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Resistencia a la tracción de pilotes de pequeño diámetro en suelos de las Formaciones Libertad-Dolores
Dr. Ing. Alvaro Gutiérrez García, Profesor Agregado Ing. Leonardo Abreu Novas, Asistente Ing. Christian Hoffmann Jauge, Asistente Ing. Daniel Hasard Kursbaum, Asistente LCCF-IET, Facultad de Ingeniería, Universidad de la República, URUGUAY
SUMARIO El presente artículo se refiere al estudio del comportamiento bajo cargas de tracción de pilotes de pequeño diámetro (0.20 y 0.30 m) en suelos arcillosos de las Formaciones Libertad-Dolores. Dicho estudio es realizado en el marco de una investigación CSIC de vinculación con el Sector Productivo con el apoyo de las empresas UTE y Dieste y Montañez. En la primera etapa se estudió el comportamiento bajo cargas transitorias (ensayos rápidos) de pilotes de 0.20 m de diámetro, compactados de distintas longitudes (3.5, 5.0 y 6.5 m) y distintas inclinaciones respecto a la vertical (0º, 10º y 20º). Para la 2ª etapa se introdujeron el diámetro y la no compactación del hormigón como variantes respecto a la primera etapa, trabajándose en pilotes de 3.0, 4.0 y 5.0 m de longitud. Adicionalmente se realizaron ensayos lentos para calibrar los ensayos rápidos y estimar su capacidad de representar el comportamiento bajo cargas permanentes. Se exponen los resultados obtenidos y se comparan con varias fórmulas de previsión de la literatura. Estos resultados muestran tendencias claras de comportamiento y permiten incluso proponer una fórmula particular para el comportamiento en tracción en suelos finos de las formaciones LibertadDolores con un ajuste de regresión en base al SPT, ensayo de campo más usado en nuestro país.
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1 Introducción El Instituto de Estructuras y Transporte (IET), a raíz de una inquietud inicial de la empresa constructora Dieste y Montañez y Usinas y Transmisiones Eléctricas (UTE) presentó el proyecto a la Comisión Sectorial de Investigación Científica para Proyectos de Investigación de Apoyo al Sector Productivo. El presente informe da cuenta de los trabajos realizados en la segunda etapa de proyecto (realizado en el predio de la Estación Montevideo A de UTE en la ciudad de Montevideo), los resultados de los ensayos experimentales así como las conclusiones y recomendaciones.
2 Generalidades En la 1ª etapa se realizaron ensayos de tracción sobre pilotes compactados de 3.50, 5.00 y 6.50 m de longitud inclinados 0º, 10º y 20º respecto a la vertical. Debido al proceso constructivo, puede estimarse en este suelo que la inclinación de los pilotes tiene influencia en su compactación, y en consecuencia en la adherencia suelo-pilote; decreciendo la carga de rotura entre pilotes verticales e inclinados 20º hasta un 20%. Esta reducción de resistencia puede ser considerada como representativa de la que se obtendría entre pilotes compactados (verticales) y no compactados (inclinados 20º). Esto significa que, con las cargas de diseño propuestas por UTE, podría no ser conveniente trabajar con pilotes inclinados, ya que a igual longitud se reduce la carga admisible. Debe estudiarse entonces la posibilidad de utilizar pilotes verticales en la fundación de cada pata de las torres de alta tensión, adecuando su diámetro y armadura para absorber las fuerzas horizontales que no fueron estudiadas en la 1ª etapa pues se pensaba en fundar con tres pilotes inclinados por pata exigidos individualmente únicamente por solicitación directa. Esto introduce el diámetro de los pilotes como parámetro a variar ante la necesidad de absorber las cargas horizontales. La reducción de resistencia observada en los pilotes inclinados debida a la pérdida de eficiencia en la compactación, hace pensar que tal vez en los pilotes inclinados 20º no tenga sentido compactar el hormigón. Se realizaron además ensayos lentos de tracción en dos pilotes, con el objeto de tener una idea no solo del comportamiento de los pilotes bajo carga permanente sino de evaluar la validez de los ensayos rápidos como aproximación de los ensayos lentos de carga. En síntesis, este trabajo completa lo realizado en la 1ª etapa buscando determinar la influencia del diámetro del pilote y la ausencia de compactación del hormigón en la carga última a tracción 2.1 Información geotécnica El campo experimental se ubica en la región suburbana, al norte del Departamento de Montevideo, formando parte de la Estación Montevideo “A” de la empresa estatal de energía eléctrica UTE. El área de trabajo presenta un manto arcilloso relativamente homogéneo de alrededor de 7 metros de profundidad perteneciente a las formaciones geológicas denominadas “Libertad” y “Dolores”, apoyado sobre arena limo arcillosa correspondiente al cristalino descompuesto. Dichas formaciones se caracterizan geológicamente por sedimentos cuaternarios depositados en ambiente continental de clima semiárido de mayor humedad, y están integradas por depósitos de arcillas limosas y limos arcillosos de colores marrón a ceniza, presentando carbonato de calcio en forma dispersa o de concreciones y con un contenido variable de arena según el sustrato en el cual se apoya. El perfil puede ser dividido en tres zonas diferenciadas: un manto orgánico de poco espesor (0.4 m), arcilla limosa marrón con carbonato de calcio de 0.4 m a 7.0 m, donde fueron construidos los pilotes, y una capa de arena arcillosa color amarillo a partir de los 7.0 m de profundidad. 1
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2.1.1 Propiedades intrínsecas Se realizaron 5 cateos con pala americana en los que se extrajeron 43 muestras para la caracterización del suelo. Fueron llevadas a cabo determinaciones de Humedad Natural, Densidad, Granulometría, Límites de Atterberg y Clasificación de Suelos. Granulometría Las características granulométricas corresponden a las usuales de las Formaciones Libertad y Dolores. El 99.7% en peso del material pasa en promedio por el tamiz n° 4, en tanto el 99.1 % lo hace por el tamiz n° 10 y el 95.0 % pasa por el tamiz n° 40. El 90.3 % en peso del material pasa a su vez en promedio por el tamiz n° 100 mientras que el 88.1 % lo hace por el tamiz n° 200. En cuanto a las características respecto al perfil de profundidades se aprecia un leve aumento del tamaño de los granos con la profundidad. Límites de Atterberg Tanto el límite plástico como el límite líquido aumentan con la profundidad hasta un máximo que se da entre los 4.00 m y los 5.00 m de profundidad (al igual que la humedad natural). Clasificación El suelo en el cual están construidos los pilotes ensayados, se integra básicamente con materiales arcillo-limosos, clasificables como CH (52.8%), CL (38.9%) y MH (8.3%) en el Sistema Unificado y como A-7-6 (55.6%), A-7-5 (22.2%), A-6 (16.7%) y A4 (5.5%) en la clasificación A.A.S.H.T.O. En general, se puede decir que en la zona de mayor espesor del manto arcilloso, el suelo es clasificado hasta los 4.0 m como CL presentando luego una mayor plasticidad hasta los 7.0 m, siendo CH en el sistema de clasificación unificada. 2.1.2 Propiedades de Estado Los valores de la humedad natural aumentan con la profundidad, llegando a sus valores máximos a los 4.50 m, para luego disminuir levemente. En general, los valores encontrados son muy próximos al límite plástico, lo que confirma el comportamiento de este tipo de suelos en condiciones de no saturación. El nivel freático no fue encontrado en ninguno de los cateos realizados. El peso unitario seco promedio encontrado es 15.5 kN/m3. 2.1.3 Propiedades físico mecánicas A los efectos de caracterizar el suelo desde el punto de vista resistente, se realizaron 2 ensayos de SPT, con registros cada 0.50 m y 2 ensayos de CPT. Los mismos dan resultados coherentes registrándose valores de NSPT comprendidos entre 8 y 16 hasta los 3.50 m de profundidad y entre 14 y 26 de los 3.50 a 6.00 m. Estos resultados se detallan en el Informe de la 1ª Etapa.
3 Ensayos en el campo experimental de UTE Estación Montevideo A. 2ª Etapa. 3.1 Ensayos de Integridad de Pilotes (SIT) Se ensayaron la totalidad de los pilotes construidos en esta etapa por el método sónico. Ninguno de los pilotes presentó señales que manifestaran reducciones de relevancia o cortes, identificándose en todos ellos claramente la punta. Las longitudes estimadas de los pilotes fueron prácticamente coincidentes con las de proyecto, adoptándose una velocidad de propagación de onda de 3950 m/s. 2
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Los ensayos de penetración con cono eléctrico (CPT) y los de penetración estándar (SPT) realizados en el predio, revelan la existencia de una capa de fricción lateral (fs) fuerte que se extiende desde una profundidad de 1.00 m hasta 2.50 m aproximadamente. Casi todas las señales confirman una importante fricción lateral a dicha profundidad. Las señales obtenidas en los pilotes de 0.20 m de diámetro a ensayar a tracción se presentan, a modo de ejemplo, a continuación. Señales SIT - Pilotes Calesita - Φ=20cm
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3.2 Ensayos de Pilotes sometidos a cargas de tracción En esta etapa, los ensayos a tracción fueron todos realizados sobre pilotes no compactados. En todos los ensayos se tomaron inicialmente escalones de carga de 20 kN, pasando luego a escalones de 10 kN hasta alcanzar la rotura. Esto fue realizado para los pilotes de 0.20 y 0.30 m de diámetro. 3.2.1 Resultados de ensayos Los resultados de los ensayos de la 2da etapa se presentan en los cuadros siguientes ordenados por diámetro de pilote. Cuadro 3.1 Resultados de los ensayos a tracción para pilotes de 0.20 m de diámetro con hormigón no compactado de 3.00, 4.00 y 5.00 m de longitud Longitud (m)
Qu (kN) 133
Qres (kN) 126
Qel (kN) 80
K (kN/mm) 81
R2 0.96
δ el (mm) 0.85
δ rot (mm) 3.33
Qad máx (kN) 66
3.00 133 208
126 -
80 103
100 244
0.99 0.94
1.10 0.49
6.37 3.86
208 270
-
103 145
188 222
0.99 0.95
0.55 0.75
3.20 7.16
265
-
139
139
1.00
1.02
5.33
104
4.00
133
5.00
Cuadro 3.2 Resultados de los ensayos a tracción para pilotes de 0.30 m de diámetro con hormigón no compactado de 3.00, 4.00 y 5.00 m de longitud Longitud (m)
Qu (kN) 210
Qres (kN) -
Qel (kN) 129
205 274
-
123 182
272 313
307
180 208
0.97
δ el (mm) 1.41
δ rot (mm) 3.57
114 120
0.97 0.95
1.19 1.70
8.90 6.22
270 278
0.89 0.94
0.81 0.88
3.48 5.37
K (kN/mm) 103
R2
Qad máx (kN) 104
3.00
136
4.00
157
5.00 315
314
210
147
1.00
1.46
3.91
Donde: Qu = carga última, Qres = carga residual, Qel = carga elástica máxima, K = coeficiente de proporcionalidad, R = coeficiente de correlación, δ el = desplazamiento elástico máximo, δrot = desplazamiento de rotura (correspondiente a la Qu), Qad máx = carga máxima admisible.
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Estación MONTEVIDEO A - Ensayos Estáticos de Tracción Diámetro : 0.20m 10 3,50m Compactado
5,00m Compactado
9 8
5,00m No Compactado
Desplazamiento [mm]
7 3,00m No Compactado
6 5
4,00m No Compactado 4
6,50m Compactado
3 2 1 0 0
50
100
150
200
250
300
350 Carga [kN]
Gráfico 3.1. Ensayos estáticos de tracción en pilotes de 0,20 m de diámetro. Estación MONTEVIDEO A - Ensayos Estáticos de Tracción Diámetro : 0.30m 10 Pilote 1 - 3 m
9
Pilote 2 - 3 m Pilote 1 - 4 m Pilote 2 - 4 m
8
Pilote 1 - 5 m Pilote 2 - 5 m
Desplazamiento [mm]
7 6 5 4 3 2 1 0 0
50
100
150
200
250
300
350 Carga [kN]
Gráfico 3.2. Ensayos estáticos de tracción en pilotes de 0,30 m de diámetro y hormigón no compactado. 5
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3.2.2 Comentarios sobre los ensayos de carga de tracción Teniendo en cuenta los resultados obtenidos en las dos etapas realizadas, se puede realizar un análisis conjunto de todos los ensayos, revisando los distintos parámetros definidos: - máximo desplazamiento vertical elástico δel (mm) - coeficiente de proporcionalidad elástica K (kN/mm) - desplazamiento vertical a la rotura δrot (mm) Máximo desplazamiento vertical elástico δ el (mm) De los 15 ensayos rápidos realizados en la 1ª y 2ª etapas de proyecto, no se definen comportamientos claros de la magnitud del desplazamiento vertical de la cabeza del pilote en la fase de comportamiento lineal, observándose una independencia del diámetro, longitud y grado de compactación de los mismos. Considerándolo como variable aleatoria, con los datos disponibles, se determina un valor promedio de δel de 0.80 mm, un desvío estándar de 0.5 mm y por consiguiente un coeficiente de variación CV de 0.62. Los valores extremos observados son de 0.11 y 1.8 mm. Coeficiente de proporcionalidad elástica K (kN/mm) Sobre un total de 15 ensayos rápidos, realizados en pilotes de 0.20 y 0.30 m de diámetro y distintas longitudes, se observa que el coeficiente de proporcionalidad elástica no tiene un comportamiento definido en función de los demás parámetros y se comporta más bien como una variable aleatoria de valor medio 150 kN/mm, desvío estándar 66 kN/mm y coeficiente de variación CV 0.42. Los valores extremos observados fueron de 78 y 278 kN/mm. K (kN/mm) 300
Coef. de proporcionalidad K
200 100 0 0
1
2
3 4 5 longitud del pilote L (m)
6
7
Gráfico 3.3. Coeficiente de proporcionalidad elástica K & longitud de pilote. Desplazamiento vertical a la rotura δ rot (mm) De los 15 ensayos rápidos realizados en la 1ª y 2ª etapas de proyecto, no se definen comportamientos claros de la magnitud del desplazamiento vertical total de la cabeza del pilote en el momento de la rotura, observándose una independencia del diámetro, longitud y grado de compactación de los mismos. Considerándolo como variable aleatoria, con los datos disponibles, se determina un valor promedio de δrot de 5.3 mm, un desvío estándar de 1.7 mm y por consiguiente un coeficiente de variación CV de 0.32. Los valores extremos observados son de 3.2 y 8.9 mm. 6
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3.3 Ensayos lentos de pilotes sometidos a tracción Los ensayos a tracción realizados en las dos etapas ejecutadas de esta investigación han sido ensayos rápidos. Esta elección ha sido suficientemente justificada en el primer informe, y se basa fundamentalmente en que las principales solicitaciones que pueden significar esfuerzos de tracción en estos casos son debidas al viento, es decir de tipo transitorio y de corta duración. De todas formas reviste especial interés el saber los resultados que se obtendrían si se tratara de solicitaciones de larga duración o permanentes, en particular para saber que tan representativos son los ensayos rápidos en este suelo para este tipo de solicitaciones. Por estas razones se realizaron dos ensayos lentos en pilotes de 3 y 4 metros de longitud y 0.30 m de diámetro. 3.3.1 Resultados de ensayos Los resultados de los ensayos lentos se presentan a continuación. Cuadro 3.3 Resultados de los ensayos lentos a tracción para pilotes de 0.30 m de diámetro con hormigón no compactado de 3.00 y 4.00 m de longitud. Longitud (m)
Qu (Kn)
Qres (kN)
Qel (kN)
3.00
176
-
150
4.00
247 250
-
179 180
R2
δ el (mm)
δ rot (mm)
Qad máx (kN)
122
0.97
1.34
5.70
88
286 222
0.92 0.99
0.74 0.86
7.94 3.39
123
K (kN/mm)
3.3.2Comentarios sobre los ensayos lentos de tracción El comportamiento de los pilotes sometidos a ensayos de carga lentos fue similar al de los ensayos rápidos realizados en el presente trabajo. Las gráficas carga-desplazamiento obtenidas en los ensayos rápidos y lentos tuvieron el mismo andamiento. Las cargas últimas de rotura en los ensayos lentos resultaron menores a las de los ensayos rápidos en un 9 a 14%. Por lo tanto, puede decirse que en este tipo de suelo, los ensayos rápidos de tracción son una razonable aproximación de los ensayos lentos, quienes representan sin dudas mejor el comportamiento de los pilotes para solicitaciones de larga duración o permanentes. Hay que tener en cuenta, sin embargo, la reducción de aproximadamente 12% en las cargas últimas de rotura si se consideran para el dimensionado. A continuación se presentan las gráficas correspondientes a las comparaciones entre ambos ensayos.
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Estación MONTEVIDEO A -
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Φ = 0.30m - L = 4.00m
Ensayos Estáticos de Carga
10
9 Ensayo lento 8
Qu=247
Ensayo rápido
Desplazamiento [mm]
7
6
5
Qu=272
4
3
2
1
0 0
50
100
150
200
250 Carga [kN]
300
Gráfico 3.4. Comparación de ensayo estático rápido y lento en pilote de 0.30 m de diámetro y 4 m de longitud. Estación MONTEVIDEO A -
Φ = 0.30m - L = 3.00m
Ensayos Estáticos de Carga
10
9
Qu=205
Ensayo lento 8
Ensayo rápido
Desplazamiento [mm]
7
Qu=176
6
5 4
3 2 1
0 0
50
100
150
200
250 Carga [kN]
300
Gráfico 3.5 Comparación de ensayo estático rápido y lento en pilote de 0.30 m de diámetro y 3 m de longitud. 8
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4 Cálculo teórico de la resistencia a tracción 4.1 Métodos de Previsión de Capacidad de Carga de Pilotes Excavados Se procuró estudiar varias de las fórmulas de previsión de carga encontradas en la literatura y aplicarlas a los pilotes de estudio, comparando resultados experimentales y teóricos. 4.2 Resultados obtenidos Las previsiones de capacidad de carga, utilizando los distintos métodos de la literatura fueron en este caso realizadas para pilotes verticales no compactados de 3.00, 4.00 y 5.00 m de longitud, de dos diámetros distintos, 0.20 m y 0.30 m. 4.2.1 Pilotes de 3.00 m La información geotécnica para los métodos de previsión de carga se resume a continuación: SPT CPT Prof [m] N fs [kPa] 0.0 0.5 10 100 1.0 10 350 1.5 11 300 2.0 13 220 2.5 8 150 3.0 11 120 Los valores de capacidad de carga obtenidos, se resumen en la tabla siguiente. Se toma Nmedio = 11. El fs medio del CPT es de 207 kPa. La capacidad de carga medida en los ensayos rápidos fue de 13.3 t o 133 kN para los pilotes de 0.20 m de diámetro, y de 20.7 t o 207 kN para los pilotes de 0.30 m de diámetro. Referencia Diámetro Capacidad de carga % Capacidad de carga (m) calculada (kN) calculada/medida POULOS &DAVIS MEYERHOFF (1956) MILITITSKY & ALVES CHANG & BROMS AOKI & VELLOSO (1975) DÉCOURT & QUARESMA (1978) P.P.C. VELLOSO (1981) P.P.C. VELLOSO, Tirantes (1980) Cilindro de rozamiento Arcilla Normalmente Consolidada Cilindro de rozamiento Arcilla Sobreconsolidada (OCR = 10)
0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3
45 67 21 31 51 76 41 62 52 78 78 116 89 133 58 87 103 154 108 161
9
34 32 16 15 38 38 31 30 39 38 59 56 67 64 87 84 77 74 81 78
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4.2.2 Pilotes de 4.00 m La información geotécnica para aplicar los métodos de previsión de carga se resume a continuación: SPT Prof [m] 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0
N
CPT fs [kPa]
10 10 11 13 8 11 15 15
100 350 300 220 150 120 170 150
Los valores de capacidad de carga obtenidos, se resumen en la tabla siguiente. Se toma para ello un Nmedio = 12. El fs medio del CPT es de 195 kPa. La capacidad de carga medida en los ensayos rápidos fue de 20.8 t o 208 kN para los pilotes de 0.20 m de diámetro, y de 27.3 t o 273 kN para los pilotes de 0.30m de diámetro. Referencia POULOS &DAVIS MEYERHOFF (1956) MILITITSKY & ALVES CHANG & BROMS AOKI & VELLOSO (1975) DÉCOURT & QUARESMA (1978) P.P.C. VELLOSO (1981) P.P.C. VELLOSO, Tirantes (1980) Cilindro de rozamiento Arcilla Normalmente Consolidada Cilindro de rozamiento Arcilla Sobreconsolidada (OCR = 10)
diámetro (m)
Capacidad de carga calculada (kN)
% Capacidad de carga calculada/medida
0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3
65 97 30 45 74 111 60 90 72 108 113 170 123 184 84 127 143 214 151 227
31 36 14 16 36 41 29 33 35 52 54 62 59 67 81 93 69 78 73 83
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4.2.3 Pilotes de 5.00 m La información geotécnica para aplicar los métodos de previsión de carga se resume a continuación:
Prof [m] 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0
SPT N
CPT fs [kPa]
10 10 11 13 8 11 15 15 17 19
100 350 300 220 150 120 170 150 150 150
Los valores de capacidad de carga obtenidos se resumen en la tabla siguiente. Se toma para ello un Nmedio = 13. El fs medio del CPT es de 186 kPa. La capacidad de carga medida en los ensayos rápidos fue de 26.7 t o 267 kN para los pilotes de 0.20 m de diámetro, y de 31.4 t o 314 kN para los pilotes de 0.30 m de diámetro Referencia POULOS &DAVIS MEYERHOFF (1956) MILITITSKY & ALVES CHANG & BROMS AOKI & VELLOSO (1975) DÉCOURT & QUARESMA (1978) P.P.C. VELLOSO (1981) P.P.C. VELLOSO, Tirantes (1980) Cilindro de rozamiento Arcilla Normalmente Consolidada Cilindro de rozamiento Arcilla Sobreconsolidada (OCR = 10)
diámetro (m)
Capacidad de carga calculada (kN)
% Capacidad de carga calculada/medida
0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3 0,2 0,3
88 132 41 61 100 150 82 123 91 137 155 232 156 234 114 172 185 278 196 298
33 42 15 19 37 48 31 39 34 44 58 74 58 75 86 109 69 89 94 120
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4.3 Búsqueda de una fórmula alternativa para las arcillas de la formación Libertad-Dolores 4.3.1 Método del cilindro de rozamiento Suponiendo un suelo con una tensión rasante promedio Su a lo largo del fuste, se puede calcular mediante un retroanálisis cual sería la tensión rasante en cada ensayo. Se ha trabajado, con los ensayos de la segunda etapa y se han incluido los de la primera etapa, como se explica en 4.3.2, con diámetros efectivos que incluyen el efecto de la compactación. Cuadro 4.1. Valores de Su de acuerdo a los distintos ensayos Diám (m) 0,20 0,20 0,20 0,30 0,30 0,30
Long (m) 3,00 4,00 5,00 3,00 4,00 5,00
As (m2) 1,885 2,513 3,142 2,827 3,770 4,712
Qu (kN) 133 208 268 205 273 311
Su (kN/m2) 70,6 82,8 85,1 72,5 72,4 65,9
0,20 0,20 0,20
3,30 4,80 6,30
2,073 3,016 3,958
168 240 318
81,0 79,6 80,3
0,24 0,24 0,24 0,22 0,22 0,22
3,30 4,80 6,30 3,30 4,80 6,30
2,488 3,619 4,750 2,281 3,318 4,354
215 290 393 188 267 358
86,4 80,1 82,7 82,4 80,5 82,2
Como puede verse en el cuadro, la hipótesis de un Su constante, no es irreal pues los valores obtenidos están entre 65.9 kN/m2 y 86.4 kN/m2, con un promedio de 79,0 kN/m2, una desviación estándar de 5,9 kN/m2 y un coeficiente de variación de 7,4 %. Sin embargo, los mismos serían incompatibles con los ensayos de compresión triaxial que dieron un valor del ángulo de fricción interna del orden de 28º, lo cual introduciría un componente que depende de la profundidad. Los valores de Qu representados en función del área lateral del pilote están prácticamente alineados con un coeficiente de correlación de 0.91, como puede verse en el gráfico siguiente. Determinación de la adherencia suelo-pilote Método del cilindro de rozamiento
500
Qu = 78,37 x As R2 = 0,91
Qu (kN)
400 300 200 100 0 0
1
2
3
As (m2)
4
5
Gráfico 4.1. Carga última & área de fuste del pilote. 12
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4.3.2 Correlación con el SPT Se intentó buscar una fórmula de regresión, en base a los resultados obtenidos que permitiera relacionar la carga última del pilote (Qu) con el SPT promedio (Ns) y el área perimetral de contacto suelo-pilote (As). De acuerdo con los resultados obtenidos en la 1ª etapa, se tienen dos gráficas extremas para el caso de pilotes verticales y el caso de pilotes inclinados 20º. De acuerdo con la interpretación de los resultados de esta primera etapa, la única causa encontrada para justificar la diferencia existente entre los coeficientes encontrados era la diferencia de compactación debida a la pérdida de energía potencial (del orden del 6%) y la causada por la fricción pesa-barras de la armadura. En el Gráfico 4.2 pueden verse graficados los valores obtenidos y la recta de regresión que pasa por el origen que más se aproxima Relación Qu-Ns en pilotes verticales
Relación Qu-Ns, pilotes inclinados 20º 1a Etapa - pilotes compactados
500
500
400
400 Qu = 7,05 As x Ns
300
Qu (kN)
Qu (kN)
1a Etapa - pilotes compactados
R2 = 0,85 200
100
Qu = 5,72 As x Ns
300
R2 = 0,88 200
100
0
0 0
20
40
60
80
0
20
40
As x Ns
60
80
As x Ns
Gráfico 4.2. Resistencia última de los pilotes en función de la resistencia SPT promedio (Ns) y el área de contacto suelo pilote (As) Obviamente estas ecuaciones fueron obtenidas con tan solo 3 ensayos cada una y la aproximación del comportamiento por una recta de regresión es muy aproximado y requiere de más información. De todas formas, puede apreciarse que los coeficientes de correlación son más que aceptables en los dos casos y sus valores son prácticamente iguales. Los ensayos de la segunda etapa pueden también representarse en forma análoga, como puede verse en el Cuadro 4.2 y el Gráfico 4.3. Cuadro 4.2 Resultados de los ensayos 2ª Etapa: carga última. Diám (m) 0,20 0,20 0,20 0,30 0,30 0,30
Long (m) 3,00 4,00 5,00 3,00 4,00 5,00
As (m2) 1,885 2,513 3,142 2,827 3,770 4,712
NSPT 11 12 13 11 12 13
As*Ns 20,735 30,159 40,841 31,102 45,239 61,261
Qu (kN) 133 208 268 205 273 311
En este caso, se trabajó con diámetros diferentes y en el caso de los pilotes de 0.30 m de diámetro se observa que el coeficiente de correlación baja sensiblemente, mientras que en el caso de los pilotes de 0.20 m sucede todo lo contrario. 13
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Relación Qu-Ns en pilotes de D = 0.2 m
Relación Qu-Ns en pilotes de D = 0.3 m
2a Etapa - no compactados
2a Etapa - no compactados
500
500
400
400 Qu = 6,64 As x Ns
300
2
R = 0,99 200
100
Qu (kN)
Qu (kN)
X X I X
Qu = 5,58 As x Ns 300
2
R = 0,58 200 100
0
0 0
20
40
60
As x Ns
80
0
20
40
As x Ns
60
80
Gráfico 4.3. Resistencia última de los pilotes en función de la resistencia SPT promedio (Ns) y el área de contacto suelo pilote (As), 2ª Etapa. Trabajando con los seis ensayos juntos, se observa que el ensayo del pilote de 5.0 m de longitud y de 0.30 m de diámetro es quien distorsiona los valores. Sin embargo, cabe realizar las siguientes consideraciones: - al tomar estos 6 ensayos juntos, el coeficiente de proporcionalidad es 5.90 y un R2 de 0.78, bastante acordes con los valores encontrados para los pilotes inclinados 20º y compactados de la 1ª etapa; - el valor obtenido en este último ensayo es real y ante la dificultad de realizar un número importante de ensayos deberían tenerse razones más contundentes para descartar un resultado; - el resultado en cuestión da una Qu menor de la esperada, por lo que en todo caso estaríamos haciendo una modelización con valores por defecto. Por estas razones se optó por conservar como válido el resultado de este ensayo. Considerando estos resultados, y buscando establecer una formulación general, nos vemos llevados a tratar de contemplar la totalidad de los ensayos de la 1ª y 2ª etapas. Para ello, se realizaron las siguientes hipótesis de trabajo: - el aumento de resistencia Qu debido a la compactació n del hormigón se expresa en términos de aumento del diámetro efectivo del pilote. - el diámetro efectivo de los pilotes inclinados 20º es igual al de proyecto D = 0.20 m. - el diámetro efectivo de los pilotes no compactados coincide con el de proyecto, D = 0.20 y 0.30 m. - para determinar el diámetro efectivo de los pilotes compactados inclinados 0º y 10º , se buscó la recta de regresión de forma que su coeficiente estuviera dentro de los valores de los coeficientes de los pilotes no compactados (5.90) y los compactados, inclinados 20º (5.72). Con estas hipótesis se estimaron los diámetros efectivos para pilotes compactados inclinados 0º y 10º, siendo de 0.24 y 0.22 respectivamente. De esta forma puede confeccionarse el Cuadro 4.3. 14
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Cuadro 4.3 Resultados de los ensayos 1ª y 2ª Etapa: carga última. Pilote tipo Vertical s/comp. Vertical s/comp. Vertical s/comp. Vertical s/comp. Vertical s/comp. Vertical s/comp. Inclinado 20º comp. Inclinado 20º comp. Inclinado 20º comp. Inclinado 10º comp. Inclinado 10º comp. Inclinado 10º comp. Vertical comp. Vertical comp. Vertical comp.
Diám (m) 0,20 0,20 0,20 0,30 0,30 0,30 0,20 0,20 0,20 0,22 0,22 0,22 0,24 0,24 0,24
Long (m) 3,00 4,00 5,00 3,00 4,00 5,00 3,30 4,80 6,30 3,30 4,80 6,30 3,30 4,80 6,30
NSPT 11 12 13 11 12 13 12 13 15 12 13 15 12 13 15
As (m2) 1,885 2,513 3,142 2,827 3,770 4,712 2,073 3,016 3,958 2,281 3,318 4,354 2,488 3,619 4,750
As*Ns 20,735 30,159 40,841 31,102 45,239 61,261 24,881 39,207 59,376 27,370 43,128 65,314 29,858 47,049 71,251
Qu (kN) 133 208 268 205 273 311 168 240 318 188 267 358 215 290 393
Relación Qu - NS resultados de la 1a y 2a Etapas (15 ensayos) 500 400 Qu (kN)
Qu = 5,84 Ns x As 2
300
R = 0,86
200 100 0 0
20
40 As x N S (m2)
60
80
Gráfico 4.4 Resistencia última de los pilotes en función de la resistencia SPT promedio (Ns) y el área de contacto suelo pilote (As), 1ª y 2ª Etapa. Como puede verse, en el Gráfico 4.4 se tiene la ecuación general: Qu = 5.84 As Ns Donde
con un R2 = 0.86
Ns = N(SPT) promedio en el fuste As = área lateral del pilote en m2 Qu = carga de rotura o carga última en kN
15
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4.4 Comentarios sobre la aplicación de métodos de previsión de capacidad de carga La aplicación de varios de los distintos métodos teóricos de previsión de carga última de los pilotes en tracción muestran que para el caso de la Formación Libertad-Dolores éstos son algo conservadores, tal cual fue comprobado en la etapa anterior. En este caso, al proponernos representar los pilotes compactados con pilotes fictos excavados y sin compactar, expresando el efecto de la compactación por un aumento de diámetro efectivo, las fórmulas aplicadas en la primera etapa resultan algo más ajustadas. Para los pilotes no compactados de la segunda etapa, el método de P.P.C. Velloso es de los más ajustados, con valores del orden de 74% de la carga obtenida en los ensayos lentos de tracción. Luego, la aplicación de la fórmula de Décourt y Quaresma y la fórmula del método Dieste son aquellas que tienen un andamiento algo satisfactorio. Sin embargo, la aplicación de las fórmulas de P.P.C. Velloso (tirantes), Milititsky y Alvez, Poulos y Davis, Chang y Broms y Meyerhoff, resultan en este caso alejadas de los resultados experimentales, eso sí, todas ellas del lado de la seguridad. El cálculo de la capacidad de los pilotes mediante el método del cilindro de rozamiento tiene sin dudas un alto interés, sobre todo teniendo en cuenta el tipo de rotura observado en todos los pilotes, en que no se producía un levantamiento del suelo circundante, sino que se observaban fisuras radiales y un desprendimiento del contacto suelo-pilote eliminando la interfase entre ambos materiales. La aplicación de dicho método con solo tres ensayos triaxiales realizados nos parece algo audaz. Por otra parte, su aplicación mediante retroanálisis nos lleva a una evaluación del Su prácticamente constante con la profundidad, que debería verificarse con ensayos directos. Finalmente llegamos a la aplicación de una fórmula local para el tipo de suelos estudiados, que no debe extrapolarse a otro suelo que la formación Libertad-Dolores, que es la que relaciona el NSPT con la carga última. Esta fórmula tiene varias razones para ser la propuesta como más adecuada para la previsión de capacidad de carga en tracción en suelos del tipo mencionado en nuestro país: -
El SPT es el ensayo más común en nuestro país para determinar el poder soporte de un suelo. Si bien tiene sus imperfecciones, es simple y claro y cuenta con una extensa bibliografía internacional de respaldo.
-
Los resultados son sorprendentemente buenos, y los coeficientes de correlación muy aceptables.
-
La fórmula obtenida es muy sencilla y clara, contribuyendo a explicar el efecto de la compactación y la inclinación de los pilotes.
Finalmente, con los resultados de la segunda etapa, se ha confeccionado el siguiente gráfico comparativo entre los métodos de previsión. Al haber tomado como referencia el ensayo de SPT, se ha “normalizado” la Qu estimada por las distintas fórmulas y la Qu de los ensayos, dividiéndolas por el factor As Ns. Esto hace que en los valores de predicción de fórmulas por SPT, los valores de Qu/AsNs estimada sean constantes (Poulos y Davis, Milititsky y Alvez, Meyerhof, Décourt y Quaresma, Chang y Broms). En el caso de las fórmulas no ligadas directamente al SPT (cilindro de rozamiento, Aoki Velloso, P.P.C. Velloso), si bien los valores de Qu/AsNs estimada no son constantes, se observa una muy escasa variación de los mismos. La fórmula de predicción utilizada por la empresa Dieste y Montañez no tiene ningún parámetro que distinga el tipo de suelo, los valores de Qu/AsNs normalizados tienen un comportamiento errático. Este resultado es razonable pues dicha fórmula de predicción si bien tiene en cuenta el As, al no tomar en consideración las propiedades del suelo, no tiene relación directa con el N del SPT. 16
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Método SPT Cilindro Roz.
10,00
Sobrecons. Cilindro Roz. Norm. Cons. P.P.C. Velloso
8,00
Método SPT
Décourt &
Cil. Roz. (Sobreconsolid.)
Quaresma
6,00
Qu est./ As/Ns
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Cil. Roz. (Norm. Consolid.) P.P.C. Velloso Decourt & Quaresma Método Dieste
4,00
P.P.C. Velloso (tirantes) Milititsky & Alves Aoki & Velloso 2,00
Poulos & Davis Chang & Broms Meyerhof Qmed=Qest
0,93 0,91 0,86 0,74 0,68
Método Dieste
0,57
P.P.C. Velloso Tirantes Milititsky & Alves Aoki & Velloso Poulos & Davis Chang & Broms Meyerhof
0,51 0,44 0,43 0,39 0,36 0,18
0,00 0,00
2,00
4,00
6,00
8,00
10,00
Qu/As/Ns
Gráfico 4.5 Comparación entre las distintas fórmulas de previsión de carg a aplicadas a pilotes en tracción en suelos de las formaciones Libertad-Dolores. Finalmente, podemos pues establecer el cuadro comparativo entre los distintos métodos de previsión de cargas últimas de tracción en suelos de las formaciones Libertad-Dolores, presentado a la derecha del gráfico, donde se expresa el valor medio de los cocientes entre las Qu estimadas por los distintos métodos con los valores reales en ensayos de carga lentos de tracción.
5 Conclusiones Generales El desarrollo del presente trabajo, ha pretendido responder a las siguientes interrogantes: ¿Cuál es la validez de los ensayos rápidos para estimar el comportamiento bajo cargas permanentes? ¿Cuál es la influencia de la compactación del hormigón en la capacidad de carga de los pilotes?. En particular, ¿qué influencia tiene la compactación del hormigón en pilotes inclinados?. ¿Qué es más efectivo para absorber cargas horizontales: construir pilotes inclinados o pilotes verticales con armadura suficiente para resistir cargas horizontales?. ¿Existe en la literatura algún método de determinación de capacidad de carga que se adecue al tipo de pilotes y al tipo de cargas estudiados en estos suelos? En las líneas siguientes se sintetizan las respuestas que se han desarrollado a lo largo de este trabajo. 17
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Ensayos lentos - ensayos rápidos Las distintas fórmulas de cálculo de capacidad de carga encontradas en la literatura, se refieren a ensayos estáticos lentos, se ha trabajado, sin embargo, tal cual se ha explicado en el informe de la 1ª etapa, con ensayos estáticos rápidos. Para compararlos correctamente con las fórmulas de previsión de capacidad de carga es necesario que se apliquen coeficientes correctivos, reduciendo en un 12 % el valor de carga última obtenido en ensayos rápidos. Resulta muy importante resaltar que en los 6 ensayos realizados en la segunda etapa, el período de linealidad de la carga en los ensayos rápidos coincide prácticamente con el de los ensayos lentos. Esto conduce a que mientras las cargas de ensayo estén dentro del período lineal es lo mismo trabajar con ensayos lentos o rápidos. En los ensayos rápidos el cociente Qu/Qel, tiene un valor medio de 1.70 y un desvío estándar de 0.20. Puesto que en los ensayos lentos el valor de Qel se conserva y Qu es menor que en los rápidos (12 %), resulta que el cociente Qu/Qel es de 1.5 con un desvío de 0.18. Si consideramos, para la determinación de la carga admisible permanente un factor de seguridad 2, resulta que si nos mantenemos en el intervalo de cargas inferior a 1.5 Qad, el pilote trabaja en la etapa lineal. Dicho de otra forma, se puede estimar la carga última Qu = 2 Qad del ensayo lento, a partir del ensayo de carga rápido realizado con una magnificación de 1.5 sobre la carga de servicio, si se comprueba que con esta carga máxima de ensayo se está en el campo lineal. Esta conclusión permite trabajar en el campo con ensayos rápidos en pilotes que no precisan ser llevados a la rotura, en la etapa lineal y por lo tanto pueden ser luego puestos en servicio. Compactación del hormigón Según los ensayos realizados en las dos etapas, la compactación del hormigón es una variable de relevancia para determinar la carga última, el efecto de la misma es un ensanche del diámetro real del pilote y un aumento en la contribución de la adherencia suelo-pilote a la resistencia del pilote, cuyos efectos resultan difíciles de disociar. Sin embargo, se ha podido estimar el efecto conjunto, como un aumento ficto de diámetro, en lo que hemos denominado diámetro efectivo. De esta forma, hemos llegado, a determinar que para el método de compactación empleado por la empresa Dieste y Montañez, el diámetro efectivo de los pilotes verticales compactados puede ser estimado en 0.24 m, es decir un 20 % mayor al diámetro de diseño. Dado que hemos confirmado que la carga última del pilote sometido a tracción es directamente proporcional al diámetro efectivo del pilote, resulta obvio decir que la carga última de tracción de los pilotes compactados es un 20 % mayor que la de los pilotes no compactados. Inclinación de los pilotes – pilotes verticales sometidos a cargas horizontales La inclinación de los pilotes, como se ha demostrado puede ser considerada como una reducción en la compactación del hormigón, como una reducción en el diámetro efectivo del pilote y como una pérdida de la carga última en tracción. En el caso estudiado, para un pilote compactado inclinado 20º, se comprobó que la pérdida de capacidad era del orden del 20 %, prácticamente equivalente a no compactar el hormigón del pilote. Para 20º, la capacidad teórica para absorber la carga horizontal es de 0.34 veces la carga axial (sen20º = 0.34) y de 0.94 (cos20º = 0.94) para la carga vertical. Ello significa que si no se tuvieran 18
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pérdidas de energía en la compactación, en los pilotes inclinados, estos tendrían la capacidad de absorber hasta un 94 % de la carga última axial. Los ensayos de pilotes de 0.30 cm de diámetro, armados para soportar esfuerzos horizontales, muestran que éstos soportan una carga última horizontal con un comportamiento lineal hasta 10 t. En el caso de pilotes de 5.0 m de longitud, los desplazamientos correspondientes de la cabeza del pilote son del orden de los 5.0 cm y la inclinación de casi 3º. Para una fuerza horizontal de tan solo 2.5 toneladas, el desplazamiento de la base de la cabeza del pilote es superior a 1 cm y el ángulo de 0.5 º. Por razones de espacio, éstos ensayos no se han presentado en el presente artículo. De acuerdo con estos resultados, en las arcillas de las formaciones Libertad-Dolores, es conveniente colocar pilotes inclinados, pero no lo es compactar el hormigón por los métodos tradicionales pues las pérdidas de energía de compactación son muy altas y crecientes con la inclinación de los pilotes. La construcción de pilotes verticales armados para soportar esfuerzos horizontales significa que los mismos estarán sujetos a desplazamientos no tolerables para la mayoría de las estructuras, por lo que esta alternativa salvo casos excepcionales, no sería recomendable. Fórmula local para las arcillas de las Formaciones Libertad-Dolores en base al NSPT promedio Qu = 5.8 As Ns Qad = 2.9 As Ns
para cargas rápidas de tracción (cargas accidentales como viento, etc.) para cargas rápidas de tracción
Qu = 5 As Ns Qad = 2.5 As Ns
para cargas lentas de tracción (cargas permanentes) para cargas lentas de tracción
Donde
Ns = N(SPT) promedio en el fuste As = área lateral del fuste del pilote en m2 Qu = carga de rotura o carga última en kN
Últimas reflexiones El aporte de esta investigación al conocimiento de la naturaleza de los suelos de la Formaciones Libertad-Dolores que cubren una amplia zona del sur de nuestro país se sustenta en la propuesta de una fórmula sencilla y práctica para el cálculo de fundaciones. Esta fórmula se basa en el ensayo SPT, de amplia difusión internacional y especialmente en nuestro país, siendo prácticamente el único ensayo localmente utilizado. Dicho ensayo ha sufrido duras críticas cuando se lo ha pretendido usar indistintamente en varios tipos de suelos. Por ello, la gran mayoría de las fórmulas que se basan en el SPT quedan muy por debajo de las resistencias constatadas en nuestros ensayos: al ser una envolvente de distintos tipos de suelos deben de ser conservadoras en casos particulares. En cuanto a la investigación, se ha cerrado una primera etapa, quedando como retos para el futuro: - El estudio del comportamiento cíclico, en estados de carga y descarga: compresión y tracción. - Establecer una fórmula similar para el comportamiento en compresión con los estudios en pilotes sometidos a carga de compresión (Proyecto Fintec 019/F, BID-CONICYT) en este mismo tipo de suelos y con pilotes compactados y no compactados de 0.20 m de diámetro. -Instrumentar uno o más pilotes para determinar la transferencia de cargas en el fuste. 19
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20
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