo 11 (pilas 3 y 5), precisamente donde se encuentra el máximo espesor de rellenos. El apoyo 11 cuenta con ocho pilas alineadas en dos hileras, que reciben a una losa rectangular con

MENDOZA, M. J. et al. 3


dimensiones en planta de 6 m por 14 m, desplantada a 1.2 m de profundidad. Las pilas, tienen diámetro de 1.2 m y tienen su punta desplantada a 40.0 m y 43.6 m de profundidad respecto al nivel del terreno natural.

Figura 2. Planta de zapata apoyo 11 y huella de pilas bajo zapata.

La perforación de las pilas se llevó a cabo en

seco, mediante barrena auger y bote limpiador; debido a los caídos que constantemente se presentaron durante la perforación, se hicieron avances hasta donde la perforación presentaba caídos incipientes, para después verter un mortero fluido de fraguado rápido, para finalmente reperforar y continuar la perforación con este proceso que duró varias semanas.

Dada la longitud de las pilas, el armado se dispuso en tres tramos de aproximadamente la misma longitud cada uno, que fueron unidos entre sí conforme eran introducidos en la perforación.

2.3 Instrumentación Sobre los tramos de armados tendidos en campo, se colocaron cuatro celdas de presión de cuerda vibrante en cada pila, cubriendo desde una profundidad cercana a la cabeza, hasta una profundidad cercana a la punta. En la Figura 3 se muestra una vista de la celda de presión cercana a la punta ya colocada en un tramo de armado, cuando éste se encontraba tendido en el piso antes de su izaje. Las celdas de presión se colocaron por el interior de los armados, sostenidas con cintillos de plástico. Los cables se condujeron por el exterior del armado hasta la superficie, a través de tubería flexible. Conforme se introdujeron los tramos de armado en las perforaciones de las pilas, se iba también guiando la tubería flexible con los cables de los sensores, a la vez que la grúa bajaba el armado. Las celdas de presión son elementos circulares de forma lenticular, con dos caras flexibles de acero inoxidable, mismas que están soldadas por su periferia. En el interior de las celdas existe un fluido muy estable del tipo líquido para frenos totalmente

desaerado, que guarda continuidad con un transductor de cuerda vibrante, a través de un tubo delgado, también de acero inoxidable. Cuando las caras flexibles de la celda se deforman por la presión externa, el fluido genera presión, misma que se transfiere a la recámara húmeda del transductor. Tal presión deforma el diafragma que separa esa porción húmeda de la seca y en la que se encuentra el dispositivo y la electrónica de una cuerda tensa y vibrante. Previa calibración, la base de la medición de presión se encuentra en la relación que se establece entre presión y la frecuencia de vibración de esa cuerda.

Se tomó una lectura cero de referencia de todas las celdas en cada actividad, es decir, en gabinete; posteriormente, cuando ya estaban sujetadas al armado, cuando éste ya se había introducido a la perforación, durante todo el proceso de colado, y posterior a éste. Los registros de las celdas se tomaron en forma manual, mediante una consola registradora portátil.

Figura 3. Vista de celda de presión cercana a la punta. Al fondo se observa la punta de la pila.

3 PRESIÓN LATERAL DEL CONCRETO 3.1 Descripción del colado El colado de las pilas se realizó mediante tubería tremie de hasta 40 m de longitud, misma que se fue cortando conforme la columna de concreto fue ascendiendo dentro de la perforación. El colado de la pila 3 requirió de ocho ollas de 7 m3 de volumen nominal, más una última olla con un volumen pequeño de ajuste para alcanzar la altura de colado de proyecto.

El colado de la pila 5 requirió seis ollas de 7 m3 más una de ajuste. Se midieron los revenimientos en cada olla; sólo cuando se encontraron revenimientos menores a 15 cm, se añadió un fluidificante. En las Tablas 1 y 2 se muestran los tiempos de inicio y término de colado de cada olla, el revenimiento antes de agregar fluidificante (en su caso), el tiempo acumulado de colado y el volumen nominal de concreto acumulado. Como puede observarse en las



tablas, el colado de la pila 3 tuvo una duración cercana a las dos horas para 56 m3 de concreto (previo al ajuste), mientras que el colado de la pila 5 tuvo una duración de una hora para 42 m3 de concreto (también previo al ajuste).

Las gráficas de tiempo acumulado del colado contra la altura medida de la columna del concreto se muestran en las gráficas de la Figura 4. La altura de columna de concreto se obtuvo después del vertido de cada olla, mediante una sonda graduada que se usó tomando como referencia el brocal de la perforación, ubicado prácticamente al nivel del terreno circundante. Tabla 1. Tiempos y volumen de colado para pila 3 Olla Hora Hora Tiempo Revenimiento Fluidificante Volumen No. inicio término hr:min cm m3

1 14:09 14:12 00:03 12 Si 72 14:17 14:19 00:10 10 Si 143 14:38 14:41 00:32 15 No 214 15:07 15:10 01:01 17 No 285 15:26 15:29 01:20 17 No 356 15:37 15:40 01:31 10 Si 427 15:50 15:53 01:44 11 Si 498 16:01 16:05 01:56 14 Si 569 17:08 17:10 03:01 14 Si Ajuste

Tabla 2. Tiempos y volumen de colado para pila 5 Olla Hora Hora Tiempo Revenimiento Fluidificante Volumen No. inicio término Minutos cm m3

1 18:35 18:38 00:03 15 No 72 18:44 18:47 00:12 10 Si 143 18:53 18:57 00:22 12 Si 214 19:08 19:12 00:37 13 Si 285 19:16 19:19 00:44 14 Si 356 19:32 19:34 00:59 12 Si 427 20:59 21:03 02:28 10 Si Ajuste

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45Profundidad a de concreto, m

Tiempo de colado, hr : min

Pila 3

Pila 5

Término del colado, antes de olla de ajuste

Figura 4. Profundidad al nivel superior de colado vs tiempo.

3.2 Registros de presiones laterales Las profundidades de instalación finales de cada una de las cuatro celdas de presión de cuerda vibrante en las pilas 3 y 5, con respecto a la superficie del terreno, se muestran en la Tabla 3.

Tabla 3 Profundidad de las celdas de presión. Pilas 3 y 5.

Celda Nombre Prof. Celda Nombre Prof.No. celda m No. celda m

1 CPVW-‐5 3.70 1 CPVW-‐1 5.702 CPVW-‐6 10.60 2 CPVW-‐2 12.573 CPVW-‐7 25.00 3 CPVW-‐3 20.104 CPVW-‐8 41.25 4 CPVW-‐4 36.60

Pila 3 Pila 5

Se tomaron registros de las celdas antes del

vertido, durante el vertido y al final del vertido de cada olla, mismos que se graficaron contra el tiempo de colado. En la reducción de los registros se hizo la compensación por temperatura que se consigna en las calibraciones del fabricante de las celdas de presión, ya que la temperatura es un factor importante durante el fraguado del concreto.

Las gráficas de las presiones laterales ejercidas por el concreto durante el colado para las pilas 3 y 5, graficadas contra el tiempo, se presentan en las Figuras 5 y 6, respectivamente. Como referencia, se ha colocado la curva que indica el incremento de la presión hidrostática teórica del concreto fresco a la profundidad de la celda cercana a la punta, conforme fue transcurriendo el proceso de colado. Para ello, se consideró un peso volumétrico de 21.58 kN/m3, determinado experimentalmente.

0100200300400500600700800900

1000

Presión, en KPa

Tiempo de colado, en horas

CPVW-‐8 a 41.25m

CPVW-‐7 a 25.00m

CPVW-‐6 a 10.60m

CPVW-‐5 a 3.70m

Presión teórica a 41.25m

Figura 5. Presiones laterales contra el tiempo. Pila 3.

0100200300400500600700800900

Presión, en KPa

Tiempo de colado, en horas

CPVW-‐4 a 36.60m

CPVW-‐3 a 20.10m

CPVW-‐2 a 12.57m

CPVW-‐1 a 5.70m

Presión teórica a 36.60m

Figura 6. Presiones laterales contra el tiempo. Pila 5.

De las gráficas anteriores, se observa lo siguiente:

− Las celdas de presión registran de inmediato el paso de la columna de concreto tan pronto como son embebidas en ésta.



− La presión lateral del concreto registrada en cada celda de presión, alcanza un valor máximo que resulta cercano o igual a la presión hidrostática teórica de la columna de concreto correspondiente al volumen de tan sólo una olla de concreto, nunca mayor.

− La presión lateral máxima en cada profundidad decrece rápidamente con el tiempo.

− Las celdas más profundas empiezan a ser menos sensibles a los colados de las ollas superiores, conforme transcurre el tiempo.

− En el mismo sentido del punto anterior, las celdas de presión inferiores muestran incrementos de presión cada vez menores respecto al teórico debido a los colados de las ollas superiores. Incluso registran un descenso sistemático de la presión en las celdas más profundas conforme transcurre el tiempo. Lo anterior da cuenta de que el proceso de

fraguado juega un rol muy importante en el comportamiento de la presión lateral del concreto fresco; en efecto, pareciera que sólo es posible considerar al concreto fresco como un fluido durante un lapso muy breve, tan breve como el tiempo de vertido de una olla (3 min aproximadamente), de tal suerte que para el siguiente vertido, la presión lateral en una profundidad ya alcanzada por la columna de concreto ya no es acumulativa, y no sigue una relación lineal e incluso puede mostrar una relación decreciente con la profundidad.

El efecto descrito en el párrafo anterior es más claro al observar las isócronas de la presión lateral en toda la profundidad de la pila que se muestran en las gráficas de las Figuras 7 y 8, para las pilas 3 y 5, respectivamente. En estas gráficas, nuevamente se ha puesto como referencia la presión hidrostática teórica del concreto fresco conforme fue avanzando el colado.

Para cada isócrona, se observa que la presión lateral sigue una distribución hidrostática del concreto fluido sólo en la parte superior, correspondiente a una columna de concreto con altura entre 5 m y 10 m, para luego mostrar una tasa de incremento mucho más discreta e incluso decreciente a profundidades mayores.

3.3 Envolvente de presiones máximas Tomando en cuenta las presiones máximas en cada profundidad registradas por las diferentes celdas, se construyó la envolvente de las presiones máximas que ejerció el concreto fresco durante el colado para las pilas 3 y 5, que se muestran en la Figura 9, nuevamente con la referencia de la presión hidrostática teórica del concreto fluido.

Es claro de esta gráfica que la presión máxima sigue un comportamiento hidrostático sólo hasta una profundidad muy somera, que resulta de 8 a 10 m para las pilas 5 y 3; luego las presiones máximas

muestran una tasa de crecimiento mucho menor a la hidrostática e incluso exhiben un valor decreciente, como se observa en los registros de la pila 3.

0

5

10

15

20

25

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35

40

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Profun

didad, en

m

Presión lateral en kPa

Figura 7. Isócronas de presiones lateral. Pila 3.

0

5

10

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40

45

0 100 200 300 400 500 600 700 800

Profundidad, en m

Presión lateral, en kPa

Figura 8. Isócronas de presiones lateral. Pila 5.

4 DISCUSIÓN

4.1 Sobre el fenómeno medido Los resultados descritos anteriormente basados en las mediciones realizadas, dan cuenta de que la presión lateral del concreto fluido con una distribución de tipo hidrostática es válida únicamente para los registros de la presión máxima a profundidades relativamente someras, que no exceden los diez metros. Además, que esa presión lateral máxima decrece rápidamente con el tiempo.



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5

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40

45

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

Profun

dida

d, en

m

Presión horizontal, en kPa

Envolvente Pila 3Envolvente Pila 5Presión teórica

Figura 9. Diagrama de envolventes máximas de presión lateral medida.

Así pues, las mediciones experimentales

realizadas con extremo cuidado, no soportan la hipótesis de que el esfuerzo lateral que ejerce el concreto fresco mantiene una distribución de tipo hidrostática en toda la profundidad de la pila; tal suposición pareciera sólo aceptable tratándose de pilas de menos de 10 m de longitud.

Los resultados antes descritos apuntan a que el concreto fresco no se comporta totalmente como un fluido, y que exhibe capacidad para transmitir esfuerzos cortantes. Así, para pilas con columnas de concreto de más de diez metros, los esfuerzos cortantes con dirección hacia arriba que se desarrollan entre la mezcla y las paredes de la perforación, provocan disminución de los esfuerzos verticales y horizontales en la mezcla a partir de esa profundidad crítica. La generación de esos esfuerzos cortantes en la pared puede visualizarse también como un fenómeno de arqueo, en el que la mezcla de concreto hacia el centro de la perforación tiene una tendencia a asentarse un poco más que en la periferia, lo que determina que se pierda la condición hidrostática, al transferir parte de su peso propio a las paredes.

Aunque es de esperarse que las condiciones no cambien mayormente, cabe señalar que con rigor persiste aún la incógnita sobre cuál es la presión lateral en el contacto entre el fuste de la pila y el terreno circundante durante el colado, toda vez que las mediciones se realizaron en el seno del fluido a 7 cm del contacto concreto-suelo. Desde luego, más estudios se deberán hacer para registrar la presión justo en la interfaz concreto-suelo, y no sólo durante el colado. En efecto, durante el vaciado del concreto, cabe considerar la ejecución de otros estudios para

evaluar factores diversos que tienen influencia en el desarrollo de la presión lateral máxima, entre otros, el diámetro de la pila, la velocidad de la colocación del concreto, su consistencia y su revenimiento.

Debe notarse que se cuenta con antecedentes en la literatura técnica en los que llegaron a resultados similares a los aquí expuestos, aunque no precisamente con mediciones en perforaciones para pilas, sino en zanjas para tabletas o muros Milan. En efecto, Lings y coautores (1994) encontraron que cuando en una perforación se cuela concreto con una relación alta agua-cemento, w/c, que redunda en un revenimiento alto, la presión del concreto sigue una variación de tipo hidrostática sólo hasta profundidades someras dentro de la perforación, pero luego la tasa de crecimiento se reduce conforme aumenta la profundidad; Clayton y Milititsky (1983) han reportado resultados similares.

4.2 Sobre la evolución de la fricción en el fuste Por otra parte, la presión en la perforación inmediatamente después del colado del concreto fresco en una zanja, se sabe que sufre una redistribución durante el proceso de fraguado, lo que redunda en una disminución del esfuerzo lateral. Lings y coautores reportan una disminución del 25% de la presión lateral mientras que Chang y Zhu (2004) midieron reducciones del 30% después del fraguado. Debe señalarse que estas mediciones se realizaron en paneles o muros colados in situ y pueden diferir de un colado en una perforación circular. Adicionalmente, las contracciones de la pila con el fraguado y las relajaciones de esfuerzos alrededor de la pila no parecen soportar la suposición de que los esfuerzos normales sobre el concreto ya fraguado, conserven los esfuerzos del concreto fluido. En todo caso, el proceso merece atención especial y debe investigarse, para lo que la medición directa de la presión normal sobre el fuste a diferentes profundidades, inmediatamente después del colado y ya fraguado, es clave; no obstante, cabe distinguir que tales tareas se antojan complicadas por el proceso constructivo.

4.3 Método β para cuantificar el aporte del fuste Los métodos tradicionales como el propuesto por Kulhawy (1991) para calcular la resistencia cortante del fuste fs, en términos de esfuerzos efectivos, aplican la expresión siguiente:

fs=K σv tan δ (2) (4) donde σv es el esfuerzo vertical efectivo; y δ es función del ángulo de fricción efectivo, φ. La razón δ/φ depende de la técnica de construcción siendo igual a 1 para técnicas cuidadosas, como construcción en seco y empleo de tubería tremie, por ejemplo. La mayor dificultad en la aplicación del método estriba en la adopción del valor del



coeficiente K que relaciona al esfuerzo lateral con el vertical, y estrictamente del producto K tan δ , o bien K tan φ. En ocasiones se adopta para K el valor del coeficiente de tierras en reposo, Ko determinado mediante la ecuación de Jaky (1944) o la de Kulhawy y Mayne (1990) que va de 0.7Ko a Ko, correspondiendo el valor mayor a una buena técnica de construcción. Se reconoce también que la determinación del parámetro fundamental, el ángulo de fricción efectivo φ, es difícil en suelos granulares, especialmente en aquéllos con gravas.

La dificultad de establecer los valores de K y de φ, ha llevado a proponer un enfoque en el que el producto K tan φ, se reconoce globalmente con el término β. En general, la determinación del aporte por fricción en pilas coladas en suelos friccionantes sigue el enfoque vertido en la expresión 2, en términos de esfuerzos efectivos. Por la dificultad antes señalada, se advierte un apego a procedimientos empíricos, empleando la prueba de penetración estándar, y simplemente la profundidad, como lo reconoce la Norma AASHTO.

Reese y O´Neill (1988) sugieren para valores del número de golpes N60>15 (corregidos para una energía del 60%) la siguiente expresión:

fs (t/m2) = β σ’v ≤ 19.4; con 0.25 ≤ β ≤ 1.2, en donde: β =1.5 - 0.245 z0.5 (z en m) (3) La variación decreciente del parámetro β con la

profundidad que establece la ecuación (3), es resultado del análisis de bases amplias de datos de pruebas de cargas en pilas, y no distingue la distribución granulométrica del medio, pero usualmente se acepta para suelos arenosos. Si asumimos como ejemplo, un valor del peso volumétrico γ=1.6 t/m3, la variación de la resistencia cortante del fuste fs con la profundidad, sería como la mostrada en la Figura 10. Como se distingue, tal variación, reconocida en la Norma AASHTO, es no lineal y dista francamente de la variación lineal creciente con la profundidad que asume la ecuación (1).

Las observaciones anteriores refuerzan la idea de que otros aspectos fundamentales como el comportamiento dilatante en suelos granulares especialmente con aquellos donde dominan las gravas, así como la configuración final de la pila después del colado, son los principales aportadores del incremento de fricción que usualmente se reporta en pruebas de carga en pilas coladas in situ y que los métodos tradicionales subestiman. En efecto, se ha demostrado en casos bien documentados (Rollins et al. 1997, 2005; Sellenout et. al 2004; Harraz et al. 2004) que los métodos de diseño tradicionales funcionan razonablemente bien cuando se trata de suelos arcillosos o arenas limpias, pero resultan muy conservadores ya que subestiman de

manera muy significativa la capacidad de carga por fuste, cuando se analizan pilas embebidas en medios granulares con porcentaje importante de gravas.

0 1 2

0

15

10

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0

Beta

Prof

undi

dad,

m

z

β z( )

0 100 200 300

0

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10

5

0

Resistencia cortante fuste, kPa

Prof

undi

dad,

m

Figura 10. Ejemplo de la variación de la resistencia cortante fs con la profundidad.

5 CONCLUSIONES

Con base en las mediciones pioneras descritas en este artículo de la presión lateral que ejerce el concreto fresco en pilas coladas in situ, mediante celdas de presión instaladas en los armados de dos pilas de 40 m ó más de profundidad, se establecen los siguientes comentarios y conclusiones: − Los registros indican que la presión lateral del

concreto fluido sigue una distribución hidrostática únicamente para la envolvente de la presión máxima, y sólo a profundidades relativamente someras de no más de 10 m.

− Para profundidades mayores a los diez metros, la presión lateral en el concreto aumenta, pero con una tasa de variación apreciablemente menor a la que establece la de tipo hidróstática; incluso para una de las pilas, se distingue que cuando la columna de concreto es mayor a los 25 m, la presión horizontal que ejerce, disminuye.

− Persiste la duda acerca de si el esfuerzo normal efectivo que reconocemos determina la resistencia friccionante en el fuste de una pila con perforación previa, guarda relación con la presión horizontal que ejerce el concreto durante su colado; lo que sí se ha comprobado experimentalmente en esta investigación, que si tal relación existe, la variación de ésta con la profundidad, no es lineal de tipo hidrostática.

− Con el enfoque en comento, no es posible justificar la conocida subestimación a la que conducen las soluciones analíticas convencionales para el cálculo de la capacidad de carga por fricción de pilas coladas in situ en



suelos firmes y/o granulares; su justificación debe buscarse en otras fuentes.

− El procedimiento de cálculo puesto a prueba podría ser válido para pilas cortas de no más de 10 m de profundidad.

− Se deberán llevar a cabo más estudios para evaluar si la consideración de la presión lateral efectiva debido al concreto fresco, que sigue la configuración de envolventes como las mostradas en la Figura 9, resultan adecuadas para evaluar la capacidad portante por fricción de pilas en suelos firmes y/o granulares.

− La medición de las presiones horizontales en el concreto fresco dentro de perforaciones para pilas de cimentación que se ha expuesto aquí, es un ejemplo del uso de instrumentación geotécnica acorde a lo recomendado por Peck (1984) al establecer que esta actividad debe orientarse y avocarse a responder a preguntas específicas acerca de las variables explicativas de algún fenómeno geotécnico y de sus efectos. De hecho, Peck (1969 y 1984) distingue a este enfoque como la regla simple y clave para una instrumentación exitosa, además desde luego de una planeación y ejecución cuidadosas.

REFERENCIAS

AASHTO (2004). “Bridge design specifications”, American Association of State Highway and Transportation Officials, segunda edición. Washington, D.C.

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Nacional de Ingeniería Sísmica, León, Guanajuato, México.

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Presión lateral de concreto fresco en pilas profundas ... · pioneras para la ingeniería de cimentaciones profundas. 1.2 Objetivo y alcances Se planteó como objetivo responder