Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica - Paper title · Web viewCoatzacoalcos y Cosoleacaque se ubican el sur del estado de Veracruz, en la región conocida como planicie costera

Sociedad Mexicana deIngeniería Geotécnica, A.C.

XXVI Reunión Nacional de Mecánica de Suelos e Ingeniería Geotécnica

Noviembre 14 a 16, 2012 – Cancún, Quintana Roo

Correlaciones empíricas entre su, N60 y fs para pilas coladas in-situ en suelos intermedios de dos sitios de la planicie costera del Golfo de México

Empirical correlations between su, N60 and fs for cast in place piles in intermediate soils at two sites of the Gulf of México

Enrique IBARRA1, Juan PAULIN2, Ricardo FLORES-ESLAVA1 y José Luis RANGEL3

1inGeum ingeniería, S.A. de C.V.2Cimentaciones Mexicanas, S.A de C.V.

3Universidad Autónoma Metropolitana, Azcapotzalco

RESUMEN: Los suelos intermedios de la planicie costera del Golfo de México, presentan porcentajes similares de arenas medias y de finos, variando su clasificación SUCS entre arenas arcillosas y arcillas arenosos. El carácter cohesivo y friccionante de estos suelos, confiere una condición particular al diseño geotécnico de cimentaciones profundas, resultando conveniente considerar la resistencia no drenada su, en donde no sólo interviene la cohesión cu, sino también el incremento de resistencia que confiere el confinamiento a través del ángulo de fricción u. Otra aproximación de diseño, consiste en usar las expresiones para capacidad de carga a través del número de golpes N de la penetración estándar que se han reportado en la literatura internacional para otros sitios, resultando evidente la necesidad de una correlación y validación local. Se presentan en este artículo correlaciones empíricas entre la resistencia no drenada su, el número de golpes de la penetración estándar N60 y la resistencia unitaria por fricción fs para pilas coladas in situ en suelos intermedios de dos sitios de la planicie costera del Golfo: Cosoleacaque y Coatzacoalcos.

ABSTRACT: Intermediate soils of the coastal of the Gulf of Mexico, have similar contents of medium sands and fines, varying its USCS classification between clayey sands and sandy clays. The cohesive and frictional nature of these soils, confers special status to the geotechnical design of deep foundations, resulting more appropriate to consider the undrained strength su, where not only cu is taken into account, but also the increased resistance given by the overburden pressure through the friction angle u. Another design approach is the use of shaft bearing capacity expressions with the standard penetration blows N that have been reported in international literature for sands from other sites. Thus, it is clear the necessity for a local correlation and validation. in this paper empirical correlations between the undrained strength, the blows of standard penetration test N60 and the unit shaft resistance fs for cast in place piles are presented. Empirical correlations were obtained for two sites in the coastal of the Gulf of México: Cosoleacaque and Coatzacoalcos.

1 INTRODUCCIÓN

1.1 PresentaciónEl gran auge de nuevos proyectos y de obras de modernización de infraestructura energética, que se han desarrollado en la última década en algunas zonas del sureste del país, como en Minatitlán, Coaztacoalcos y Cosoleacaque, ha permitido recabar un cúmulo importante de información geotécnica acerca de los suelos intermedios de esa zona de la planicie costera del Golfo de México, que presentan porcentajes similares de arenas medias y de finos, variando su clasificación SUCS entre arenas arcillosas o limosas y arcillas o limos arenosos. Por otra parte, esa misma información ha puesto de manifiesto la necesidad de adecuar correlaciones empíricas reportadas en la literatura internacional para diversos diseños geotécnicos, por ejemplo, la correlación existente entre el número de golpes de la penetración estándar sin corregir o con

corrección, N o N60, y la resistencia no drenada su

(Terzaghi y Peck, 1948) o bien, las correlacciones entre N o N60 y la resistencia unitaria por fuste para diseño de pilas o pilotes fs, (Meyerhof, 1976; Quiros y Reese, 1977; Reese y Wright, 1977; Wysockey, 1999).

1.2 Objetivo y alcancesSe busca mostrar propuestas locales para correlaciones empíricas entre la resistencia no drenada su, el número de golpes de la penetración estándar N60 y la resistencia unitaria por fricción fs

para pilas coladas in situ en suelos intermedios de dos sitios de la planicie costera del Golfo: Cosoleacaque y Coatzacoalcos. Las correlaciones anteriores, se establecen a través de una base de datos de pruebas triaxiales UU, pruebas de compresión simple, pruebas de penetración estándar y pruebas de carga axial estática a compresión y a tensión en una pila colada in situ.

SOCIEDAD MEXICANA DE INGENIERÍA GEOTÉCNICA A.C.

2 Título del trabajo

2 CARACTERÍSTICAS GEOLÓGICAS Y GEOTÉCNICAS DE LOS SITIOS ESTUDIADOS

2.1 Geología general de la zona Coatzacoalcos y Cosoleacaque se ubican el sur del estado de Veracruz, en la región conocida como planicie costera del Golfo (Fig. 1), que es una larga franja que recorre este litoral desde el Norte, a la altura de la desembocadura del rio Bravo y hasta Tabasco; sólo es interrumpida por la sierra Pamoranes, la sierra de San Carlos y la sierra de los Tuxtlas, en cuyas inmediaciones se prolonga una región llamada llanura Tabasqueña. La planicie costera del Golfo es recorrida por numerosos ríos como el Bravo, el Soto la Marina, el Tamesí, el Pánuco, el Grijalva y el Usumacinta, mismos que depositan una gran cantidad de sedimentos que forman barras y lagunas costeras como la laguna madre en Tamaulipas o la Tamiahua en Veracruz.

Figura 1. La planicie costera del Golfo de México (Google, 2012).

La planicie Costera del Golfo, en su región sur, tiene una anchura de unos 120 km y está conformada por un paisaje casi plano dominado por lomeríos bajos que no sobrepasan los 150 msnm en las partes más elevadas y se expresan a manera de ondulaciones que van haciéndose más bajas hacia la costa, resaltando en general esta zona al compararla con la serranía que se encuentra hacia el suroeste de donde baja una cantidad importante de arroyos y ríos que transcurren con cierta densidad por esta región casi plana; ya muy cerca del litoral, alimentan a un importante número de pantanos al quedar atrapadas las aguas en pequeñas cuencas aisladas, formando por lo tanto cerca de la costa zonas más inundables.

El sitio Coatzacoalcos se ubica muy cerca de la costa en una zona con morfología casi plana, con pequeños promontorios o lomeríos que alcanzan localmente apenas un par de decenas de metros de altura máxima. La unidad litológica más antigua del

área está compuesta por calizas y lutitas de edad Jurásico Superior-Cretácico inferior que aflora al noroeste de Minatitlán.

La principal estructura observada en las unidades sedimentarias terciarias aflorantes corresponde a la estratificación.

2.2 Condiciones geotécnicas de los sitios estudiadosLa caracterización geotécnica del sitio Coatzacoalcos se realizó a través de veintitrés sondeos mixtos hasta 25 m de profundidad, en los que se combinó la penetración estándar con el muestreo inalterado a través de tubos de pared delgada o tubos dentados, dependiendo de la consistencia o compacidad del suelo. A través de esta campaña, se pudieron identificar cuatro unidades estratigráficas que se describen en seguida:

Unidad A. Arcilla arenosa de alta plasticidad color café rojizo (CH): Superficialmente se observa una arcilla arenosa siendo la arena fina, de consistencia blanda a media, de color rojizo claro y café rojizo; este estrato se extiende hasta 7.0 m de profundidad al noroeste y disminuye su espesor hacia el sureste hasta 5.0 m. El porcentaje de arenas es del orden de 40% y en los sondeos de la zona sur aumenta a poco más de 50%, pasando de arcilla arenosa a arena arcillosa (SC). Su consistencia es blanda a media con un número de golpes de la penetración estándar, N, de 4 a 7 aproximadamente. El contenido de agua es mayor al 40 %, límite plástico mayor que 20%, límite líquido de 50% o mayor. El peso volumétrico del material es del orden de 1.81 t/m3.

Unidad B. Arena limosa o arcillosa de compacidad mediana, de color café claro (SM): Subyaciendo a la unidad anterior se encontró una arena fina limosa (SM) o arcillosa (SC) de compacidad mediana, con estratos de arcilla de alta y baja plasticidad de consistencia media a firme (CH y CL). El porcentaje de arena es en general superior al 53%. Este estrato alcanza una profundidad variable entre 11 m y 17 m, aumentando su espesor hacia el Noreste donde alcanza 17 m de profundidad. El color de esta unidad es café claro. El contenido de agua es variable entre 40% y 45%, límite plástico mayor que 20%, límite líquido de 45% o mayor. El número de golpes N promedio es de 13 a 23. El peso volumétrico del material es del orden de 1.75 t/m3.

Unidad C. Arenas limosas o arcillosas, de color café oscuro: Bajo la unidad B se exploró una arena fina limosa o arcillosa (SM o SC) de compacidad media a densa, que cambia a arcilla o limo arenoso sobre todo en la parte baja de la unidad, de color café oscuro. La base de la unidad presenta un buzamiento hacia el Noreste, desde 16m de profundidad y profundizándose hasta 25m. El


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

contenido de agua varía entre 30% y 40%. El número medio de golpes de las pruebas de penetración estándar N es de 23 a 34 aproximadamente. El peso volumétrico del material es del orden de 1.87 t/m3.

Unidad D. Limos y arcillas de baja plasticidad de consistencia dura de color gris oscuro: Finalmente, hasta la profundidad máxima de exploración igual a 28.30m se encontraron intercalaciones de limos y arcillas de baja plasticidad (ML y CL) de consistencia dura, con arenas finas arcillosas (SC) muy densas. El color de la unidad es gris verdoso a gris oscuro. El contenido de agua es de 35%. El número de golpes de la prueba de penetración estándar N es mayor que 50 golpes. El peso volumétrico del material es del orden de 1.8 t/m3.

Por su parte, en el sitio Cosoleacaque se caracterizó el suelo a través de ocho sondeos, donde de igual manera se identificaron 4 unidades litológicas.

Unidad A. Se trata de una arcilla arenosa de consistencia blanda de color negro-verdoso, presenta número de golpes N promedio de 4; se detectó hasta la profundidad de 10.2 m disminuyendo su espesor a 7.5 m, cuenta con un contenido de agua promedio de 30% y finos de 77%, mientras que el de arenas es de 23%.

Unidad B: Esta unidad similar a la unidad A, está constituida por una arcilla arenosa de consistencia blanda a media, de color verdoso, presenta número de golpes N igual a 10; se detectó hasta la profundidad de 12.3m. Cuenta con un contenido de agua promedio de 25%, así mismo tiene 63% de porcentaje de finos y 37% de arenas.

Unidad C: La unidad se conforma por una arcilla arenosa de consistencia dura con pocos fósiles, de color gris oscuro, la unidad se presenta hasta 16.5m, presenta número de golpes variable de 38 golpes a 50 golpes, el porcentaje de finos es de 96% y el contenido de agua 20%.

Unidad D: Finalmente la Unidad D se constituye por una arcilla de consistencia dura con fósiles, de color gris oscuro, la unidad se presenta hasta la profundidad máxima de exploración (45.44m), presenta número de golpes mayor a 50, el porcentaje de finos es de 98% contando con una humedad de 18%.

De las descripciones anteriores, es claro que los suelos de Coatzacoalcos tienen un porcentaje de arenas mayor que los de Cosoleacaque, aunque en ambos casos los porcentajes de arena son considerables. En los incisos siguientes, se da cuenta de la metodología empleada para procesar los datos y obtener las correlaciones buscadas.

3 METODOLOGÍA DE ANÁLISIS

Las muestras inalteradas recuperadas de las campañas de exploración en ambos sitios, se

ensayaron en pruebas triaxiales UU en cámaras con velocidad de deformación controlada igual a 0.5 mm/s, en series de tres probetas. Todos los resultados de las pruebas triaxiales se interpretaron considerando la falla al 3 % de la deformación unitaria, de esta manera se obtuvieron la cohesión no drenada (cu) y el ángulo de fricción aparente (u). Adicionalmente a lo anterior, se realizaron algunas compresiones simples en series de dos probetas.

Con los parámetros de resistencia de cada serie triaxial UU, se calculó la resistencia no drenada su, como se muestra en la ecuación (1)

su=cu+σ tan φu (1)

Donde: su es la resistencia al esfuerzo cortante no drenada; cu es la cohesión no drenada; σ el esfuerzo efectivo octaédrico a la profundidad respectiva de la muestra; y u el ángulo de cohesión no drenado.

Así pues, la resistencia su se correlacionó con el número de golpes de la penetración estándar del sondeo correspondiente a la profundidad en que se extrajo la muestra inalterada. Al ser sondeos mixtos, se tuvo que elegir un valor de golpes inmediatamente arriba o inmediatamente debajo de la muestra inalterada, discerniendo el que fuera más acorde a la correlación, o bien, tomando el promedio de ambos si así se consideraba. Los número de golpes así elegidos se corrigieron al 60% de la energía por el criterio de Skempton (1986), obteniendo así el valor N60. De esta manera, se construyeron gráficas correlacionando el número de golpes N60 con la resistencia al esfuerzo cortante no drenada su de los suelos intermedios estudiados.

Finalmente, con las expresiones su-N60 construidas así, se calculó el aporte de la capacidad de carga por fuste de una pila, la que se comparó con la capacidad de carga medida a través de los resultados de una prueba de carga a compresión y una prueba de carga a extracción realizadas en el sitio Coatzacoalcos; con estas comparaciones se validan las correlaciones su-N60 y fs propuestas.

4 CORRELACIONES su-N60

En este inciso, se presentan las correlaciones obtenidas entre la resistencia no drenada su y el número de golpes corregido de la penetración estándar N60. Inicialmente, se presentan las correlaciones por separado para los sitios de estudio (Coatzacoalcos y Cosoleacaque), para posteriormente presentar la correlación que engloba a los suelos de ambos sitios. En las correlaciones presentadas, se buscó la mejor curva de ajuste, variando desde una relación lineal hasta expresiones exponenciales. Se comenta y se discute la mejor correlación en ambos casos, en el caso de la correlación global y se comentan sus limitaciones.



4.1 Sitio CoatzacoalcosEn la Figura 2 se presenta la correlación entre la resistencia no drenada su y el número de golpes N60

para la base de datos del sitio Coatzacoalcos. Se muestran dos curvas de ajuste, una lineal y una polinomial.

Figura 2. Correlación entre su y N60 para el sitio Coatzacoalcos.

La correlación anterior muestra una tendencia clara entre el incremento de la resistencia su con el incremento del número de golpes corregido; la dispersión de resultados parece aceptable. El mejor ajuste es el polinomial, cuya ecuación se muestra a continuación (su en t/m2).

su=−0.0036 N602 +0.3596 N 60+2.5394 t /m2

(2)

Esta correlación es válida para suelos intermedios con número de golpes de la penetración estándar N60 menor que 30. Lo anterior, debido a que se observó un incremento notable en la dispersión al incluir en la base de datos los resultados con mayor número de golpes que 30.

4.2 Sitio CosoleacaqueDe manera análoga a lo descrito en el inciso anterior, se realizó el procedimiento para observar la correspondencia entre su y N60 en el sitio Cosoleacaque. Debe señalarse que en este sitio la base de datos resultó reducida, con un número menor de muestras. La Figura 3 muestra la tendencia y las correlaciones lineal y polinómica encontradas. En este caso, también se obtiene el mejor ajuste para un polinomio de segundo orden, cuya ecuación se muestra en la ec. 3.

A diferencia del sitio Coatzacoalcos donde la correlación se acota hasta 30 golpes, en el caso de Cosoleacaque, la correlación sólo es válida para suelos intermedios con número de golpes N60 menor que 20.

Figura 3. Correlación entre su y N60 para el sitio Cosoleacaque.

Su=0.0199 N602 −0.0452 N60+2.0586 t /m2

(3)

4.3 Correlación globalPara obtener la tendencia entre su y N60 en los dos sitios de estudio, se estudió la base de datos global que incluyera los resultados de sondeos y pruebas de laboratorio de Coatzacoalcos y de Cosoleacaque. La Fig. 4 muestra la tendencia así obtenida.

Figura 4. Correlación entre su y N60 ambos sitios.

En la ec. 4 se presenta el ajuste con mayor valor de coeficiente de correlación, que resulta similar en forma y valores a la ec. 2 del sitio Coatzacoalcos.

Su=−0.0031 N602 +0.3783 N60+1.7799t /m2

(4)

Hasta ahora, se han relacionado sólo los resultados de pruebas triaxiales UU con el número de golpes de la penetración estándar corregido; sin embargo, se cuenta también con un buen número de pruebas de compresión simple. En la Figura 8 se muestra la correlación global (considerando sitio Coatzacoalcos y Cosoleacaque) que incorpora los resultados de las pruebas de compresión simple.



Los puntos correspondientes a estas pruebas, se señalan con un asterisco.

Figura 5. Correlación entre Su y N60 ambos sitios, considerando resultados de TX-UU y Compresiones simples.

Al incorporar estos resultados en la correlación global, se observa un aumento notable en la dispersión, con el mejor ajuste expresado con la ec. 5.

Su=2.333 e0.0476 N 60t /m2 (5)

Debido a los valores bajos de R2 por la dispersión presente, los autores consideran la conveniencia de usar la ecuación 4 en lugar de la ec. 5.

5 CORRRELACIÓN ENTRE N60 y fS

5.1 Pruebas de carga exhibiciónA fin de establecer la relación entre el número de golpes N60 y la resistencia unitaria por fuste fs para pilas coladas in situ, se emplearon los resultados de una prueba de carga a compresión y una prueba de carga a tensión realizadas en el sitio Cosoleacaque. Las pilas de prueba se construyeron con el procedimiento Starsol (SMMS, 2002) con diámetro de 60 cm y longitud de 21 m.

Se realizaron tres pruebas de carga estática según lo indicado en la Tabla 1. La prueba de carga a compresión se realizó en una pila, mientras que las pruebas de tensión y lateral se realizaron en otra pila, ejecutándose en este caso primero la prueba de tensión y posteriormente la de carga lateral.

Tabla 1. Resumen de las pruebas en pilas.

Para las pruebas de compresión, tensión y lateral se emplearon pilas de reacción con el arreglo que se muestra en la Figura 6, de manera que algunas pilas de reacción fueron utilizadas en más de una prueba.

Figura 6. Gráfica de la respuesta de la pila a carga lateral.

Para las pruebas de carga a compresión y de tensión, el marco metálico de reacción empleado fue el mismo, solo que en diferente arreglo en cada caso. En el caso de la prueba a compresión, un gato sobre la pila de prueba, aplicó compresión en ésta reaccionando contra el marco y éste, a su vez, estuvo ligado a cuatro pilas de reacción a través de barras de alta resistencia que transmitieron la tensión a las pilas de reacción ancladas al terreno. En el caso de la prueba de carga en tensión, el gato aplicó fuerzas de tensión en las barras dywidag que estuvieron embebidas en la pila de prueba y el marco reaccionó a través de fuerzas compresión transmitidas a las pilas de reacción.

Todas las pilas de reacción estuvieron desplantadas a la misma profundidad que las pilas de prueba con el fin de tener en todos los casos un rango suficiente de seguridad geotécnica para cada una de las pruebas.

Las pilas de prueba se instrumentaron con sensores tipo sister bars que miden las deformaciones unitarias que ocurren en el concreto durante la prueba, así como con sensores adosados a las barras de refuerzo longitudinal de la pila para registrar las deformaciones unitarias en el acero de refuerzo. Estos sensores se distribuyeron en la profundidad de la pila colocándose siempre en pares (un sensor para concreto y otro para acero de refuerzo) de modo que puedo registrarse la deformación en ocho puntos de interés en toda la profundidad de la pila. En la Tabla 2 se indican los



niveles donde se colocó cada par de sensores (SB-CON y SG-ACE) en las pilas de prueba.

Tabla 2. Niveles de instrumentación en pilas.

Las pilas se construyeron dejando el concreto al nivel de plataforma de trabajo (N.P.Tr.). Al final, se construyó una extensión en las cabezas de las pilas de prueba de 0.80 m de altura para poder aplicar las cargas.

Para la medición de los movimientos de las pilas de prueba, se colocó un marco de referencia fijo y suficientemente rígido que soportó dos micrómetros directamente sobre la cabeza de la pila y dos hilos o cables de referencia con los cuales fue posible medir el asentamiento total de la pila con redundancias.

En las Figuras 7 y 8 se presentan las curvas carga desplazamiento para las pruebas de compresión y de tensión, respectivamente.

Figura 7. Gráfica de la respuesta de la pila a compresión.

Figura 8. Gráfica de la respuesta de la pila a tensión.

De las gráficas anteriores, se observa que para la prueba de compresión, se alcanzó claramente la

falla geotécnica, con una carga máxima de 560 t y un desplazamiento de casi 35 mm. Por su parte, la carga a tensión alcanzó 330t con un desplazamiento máximo de 14 mm. De esta última prueba, se obtiene que el aporte por fuste es Q f=316 t descontando el peso de la pila (14t).

Los datos anteriores se emplearon para validar las correlaciones descritas en los incisos 4.1 a 4.3.

5.2 Aplicación de la correlación su-N60

Las pruebas de carga se realizaron cercanas al sondeo de penetración estándar que se muestra en la Figura 9. A partir del número de golpes reportados en este sondeo y aplicando la correlación de la ecuación 2 para el sitio Coatzacoalcos, se obtuvo un perfil simplificado de la resistencia no drenada su, que se muestra en la Figura 10.

Figura 9. Sondeo SM-8 del sitio Coatzacoalcos.

Conocidos los valores de su, se utiliza la ecuación 6 para una estimar la capacidad de carga por fuste.

Qf =∑i=1

n

Sui Li P (6)



Donde Qf es la capacidad de carga total por fuste, Sui es la resistencia al esfuerzo cortante en cada estrato estimada con la ec. 2 y P el perímetro de la pila. Con los datos anteriores, se obtiene que Qf=275 t.

Figura 10. Correlación entre N60 y su para el sitio Coatzacoalcos, en el sondeo cercano al sitio de pruebas.

Por su parte, la resistencia de punta se estimó con la ecuación 7:

Q p=9 Sup Ap (7)

Donde Qp es la capacidad de carga total en la punta, sup es la resistencia unitaria al esfuerzo cortante en la punta estimada con los resultados de ensayes triaxiales UU de muestras inalteradas obtenidas a la misma profundidad que la de la punta de la pila y Ap el área de la punta de la pila.

De lo anterior resulta una capacidad de punta calculada de Qp=206 t y capacidad de carga total de Q=481 t.

Con el objeto comparar la estimación de capacidad de carga aquí hecha contra otras estimaciones teóricas, se realizaron cálculos de la capacidad de carga del fuste empleando las expresiones que se indican en la Tabla 3, donde se usa el número de golpes N de la penetración estándar para calcular la resistencia unitaria del fuste, fs.

Tabla 3 Procedimientos para estimar la resistencia en el fuste, fs, en pilas coladas in situ en arenas

REFERENCIA

DESCRIPCIÓN OBSERVACIONES

Meyerhof (1976) fs (tsf) = 𝑁ഥ /100

fs (t/m2) = 0.098 𝑁ഥ

𝑁ഥ Número de golpes medio en el fuste de la pila, sin corrección alguna.

Quiros y Reese (1977)

fs (MPa) = 0.0025 N ≤ 0.19 MPa fs (t/m2) = 0.255 N ≤ 19.37 t/m2

N, Número de golpes medio en el fuste de la pila, sin corrección alguna.

Reese y Wright (1977)

Para N ≤ 53 fs (tsf) = N / 34 fs (t/m2) = 0.29 N Para 53 < N ≤ 100 fs (tsf) = ((N – 53) / 450) +1.6 fs (t/m2) = 0.022 (N -53) + 15.29

N, Número de golpes medio en el fuste de la pila, sin corrección alguna.

Wysockey (1999)

Para N60 < 60 fs (t/m2) = 0.4077 N60

N60 número de golpes corregidos por energía, sin corrección por esfuerzo confinante.

Este estudio (2012)

Para N60 < 30 fs (t/m2) =−0.0036𝑁602 +0.36𝑁60 +2.54

N60 número de golpes corregidos por energía, incluye corrección por esfuerzo confinante.

En la Figura 11 se muestra la comparación de los resultados medidos en las pruebas de carga a compresión y tensión comparados con todas las estimaciones teóricas.

0

100

200

300

400

500

600

700

Fricción Total

P. de carga

Estimación-esteestudio

Meyerhof

Quiros-Reese

Reese y Wright

Wysockey

Figura 11. Comparación entre la capacidad de carga medida en la prueba de carga y la capacidad de carga estimada analíticamente.

De la gráfica anterior, se observa que la estimación teórica de carga por fuste de este estudio y la de Quiros y Reese (1977) son muy similares, y resultan menores en 12% respecto al dato medido en la prueba de carga a tensión. La estimación más aproximada para el fuste se obtuvo con Reese y Wright (1977), mientras que Meyerhof (1976) subestima en forma importante la capacidad por fricción y Wysockey (1999) sobrestima esta capacidad.

6 DISCUSIÓN

En la Tabla 4 se presentan la comparación de las resistencias su obtenidas con el número de golpes N o N60 de acuerdo con la Tabla clásica de Terzaghi y Peck y las obtenidas de acuerdo con los resultados de este estudio. Para poder hacer la comparación directa de resultados de este estudio con los de Terzaghi y Peck, se ha considerado que la resistencia no drenada su es igual a dos veces la resistencia en compresión simple (qu). Por su parte, para obtener la su de este estudio, se empleó la


Toneladas


ecuación 4 que corresponde a la correlación de ambos sitios, sólo para resultados de pruebas triaxiales.

Tabla 4. Comparación de resistencias su entre Terzaghi y Peck y este estudio

Ncu

Terzaghi-Peck (t/m2)

su

Este estudio (t/m2)

<2 <1.2 <2.54 2.5 3.28 5.0 4.615 10.0 6.8

>30 >20 >10.3De la comparación mostrada en la Tabla 4, se

observan dos aspectos que destacar: por una parte, ambas correlaciones se limitan a un número de golpes N o N60 iguales o menores que 30. Por otra parte, las resistencias no drenadas obtenidas en este estudio son mayores que las reportadas por los autores clásicos para un número de golpes bajo (hasta 8 golpes aproximadamente), pero ocurre lo contrario para un número de golpes alto. Lo anterior, pudiera explicarse debido a que en este estudio se consideró un número de golpes corregido N60

mientras que Terzaghi y Peck no consideran corrección. La comparación directa se establecería obteniendo la correlación para N sin corrección.

En lo que incumbe a la correlación N60 y fs

encontrada con los resultados aquí mostrados se observa que, juzgando por los resultados de la Figura 11, se está subestimando la resistencia unitaria fs en un 12% al emplear la expresión consignada en la parte baja de la Tabla 3.

Lo anterior puede tener dos posibles explicaciones: por una parte, en las correlaciones establecidas en este estudio para N60 y su, se interpretaron todas las pruebas triaxiales al 3% de la deformación unitaria, que no siempre corresponde a la resistencia cortante máxima; en efecto, de las curvas esfuerzo deformación de las pruebas triaxiales, se observa que el peak se alcanza más allá del 3% y el incremento en resistencia corresponde a un 30% respecto al criterio aquí utilizado (Fig. 12). Por otra parte, el proceso constructivo que se empleó para las pilas de prueba mediante barrena continua, donde se hace el colado bajo una presión mayor a la de la columna del concreto fluido, podría tener influencia causando un incremento en la capacidad portante del fuste.

Figura 12. Curva esfuerzo deformación del ensayo triaxial UU

Desde luego, se establecen estas conclusiones a partir de un par de pruebas de carga en pilas, por lo que es evidente que es necesario incorporar más resultados a esta base de datos para confirmar las tendencias hasta ahora presentadas.

En el mismo sentido, se trabaja ahora en la incorporación de más resultados de pruebas triaxiales y datos del número de golpes SPT de otros sitios de la planicie Costera del Golfo, como en Minatitlán, por ejemplo, para confirmar las correlaciones presentadas entre N60, su, y fs.

REFERENCIAS

Meyerhof, G.G. (1976), “Bearing capacity and settlements of pile foundations”, Journal of the Geotechnical Engineering Division, Vol. 102, No. GT3, Nueva York.

SMMS (2002) “Manual de Construcción Geotécnica”, Publicación de la Sociedad Mexicana de Mecánica de Suelos, México, D. F.

Quiros, G.W. y Reesse, L.C. (1977), “Design procedures for axially loaded drilled shafts”, Research Report 176-5F, Center for Highway Research, University of Texas, Austin.

Reese, L.C. y Wright, J. S. (1977), “Construction procedures and design for axial loading”, Vol. 1 Drilled Shaft Manual, Implementation Division, U.S. Department of Transportation, Washington, D.C.

Santoyo, E. (2002), “Vigésima conferencia Nabor Carrillo, Exploración de suelos: Métodos directos e indirectos, muestreo y pruebas de campo”, Sociedad Mexicana de Ingeniería Geotécnica, Acapulco, México.

Skempton, A.W. (1986), “Standard penetration Test Procedures and the effects in sands of overburden pressure, relative density, prticle size, aging and



overconsolidation”. Geotechnique. Vol. 6, 425-447.

Terzaghi, K. y Peck, R. B.(1948) “Soil Mechanichs in Engineering practice”, Jhon Wiley and Sons, Nueva York.

Tomilson, M. y Woodward, J. (2008), “Pile design and construction practice”, Taylor and Francis group.

Wysockey, M., H. (1999), “Axial Capacity of Drilled Shafts”, Ph. D. Thesis, University of Illinios, Urbana-Champagne.


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