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FUNDACIONES PROFUNDAS Transmisión de cargas Teorías de Capacidad de Carga Asentamientos Asentamientos y Factor de Seguridad

Transmisión de Cargas El curso solo se enfocará a elementos de fundación sometidos a carga estática axial de compresión. En Fundaciones Superficiales la carga se transmite por compresión del suelo inmediatamente inferior, pudiéndose dividir en tres componentes que aportan a la capacidad resistente:

Q = Qc + Qq + Q

Q

N.T.

En Fundaciones Profundas la carga se transmite por fricción lateral del fuste y por compresión del suelo en su base:

Q = QF + QB donde QP es un término similar al indicado para Superficiales.

Pilote

D

B

D > 2B

De ensayos de carga de pilotes aislados se obtienen curvas cargaasentamiento del tipo: Zona “elástica” Sin def. permanentes en descarga

Q N.T.

Carga Qf  (Q)

QF p

)

Recarga (

ot n ei m at n e s A

D

Descarga

p

- Def.

permanente Qf  - Carga de falla

QB

No es posible separar los efectos de fuste ( QF) y base (QB) en la capacidad portante. Ambas colaboraciones no son simultaneas y necesitan distintos niveles de deformación para movilizarse.

Pruebas de carga en pilotes perforados con fuste y base instrumentados. Arcilla sobre consolidada de Londres (Burland & Cooke, 1974) Pilote excavado de fuste recto

Pilote excavado con base ensanchada

FS =2

m at n e s A

ot n ei

FS =2

m at n e s A

Pilotes largos (esbeltos)

ot n ei

Pilotes cortos

• La resistencia del fuste se desarrolla rápidamente y casi linealmente con el asentamiento. En general es completamente movilizada para un asentamiento del orden de 0,5% del diámetro. Para mayores asentamientos se mantiene constante o disminuye. El tipo de pilote, hincado o perforado, tiene mucha influencia. • La resistencia de base no moviliza hasta alcanzar un asentamiento de entre 10% y 20% del diámetro de la base. La curva carga-asentamiento es fuertemente no lineal. Elemento esbelto - Al aumentar la carga se produce un desplazamiento del pilote hacia abajo y una deformación por  compresión del propio elemento estructural. El movimiento relativo suelo-pilote moviliza las fuerzas resistentes tangenciales sobre la superficie lateral (AF). Al aumentar la carga se comienzan a movilizar zonas más profundas del fuste, transfiriéndose más carga a través del mismo. Al alcanzarse la base (AB), grandes desplazamientos, comienza la transferencia por  compresión. Elemento rígido - La carga moviliza las fuerzas resistentes por  compresión desde el comienzo, transfiriéndose principalmente a la base.

Teorías de Capacidad de Carga La carga que produce la falla, carga última, de un elemento de fundación profunda es:

Qu = QF + QB Qu = f su . AF + qbu . AB

En general:

Resistencia última por fricción lateral Factor de Seguridad Global: Factores de Seguridad Parcial:

Resistencia última por  compresión (de Base)

Qadm = Qu / F.S. Q adm

=

f su .A F (F.S.) F

+

q bu .A B (F.S.) B

donde (F.S.) F y (F.S.)B son elegidos según el comportamiento del elemento de fundación o a partir de Normativas.

El enfoque teórico del estudio de la capacidad de carga es necesariamente simplificado debido a la variedad y variabilidad de los parámetros y las propiedades de las partes del elemento de fundación. Otros enfoques, aplicables a la práctica: Semi-Empírico – Fórmulas o modelos elásticos ( Cat. 3) Correlaciones con ensayos de campo (penetración y presiométricos) (Cat. 2)

ENFOQUE

Empírico – Si suelo conocido y homogéneo “Diseño por Experiencia”; Fórmulas o modelos dinámicos (de hinca) (Cat. 1) Ensayos de Carga – Los resultados de este tipo de ensayos se utilizan para: - determinación de parámetros (Indirecto) - determinación de capacidad de carga (directo)

En general : el éxito del método de análisis y diseño ( Categoría 2 –

Poulos, 2000) está en la determinación y elección de los principales parámetros.

SUELOS GRANULARES Resistencia de Base (qbu ): En general:

c=0

0

qbu = c. Nc + q´v. Nq + ½. .B. N – Suelo friccional

Comportamiento drenado

Entonces:

Estrictamente depende del estado tensional y no de la tensión vertical (q´v).

Pequeño comparado con Nq ( 32cm

Nq = Nφ . e π .tg φ de Fundaciones Superficiales

Si B 5.

Hincados

Perforados

45

Tomlinson (1969): Plantea gráficamente una relación válida para pilotes hincados, tal que su profundidad (D) sea al menos cinco veces el diámetro (B). B

D ~4B ~B Se debe garantizar una profundidad de empotramiento mínimo para que se movilice la resistencia de punta. Angulo de fricción ( º)

Resistencia por Fricción Lateral (f su ): En general para suelos estratificados:

QF = f su . AF =

∑ p.∆L i . f sui i

donde p es el perímetro, ∆ Li es la longitud del tramo y f sui es la fricción lateral movilizada en el tramo. B

En general, asumiendo la falla según Mohrτ  f   = c + σ ´h . tan φ  Coulomb: Entonces:

Li

f sui

 f   su

= a + ( Ks.q´v ). tan δ 

donde a es la adhesión (a=0 para suelos granulares), Ks es el coeficiente de empuje (depende del tipo de pilote y de compacidad relativa de la arena), q´v es la tensión vertical efectiva media y es el ángulo de rozamiento suelo-pilote.

Para suelos granulares:

 f   su

= ( Ks.q´v ). tan δ 

Broms (1965b) propone, para pilotes hincados, los siguientes valores de Ks según el material del pilote y la compacidad relativa de la arena: Material del Pilote Compacidad Relativa Suelta Densa Acero Hormigón Madera Para pilotes hincados,

0,5 1,0 1,5 se encuentra entre 2/3.

1,0 2,0 3,0 y 3/4.

Vargas (1999) propone K s= 0,7 para pilotes perforados.

A profundidades de entre 10 y 20 diámetros se alcanza el valor  máximo de resistencia a la fricción lateral.

SUELOS ARCILLOSOS SATURADOS Resistencia de Base (qbu ): En general:

0

qbu = c. Nc + q´v. Nq + ½. .B. N Similar al peso del pilote

En suelos arcillosos saturados la resistencia a largo plazo es en general siempre mayor a la resistencia a corto plazo (en condiciones no drenadas). Entonces

qbu = Su. Nc +

.D

donde Su es la resistencia no drenada del suelo de la base, determinada a partir de ensayos inconfinados sobre muestras de tubo de pared delgada. Skempton (1966) propone para pilotes perforados: Nc= 9.w donde w es 0,8 para B < 1m y 0,74 para B > 1m.

Resistencia por Fricción Lateral (f su ): En general para suelos estratificados:

QF =

. Su*. AF

donde

a=

. Su*

siendo el coeficiente de adhesión y Su* la resistencia al corte no drenada media de los suelos del fuste del pilote. Skempton (1966) propone α = 0,45 para pilotes perforados. O´Neil & Reese (1972) proponen para pilotes perforados 0,762     moldeados en sitio: α  = 0,65.1 −  .θ 

 

con θ

θ

=1

= 0,6

 D

 

si se utiliza bentonita o encamisado si no se utiliza revestimiento

METODOS EMPÍRICOS Y SEMIEMPÍRICOS A partir de los resultados de ensayos de campo se puede determinar  directamente la capacidad de carga última de un pilote a partir de formulaciones de base semi-empírica. Aoki & Velloso (1975) proponen la siguiente expresión:

Qu =  A B

 K  ⋅ N  B  F 1

+  P ∑

α  ⋅ K  ⋅ N m  F 2

∆L

donde AB es el área de la base en m 2; p es el perímetro del fuste; ∆ L es el espesor de la capa considerada en m; F 1 y F2 son coeficientes que tienen en cuenta el tipo de pilote; N B es el valor del N SPT en la base; Nm es el valor medio del N SPT en cada ∆ L; K y α son coeficientes que tienen en cuenta el tipo de suelo. Los coeficientes propuestos por estos autores se encuentran en Tablas y Ábacos.

En Uruguay: A partir de la comparación de resultados de ensayos de penetración estándar (SPT) con ensayos de carga, a tracción y compresión, realizados en pilotes perforados de pequeño diámetro, Gutiérrez (2000) llega a la siguiente formula, de aplicación local, para la determinación de la carga última bajo esfuerzos de tracción o compresión:

Qu

= 5,85.N F .A F + 79,28.N B .A B

donde AB es el área de la base en m 2; AF es el área lateral del fuste en m2; NB es el valor del N SPT en la base y N F es el valor medio del NSPT en la longitud del pilote. El suelo del campo experimental, ubicado en una zona topográficamente alta, es relativamente homogéneo y se corresponde con materiales agrupados en la Fm. Libertad. Dicho suelo presenta un nivel freático poco variable y profundo (entre 5 y 7m), cerca de la interfase con los materiales del basamento cristalino gneisico, y clasifican como CL en superficie y CH en profundidad.

GRUPO DE PILOTES Unidos por un “cabezal rígido”, se transmite la carga total de un pilar a un grupo de pilotes instalados con un espaciamiento seguro y/o económico.

Superposición de efectos: - Menor incidencia del tipo de instalación de c/pilote - Mayor tamaño del elemento de fundación (mayor bulbo de tensiones) - La carga última de un elemento aislado es mayor que la carga última del mismo elemento pero en un grupo - Mayor nivel de asentamientos que para elementos aislados

El análisis y diseño de un grupo de pilotes se debe tener  en cuenta: - Espaciamiento – constructiva y económicamente convenientes. Rigidez relativa del “cabezal” - Capacidad Portante – Verificación de la capacidad a la falla del grupo (carga última de grupo) - Asentamientos – Verificación de los niveles de asentamiento del grupo bajo cargas admisibles (cargas de trabajo)

Espaciamiento Este parámetro geométrico definirá la eficiencia de un pilote aislado dentro del grupo. Se intenta minimizar la influencia de un pilote del grupo respecto a otro cercano. Teng (1962) plantea las siguientes separaciones mínimas: Separación mínima Pilote apoyado en estrato firme Pilote apoyado en roca firme Pilote a fricción

2 a 2,5.B o 75 cm 2.B o 60 cm 3 a 5.B o 100 cm

Capacidad Portante Terzaghi & Peck (1948) parten de las siguientes hipótesis: cabezal perfectamente rígido (igual asentamiento de cada pilote del grupo) y que el suelo dentro del área del grupo se comporte como bloque (similar a la cuña – zona I - bajo fundaciones superficiales). Entonces, visualizando al grupo como un único pilote de gran diámetro, la capacidad última se determina a partir de la teoría. Si el suelo es arcilloso saturado y el cabezal es rectangular (BxL): Q ug

= Su .N c .B.L + 2.D.(B + L).Su

Cabezal rígido

*

D

Su*

donde Nc es el definido por Skempton para fundaciones superficiales.

El F.S. mínimo recomendado es 3.

Su

Feld (1943) plantea que la capacidad de carga última de un pilote dentro del grupo se reduce 1/16 por cada pilote adyacente. Suponiendo adyacente a un pilote cuyo espaciamiento sea menor o igual al mínimo recomendado. Entonces:

Qupg

 n = Qupa .1 −   16 

donde Qupg es la capacidad de un pilote aislado dentro del grupo, Qupa es la capacidad de un pilote aislado y n es el número de pilotes adyacentes. Q ug = (Q upg ) i La capacidad total del grupo será: i

∑

Asentamientos Verificación del nivel de asentamiento del grupo bajo cargas de trabajo. Gran número de análisis Categoría 3 basados fundamentalmente en la teoría de la elasticidad.

ASENTAMIENTOS ADMISIBLES Valores límites de distorsión angular- (  /L) Edificios de hormigón armado y muros portantes de mampostería (Institution of Structural Engineers, Londres 1989)

Skempton y Mc Donald (1956)

Meyerhof  (1956)

Polshin y Tokar  (1957)

Bjerrum (1963)

Daños estructurales

1/150

1/250

1/200

1/150

Fisuras en paredes

1/300

1/500

1/500

1/500

L

Relación entre asentamiento máximo, asentamiento diferencial máximo y distorsión angular máxima (Bjerrum, 1963 según Lambe & Whitman, 1969) )

m( o mi x á m to n ei m at n e s A

m

Suelos granulares )

m m( o mi x á m to n ei m at n e s A

Asentamiento diferencial máximo (mm)

Suelos arcillosos

Asentamiento diferencial máximo (mm)

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS Aoki, N. & Velloso, D., (1975), An aproximate method to estimate the bearing capacity of piles, V P.C.S.M.F.E., Buenos Aires Broms, B.B., (1965b), Methods of calculating the ultimate bearing capacity of piles: a summary , Sols-soils, Vol.5, Nº 18-19, pp. 21-32 Burland, J.B. & Cooke, R.W., (1974), The design of bored piles in stiff clays , Ground Engineering, Vol.7, Nº4, pp. 28-35 Caquot, A. & Kerisel, J., (1966), Traité de mécanique des sols, 4ª Ed., Editores Gauthier-Villars, Paris, 506 pag. Feld, J., (1943), Discussion: Timber friction pile foundations , Trans. ASCE, 108, pp. 143-144 Gutiérrez, A., (2000), Ensayos de pilotes excavados de pequeño diámetro en suelos finos de las formaciones Libertad-Dolores, Resumen de trabajo en www.fing.edu.uy/iet/ Lambe, T.W. & Whitman, R.V., (1969), Soil Mechanics, Ed. Jhon Wiley and Sons, 553 pag. Meyerhof, G., (1976), Bearing capacity and settlement of pile foundations . 11ª Terzaghi Lecture, ASCE, Poulos, H.G., (2000), Foundation settlement analysis – Practice versus Research , 8ª Buchanan Lecture, College Station Hilton, USA Simons, N.E. & Menzies, B., (1977),  A short course in foundation engineering, Ed. Surrey Press, UK Skempton, A.W., (1966), Summing-up, Procc. Symposium on large bored piles, I.C.E., Londres, pp. 155-157 Terzaghi, K. & Peck, R., (1948), Soil mechanics in engineering practice, Ed. John Wiley, New York, 729 p. Teng, W.C., (1962), Foundation Design, Ed. Prentice Hall, Nueva Jersey Tomlinson, M.J., (1969), Foundation design and construction, Pitman Publishing, 2ª edición, 785 pag.