Comportamiento y diseño de cimentaciones profundas en la Ciudad de México

M E X I C O
COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE
CIMENTACIONES PROFUNDAS EN LA
CIUDAD DE MÉXICO
ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL
DR. MANUEL JESÚS MENDOZA LÓPEZ
Septiembre 20, 2007
México, D. F.

COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE CIMENTACIONES PROFUNDAS EN LA CIUDAD DE MÉXICO
ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL II
CONTENIDO
RESUMEN EJECUTIVO
1. INTRODUCCIÓN
1.1 Aspectos generales
1.2 Objetivos y alcance
1.3 Enfoque
2. ANTECEDENTES HISTÓRICOS
3. TIPOS Y COMPORTAMIENTO DE CIMENTACIONES EN LA CIUDAD DE MÉXICO
4. COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE PILOTES DE FRICCIÓN EN
CIMENTACIONES MIXTAS
4.1 Criterios de diseño
4.2 Sobre el comportamiento de una cimentación mixta instrumentada
4.2.1 Breve descripción de la cimentación instrumentada
4.2.2 ¿Qué carga toman los pilotes, y qué presión la losa?
4.2.3 ¿Qué resistencia cortante se desarrolla en el fuste de los pilotes?
4.2.4 ¿Cómo evolucionó la presión de poro bajo la cimentación?
4.2.5 ¿Cuánto se ha asentado la cimentación?
4.2.6 ¿Cómo reaccionan los pilotes ante sismos de mediana intensidad?
4.2.7 ¿…y qué sucede en el contacto losa-suelo durante sismos?
4.2.8 ¿…y cómo evolucionan las cargas sobre los pilotes y el esfuerzo en
el contacto losa-suelo, después de sismos de mediana intensidad?
4.2.9 ¿…y cómo varía la presión de poro durante sismos?
4.2.10 Algunas observaciones sobre la interacción dinámica suelo-
cimentación-superestructura
4.3 Capacidad de carga de pilotes de fricción
4.4 Discusión sobre el factor de adherencia, α
4.5 Consideraciones acerca de la respuesta de pilotes ante cargas dinámicas
5. COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE PILAS COLADAS EN EL LUGAR
5.1 Criterios de diseño en México
5.1.1 Contribución de la punta
5.1.2 Contribución del fuste
5.2 Criterios internacionales de diseño
5.3 Pruebas de carga en pilas de cimentación
5.3.1 Enfoque y objetivos
5.3.2 Descripción geotécnica del sitio San Antonio
5.3.3 Arreglo de las pilas de prueba y de reacción
5.3.4 Pruebas bajo carga axial
5.3.5 Pruebas bajo carga lateral
6. SOBRE LAS SOLUCIONES NOVEDOSAS DE CIMENTACIÓN
7. CONCLUSIONES
AGRADECIMIENTOS
BIBLIOGRAFÍA Y REFERENCIAS
ANEXO A. ENFOQUES DE DISEÑO DE PILOTES DE FRICCIÓN
ANEXO B. MÉTODOS DE DISEÑO DE PILOTES DE FRICCIÓN
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ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL III
RESUMEN EJECUTIVO
Se describe en este trabajo la problemática que enfrenta el análisis, diseño y
construcción de cimentaciones en la ciudad de México, reconociendo que sus depósitos
de gran espesor de arcillas lacustres muy compresibles y de baja resistencia al
esfuerzo cortante, juegan el papel protagónico. Sin embargo, no sólo por estas
propiedades mecánicas son difíciles las condiciones que enfrentan las cimentaciones en
el valle de México; a ellas se suman los efectos del hundimiento regional debido a la
sobreexplotación de los acuíferos, y las intensas y frecuentes sacudidas que imponen
los sismos generados por el fenómeno de subducción en el Pacífico, principalmente. Se
reconoce que los sismos imponen la condición más crítica a la estabilidad de las
cimentaciones y edificaciones, como lo mostró la naturaleza en septiembre de 1985.
Las cimentaciones que más daños acusaron en esa ocasión fueron los de tipo mixto,
formados por cajón y pilotes de fricción; enormes asentamientos, fuertes desplomos e
incluso total volcamiento, fueron manifestaciones claras de diseños inadecuados, en los
que se perdieron los criterios iniciales sanos. No obstante, también debe reconocerse
que se tenían lagunas en el conocimiento acerca de su comportamiento, principal-
mente por la falta de comprobación experimental entre lo previsto teóricamente y lo
observado en cimentaciones reales. Como un caso que aporta información valiosa al
respecto, se expone y discute en este trabajo el comportamiento a corto y a largo
plazos, así como durante eventos sísmicos, de una cimentación mixta desplantada en
un sitio arcilloso muy blando de la Zona del Lago. Se trata del apoyo No. 6 del puente
Impulsora, que cruza la estación del mismo nombre de la Línea B del Metro. Se han
monitoreado instrumentalmente desde hace poco más de diez años variables internas
tales como la carga sobre los pilotes, la presión en el contacto losa-suelo, las presiones
de poro bajo la cimentación, y sus aceleraciones. No sólo se han medido estas
variables durante la construcción y operación, sino durante el transcurso mismo de
sismos; se cuenta con el registro de los once sismos de mayor intensidad en ese lapso.
Lo anterior se complementa con las aceleraciones medidas en la superficie del terreno
y a 60 m de profundidad en el campo libre cercano, así como en trabes del puente.
Hasta donde ha podido conocer el autor, este es el primer programa en el mundo de
monitoreo geotécnico y acelerográfico en cimentaciones con pilotes de fricción.
Los registros instrumentales dan información confiable acerca de las interacciones que
ocurren entre los componentes del sistema suelo-cimentación-estructura, bajo carga
sostenida y sísmica. Entre ellos, la transferencia de cargas a lo largo del fuste de los
pilotes y la importante contribución de su punta a la capacidad de carga; la resistencia
cortante desarrollada en su fuste resulta menor que la resistencia no drenada original
del suelo; se estima que esto debería ser considerado en las futuras revisiones de las
NTC-Cimentaciones del Reglamento de Construcciones para el D. F. Los resultados
indican que los pilotes de fricción son el soporte básico de las cargas sostenidas y que
la losa lo hace en mucho menor proporción, aunque juega un rol significativo durante
eventos sísmicos. En efecto, ante acciones sísmicas de mediana intensidad, suceden
mecanismos de transferencia de carga de los pilotes a la losa, cuando se reduce la
adherencia-fricción en su fuste y se degrada su capacidad de soporte. Los cambios
dinámicos de la presión de poro por la acción sísmica son pequeños y totalmente
transitorios, sin desarrollar presión residual. Es creencia generalizada que la presencia
de una cimentación piloteada modifica el contenido de frecuencias de los movimientos
en campo libre. Sin embargo, por lo menos en las direcciones horizontales, los
registros acelerográficos muestran con claridad que una cimentación como la estudiada
desplantada en un depósito de suelos blandos, mantiene un patrón de respuesta muy
similar al del campo libre. Esto indica que los pilotes siguen los movimientos
horizontales del subsuelo, y que consecuentemente la interacción dinámica horizontal

ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL IV
entre el conjunto pilotes-cajón y el suelo es despreciable. Por el contrario, este sistema
ofrece una restricción significativa a los movimientos verticales dinámicos del terreno,
por lo que la interacción dinámica en esa dirección es muy significativa.
Por otra parte, las incertidumbres que planteó el desempeño de las cimentaciones
desplantadas en la Zona del Lago después de los sismos de 1985, aunado al
comportamiento de éstas a largo plazo, caracterizado por los significativos
asentamientos totales y diferenciales, propició el desarrollo en la última década de las
zonas sin depósitos de arcilla blanda. Se ha generado una fuerte demanda de
cimentaciones profundas basadas en pilas coladas en el lugar en la Zona de Transición
y en la Zona de Lomas, poniéndose entonces a prueba nuestro conocimiento acerca de
su comportamiento. La construcción de los denominados Segundos Pisos brindó la
oportunidad de realizar pruebas de carga en pilas de cimentación del Distribuidor Vial
San Antonio, unas bajo carga axial, y otras sometidas a carga lateral. Fueron
ampliamente instrumentadas, por lo que las lecciones derivadas del análisis de sus
resultados dan pautas bien documentadas y probadas acerca de su comportamiento.
Se exponen aquí los resultados más relevantes, los que permiten revisar los enfoques
de diseño de pilas coladas in situ. Se demuestra que varios de los hechos
experimentales medidos no avalan algunas de las suposiciones aceptadas como válidas
en la ingeniería de cimentaciones de la ciudad, e incluso contradicen varios supuestos
que usualmente se asumen en el diseño de pilas en el valle de México. Los resultados
de las mediciones han puesto en evidencia, los mecanismos de transferencia de carga.
La aportación de la punta a la capacidad de carga es mínima, incluso para cargas
superiores a la de operación; destaca la muy alta carga resistida, aportada
fundamentalmente por fricción. En todo caso, la contribución de la punta es una
reserva de capacidad de carga si se aceptan asentamientos fuertes, toda vez que su
desarrollo requiere esos desplazamientos.
Desde luego, con sólo un caso-historia no puede llegarse a conclusiones generales. Es
necesario instrumentar la cimentación de edificios en la ciudad de México, así como
modificar el enfoque que actualmente prevalece aquí, y se acuda a las pruebas de
campo, tanto por lo que se refiere a la determinación de propiedades mecánicas, como
a pruebas directas de carga en pilotes y pilas. El autor estima que el mejoramiento de
la práctica de la ingeniería de cimentaciones en la capital, transita en un terreno en el
que las observaciones y mediciones en las obras deben compararse con las mejores
predicciones teóricas y en las que se involucre el modelado más cercano del
comportamiento de los geomateriales. Cuando sólo se avanza en ese modelado
analítico no se cierra el círculo virtuoso que permite mejorar nuestra disciplina.
También es cierto que las mediciones por si solas, sin análisis y sin un marco teórico
que permita contrastarlas, resultan superfluas y costosas; es indispensable plantear
una comparación entre lo bien medido y la mejor predicción. De tal análisis avanzamos
no sólo en el modelado teórico-numérico, sino también en técnicas de instrumentación
más precisas, confiables y económicas para medir las variables de estado de los
fenómenos físicos que están detrás de los comportamientos de las obras.
Por lo que se refiere a soluciones novedosas de cimentación el futuro es promisorio,
pero cabe proceder con cautela dadas las peculiaridades geotécnicas y ambientales de
nuestro medio; es deseable documentar sus comportamientos a fin de ir ganando la
indispensable experiencia para su selección, diseño y construcción.
Palabras clave: Pilotes de fricción, pilas de cimentación, ciudad de México, arcillas
blandas, sismos, hundimiento regional.

ESPECIALIDAD: INGENIERÍA CIVIL 1
1. INTRODUCCIÓN
1.1 Aspectos generales
Existen múltiples e incluso viejas descripciones de problemas relacionados con
cimentaciones de edificaciones en la ciudad de México, en virtud de que una gran
porción de su área urbana se asienta en la Zona del Lago, o Zona III, caracterizada por
suelos arcillosos muy compresibles y con baja resistencia al esfuerzo cortante;
geológicamente, éstos corresponden a materiales depositados en el Reciente en el
fondo de los lagos antiguos de Tenotchtitlan y Texcoco. A estas propiedades mecánicas
precarias se suman los efectos del asentamiento regional y del muy activo ambiente
sísmico que prevalece en la región. El fenómeno de subsidencia está asociado a la
reducción de las cargas piezométricas que ocurren en los acuíferos superficiales y
profundos, como resultado de la sobreexplotación de agua para consumo humano e
industrial. Las fuertes sacudidas sísmicas que sufre la capital del país son provocadas
predominantemente por el fenómeno de subducción que ocurre al penetrar la placa de
Cocos bajo la placa continental de Norteamérica, en la región costera del Pacífico.
Son dos aspectos principales en que globalmente podemos dividir la problemática que
enfrentan las cimentaciones en la Zona del Lago, como resultado de los suelos que ahí
se encuentran y de las perturbaciones externas a que están sometidas. Por una parte
se tienen los asentamientos o expansiones totales y diferenciales de las cimentaciones,
mismos que inciden en su funcionalidad, estética, y posibles problemas de estabilidad.
Es usual que los efectos de este problema se vayan acentuando a largo plazo, en
detrimento de las conducciones de todo tipo de las edificaciones, accesos y en general
de toda su operación.
El otro gran problema que enfrentan las cimentaciones de la ciudad de México es
durante sismos intensos, los que como se apreció con la ocurrencia del sismo de
Michoacán de 1985, imponen la condición más crítica durante su vida útil, al punto que
pueden sufrir asentamientos diferenciales y totales súbitos muy considerables, e
incluso su colapso total al provocar el volcamiento de edificaciones. Puede afirmarse
que precisamente esos sismos de 1985 son un verdadero parte-aguas en el
desempeño de las cimentaciones, ya que determinaron modificaciones sustanciales en
su análisis y diseño, así como en las regulaciones que imponen los reglamentos de
construcción. Propiciaron también cierta disposición y ánimo para escudriñar los
motivos que causaron los daños observados, aunque debe reconocerse que al cabo de
poco más de 20 años, desafortunadamente una y otro han ido a la baja.
1.2 Objetivos y alcance
El objetivo central de este ensayo es el de distinguir algunos trabajos geotécnicos que
se han llevado a cabo durante las últimas dos décadas, para enfrentar las dificultades
que imponen los suelos de la ciudad de México. Sin pretender ser exhaustivo se
analizan los tópicos geotécnicos que todavía mantienen incertidumbres y se revisan
suposiciones de diseño que parece conveniente reconsiderar. No se pretende ahondar
en los diversos procedimientos analíticos para predecir teóricamente el
comportamiento de cimentaciones ante acciones sísmicas, o la evolución de sus
asentamientos; se busca más bien un enfoque, en el que se precisen fenómenos
observados y hechos medidos, con una interpretación fenomenológica.
Como objetivos específicos, a) se expondrán diversos estudios efectuados acerca del
comportamiento y diseño de pilotes de fricción en cimentaciones mixtas en la Zona del

Lago, debido a que fueron las que acusaron los mayores daños durante los sismos de
1985. Se presentarán resultados obtenidos del monitoreo de una cimentación prototipo
instrumentada con aparatos sísmicos y geotécnicos; y, b) se abordará el
comportamiento y diseño de pilas de cimentación, ya que la construcción de inmuebles
en la ciudad de México se acentúa en los últimos años hacia el poniente, donde es muy
usual recurrir a este tipo de cimentación. En efecto, diversas obras de infraestructura
recientes en las Zonas de Transición y Lomas, tales como los denominados Segundos
Pisos, han permitido realizar algunos estudios que dan luz acerca de los mecanismos
de transferencia de carga que ocurren en cimientos profundos. Se expondrán los
resultados de pruebas de carga tanto axial como lateral sobre pilas coladas in situ,
mismas que fueron instrumentadas tanto a lo largo de su cuerpo como en su punta;
ello permitió dilucidar sin lugar a dudas acerca de las aportaciones de las resistencia
por fricción y por punta a las cargas aplicadas.
Finalmente, habrán de comentarse algunas tendencias actuales que se distinguen en la
ingeniería de cimentaciones de la capital del país y zonas vecinas. Entre ellas el uso de
inclusiones rígidas, micropilotes, geotextiles y georefuerzos.
1.3 Enfoque
Se han tenido avances significativos en el campo de la ingeniería geotécnica en las
últimas décadas. Sin duda, ingenieros e investigadores han realizado estudios teóricos,
observaciones y mediciones en campo, y determinaciones experimentales en el
laboratorio, mismos que han aumentado nuestra claridad en los patrones de
comportamiento de cimentaciones y estructuras térreas. Sin embargo, debe
enfatizarse que el ingeniero geotecnista enfrenta problemas en los que el conocimiento
de las propiedades de los materiales térreos es incompleto, la teoría disponible no
representa totalmente el comportamiento intrínsecamente complejo y/o que los
mecanismos que controlan la interacción con otras estructuras no son del todo
comprendidos. En todo caso, los desarrollos teóricos más elaborados requieren una
verificación; sus predicciones deben confrontarse con la realidad. El autor está
convencido de que el mejoramiento en la práctica de la ingeniería geotécnica transita
en un terreno en el que las observaciones y mediciones en las obras deben compararse
con las mejores predicciones teóricas y en las que se involucre el modelado más
cercano del comportamiento de los geomateriales. Cuando sólo se avanza en ese
modelado analítico no se cierra el círculo virtuoso que permite alcanzar estados más
elevados del conocimiento en nuestro quehacer geotécnico.
De hecho, un impulso muy claro que tuvo la ingeniería geotécnica fue a través del
método observacional puesto en práctica por Terzaghi, Peck y Marsal, entre otros
destacados ingenieros no sólo como un medio de investigación, sino para la
consecución de obras. De una situación incierta en mayor o menor medida, y con una
serie de hipótesis de trabajo acerca de cómo debería comportarse alguna cimentación
o estructura térrea, las mediciones en una obra durante su construcción han
comprobado su valor para dar respuestas sustentadas, y tomar decisiones oportunas
para concretar una obra.
También es cierto que las mediciones por si solas y sin un marco teórico que permita
contrastarlas, resultan superfluas y costosas; es indispensable plantear una
comparación entre lo bien medido y la mejor predicción. De tal análisis y contraste
avanzamos no sólo en el modelado teórico-numérico, sino también en técnicas de
instrumentación más precisas, confiables y económicas para medir las variables de
estado de los fenómenos físicos que están detrás de los comportamientos de las obras.

2. ANTECEDENTES HISTÓRICOS
Chichimecas provenientes del norte de la frontera mesoamericana fundaron la ciudad
de México Tenochtitlan en 1325, asentándose en sitios más bien inhóspitos de la
Cuenca de México. Los pobladores que ocupaban los lagos de Zumpango y Xaltocan
por el norte, el de Texcoco-Tenochtitlan en la porción central donde se ubicaría el
centro de la ciudad, y los lagos de Xochimilco y Chalco al sur impidieron que se
asentaran en sus riberas; no tuvieron más remedio que ocupar la zona lacustre
pantanosa. Se reconoce que ancestralmente vivían en las riberas de un lago llamado
Aztlán, por lo que ese medio no les fue ajeno, de tal forma que ahí se establecieron y
florecieron, consiguiendo un gran desarrollo artístico, técnico y bélico ya como cultura
Mexica. En pocas décadas incorporaron conocimientos de otros pueblos del altiplano y
construyeron un gran imperio, destacando las colosales construcciones térreas como el
dique de Nezahualcóyotl con 16 km de longitud, plataformas artificiales y el complejo
ceremonial de Tenochtitlan en el que sobresalía el Templo Mayor.
Así, al llegar los conquistadores españoles al valle de México en 1519, quedaron
maravillados por la majestuosidad de la ciudad (Fig. 1), de la que destacaban sus
amplias avenidas, casas y palacios, así como la conveniente red de canales que
permitían el fácil tránsito de chalupas y trajineras por la ciudad, calles de agua o
acequias como ellos les llamaron, o acalotes como localmente los conocían.
Los antiguos mexicanos reconocieron la problemática de cimentar sus obras en la
antigua Tenochtitlan. Como ejemplo, en la construcción del Templo Mayor con 36 m de
altura y ubicado en el corazón actual de la ciudad capital, se pusieron en práctica
procedimientos y conceptos geotécnicos que tienen vigencia en la actualidad (Fig. 2),
como son el mejoramiento masivo del terreno mediante el hincado de troncos (¿no
fueron acaso los precursores de las inclusiones rígidas?), la construcción de un relleno
para precargar el subsuelo y la construcción por etapas –seis en esta pirámide- (¿no
son acaso las opciones más económicas actualmente, si se dispone de tiempo?), el uso
de estacones (Fig. 3) para transferir la carga al subsuelo (¡ahora los conocemos como
Figura 1. Visión panorámica artística de la Gran Tenochtitlan

pilotes!. ¿o acaso son inclusiones?), y el empleo de tezontle como relleno ligero con el
objeto de reducir el peso de la pirámide (¡ahora también usamos poliestireno y otros
materiales sintéticos!). Salvando las dificultades que ofrecía el subsuelo, esta obra
magnífica de la que todavía tenemos vestigios, se conservó estable aunque con
asentamientos tan grandes como 6.5 m, hasta que fue arrasada por los conquistadores
para edificar sobre ellas diversas construcciones coloniales. Precisamente al
desarrollarse las edificaciones del gobierno y los templos religiosos de la Colonia,
muchas de ellas sobre las ruinas mismas de las construcciones mexicas, se genera en
el subsuelo una historia compleja de cargas y descargas así como zonas
precomprimidas, lo que da como resultado la variación inducida de las propiedades
mecánicas del subsuelo, y como consecuencia la aparición de asentamientos
diferenciales en esas y en las actuales construcciones del Centro Histórico de la ciudad.
Muchos de los actuales problemas geotécnicos que enfrentamos en la ciudad de México
pudieron haberse evitado, si hubiese prevalecido la idea de quienes opinaban que no
debía edificarse la capital de la Nueva España sobre las ruinas de la antigua
Tenochtitlan. El pensamiento y voluntad de Hernán Cortés se impuso.
Durante los tres siglos de la Colonia se fue realizando sistemáticamente la desecación
de las zonas anegadas, perdiendo terreno el agua hasta eliminar totalmente las
acequias, tornándose en la actualidad muchas de ellas en avenidas por donde circulan
modernos sistemas de transporte; de aquellos canales con trajineras sólo quedan los
de Xochimilco. Las construcciones dentro de la Traza Colonial, que comprende al
Centro actual de la capital, sufrieron las consecuencias de su desplante sobre los depó-
Figura 2. Visión artística de la construcción del Templo Mayor
(Original de Claudia de Teresa)

Figura 3. Evidencia de los estacones al pie del costado norte del Templo Mayor
sitos lacustres blandos. Al Portal de Agustinos situado en la vieja calle de Tlapaleros, lo
que hoy corresponde a la avenida 16 de Septiembre en el Centro, se le describe con
“…muchos de sus arcos hundidos por la insegura inestabilidad del subsuelo lodoso que
no soporta grandes pesos, mayormente y con más razón éste, que sustentaba dos
pisos altos, de elevadas techumbres”. Esta descripción explica claramente el efecto y la
causa primordial al sobrecargar las cimentaciones superficiales en la Zona del Lago. Al
crecer la ciudad en el siglo pasado, no fue extraño que se optara porque éste fuese
vertical, aumentando el número de pisos en sus construcciones, cayendo así a modos
naturales de vibrar de esas estructuras, similares a los de algunas porciones de la
Zona del Lago, donde se conjugan ciertos espesores de suelo blando, bajas rigideces
dinámicas y ciertas frecuencias dominantes de las ondas sísmicas. Ello determinó la
fuerte respuesta de edificios de moderada altura cimentados con un cajón de
cimentación y pilotes de fricción, ante la ocurrencia de sismos intensos.
En los lagos al oriente de la ciudad y a través del Proyecto Texcoco, propuesto en 1963
por el Dr. Nabor Carrillo, ex Rector de la UNAM, se ha desarrollado la infraestructura
hidráulica y geotécnica necesaria para contribuir al aprovechamiento integral de los
recursos hídricos de la Cuenca, conjurar el peligro de inundaciones y buscar formar un
área verde en el fondo desecado del lago de Texcoco. El asentamiento regional y las
inundaciones de la zona Centro de la ciudad en la primera mitad del siglo pasado,
exigieron dar una solución diferente a la salida de las aguas servidas de la ciudad que
se hacían por superficie mediante el Gran Canal del Desagüe; así se proyectó y
construyó el sistema del Drenaje Profundo, constituido por diversos túneles.
Recientemente se pretendió construir el Nuevo Aeropuerto de la ciudad de México en el
vaso del antiguo lago de Texcoco, sitio que si bien reúne muchos de los problemas
geotécnicos ya descritos, su cercanía a la ciudad, y su extenso espacio plano para
construir hasta tres pistas paralelas para operar llegadas y/o salidas simultáneas, lo
hacían (…lo hacen!) una solución única y una alternativa clara a la problemática que
enfrenta nuestro limitado aeropuerto actual con sólo una pista activa; los desarrollos
tecnológicos de la actualidad y las experiencias de los ingenieros geotecnistas
mexicanos, al igual que lo hicieron los chichimecas, seguramente tendrán soluciones
ad-hoc a aquellos retos geotécnicos para edificar esta magna obra de infraestructura
que requiere la capital del país.

3. TIPOS Y COMPORTAMIENTO DE CIMENTACIONES EN LA CIUDAD DE
MÉXICO
En la Fig. 4 se muestran los esquemas de los diversos tipos de cimentación que se
emplean en la ciudad de México. De los cimientos superficiales de mampostería que
datan de hace varios siglos, al aumentar el peso y tamaño de los edificios de concreto
armado o acero, se pasó a las losas de cimentación de concreto reforzado, con las que
se transfiere la carga al suelo de apoyo a través de todo el área en planta de la
edificación. A fin de reducir la presión sobre el subsuelo, se introdujo después el
concepto de cimentación compensada, mediante el que parte, todo, o aun más del
peso del edificio (cimentación parcial, total y sobre-compensada, respectivamente) se
compensa con el peso del suelo excavado a fin de construir la estructura de la
cimentación; ésta es un cajón monolítico de concreto reforzado, rígidizado mediante
contratrabes peraltadas usualmente dispuestas ortogonalmente, con una losa en el
fondo que hace contacto con la superficie de desplante, y una losa tapa que cierra las
celdas huecas del cajón. La primera aplicación de esta idea en nuestra ciudad parece
deberse al ingeniero Miguel Ángel de Quevedo, quien en la primera década del siglo
pasado construyó una tienda departamental y un banco en el Centro con sótano a 4 m
de profundidad.
Zapatas Losa de cimentación
Losa
Contratrabe
P.B.
Cimentación compensada
Contratrabe
Muro del
cajón
Losa de
cimentación
Formación
Arcillosa
Superior
Cajón
Capa dura
Pilotes de punta penetrante
Capa dura
Pilotes entrelazados
Cajón
Puente Colchón
de maderaBarra
de acero
Capa dura
Losa de
cimentación
Formación
Arcillosa
Superior
Formación
Arcillosa
Superior
Pilote de control
Pilotes de punta
Capa dura
Columnas
Pilotes de fricción
Capa dura
Formación
Arcillosa
Superior
Cajón
Figura 4. Tipos de cimentación para casas y edificios de la ciudad de México

Cuando se requirió cimentar edificios de muchos pisos se optó entonces, como era y es
práctica usual en todo el mundo, por transferir su peso a estratos más competentes,
desplantándose entonces los pilotes de punta en la denominada Primera Capa Dura a
unos 30 m de profundidad. Pasado el tiempo y por el hundimiento regional del valle,
estas edificaciones exhibieron una emersión aparente respecto a la superficie del
terreno circundante, provocando problemas a las instalaciones del edificio y dañando
seriamente a las estructuras contiguas cimentadas por superficie, además de mostrar
una apariencia desagradable. Como alternativa a este tipo de cimentación surgió
(Zeevaert, 1957) la mixta compensada, constituida por un cajón de cimentación y
pilotes de fricción, la que mucho se usó en edificios de 6 a 15 pisos, aproximadamente;
en este caso, la punta de los pilotes no tocan un estrato duro, sino que éstos se
mantienen embebidos totalmente en los depósitos arcillosos blandos. También se ha
recurrido a este tipo de cimentación para los apoyos de los puentes vehiculares o las
líneas elevadas del Metro ubicadas en la Zona del Lago. Para este último caso, se ha
reportado que de 1967 a 1996 se construyeron 15 km de la red mediante la solución
elevada, soportada por una losa de cimentación y pilotes de fricción; y que de acuerdo
con el Programa Maestro del Metro habrán de construirse 300 km para el año 2020, de
los cuales por lo menos 50 km serán con una solución elevada. Ello llevará entonces a
construir más de un millar de apoyos que se resolverán muy probablemente con un
cajón de cimentación y pilotes de fricción.
Para la cimentación de edificios, surgieron alternativamente otras propuestas de
cimentación (tres de las cuales se muestran en la Fig. 4), desde luego algunas con más
aplicaciones que otras, las cuales en general pretenden aprovechar la relativamente
alta capacidad de los pilotes de punta, pero reduciendo los inconvenientes citados por
la emersión mediante mecanismos especiales de control; con ellos se adecuan los
desplazamientos del edificio a los movimientos de la superficie del terreno circundante.

4. COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE PILOTES DE FRICCIÓN EN
CIMENTACIONES MIXTAS
No fue sino después de 20 años que especialistas de otros países reconocieron las
virtudes de los sistemas de cimentación mixtos, como un medio eficiente de transferir
cargas estructurales al subsuelo (Burland, 1977), a menor costo (Hansbo, 1984), y
reduciendo tanto los asentamientos totales como los diferenciales. Los enfoques
previos despreciaban la contribución de la losa de cimentación, asignando toda la
capacidad de carga a los pilotes. Sin embargo, durante los eventos sísmicos del 19 y
20 de septiembre de 1985 se tuvo evidencia de la vulnerabilidad de las cimentaciones
mixtas con cajón y pilotes de fricción construidas en la ciudad de México. Usualmente
estas cimentaciones contaban con pilotes en número, longitudes, materiales y
secciones transversales muy diversas, hincados en la Formación Arcillosa Superior
(FAS), y con un cajón rígido de concreto reforzado desplantado a una profundidad de
entre 2 y 5 m. Los daños que más sufrieron las edificaciones sobre cimentaciones
mixtas fueron desde desplomos y asentamientos muy significativos, hasta el volteo
total, como es el caso del edificio mostrado en la Fig. 5. Investigaciones al respecto
pusieron en evidencia que el 13% de la totalidad de edificios de 5 a 15 pisos,
construidos en la parte central de la ciudad de México, tuvieron deficiencias atribuibles
directamente a su cimentación (Auvinet y Mendoza, 1986) la cual, en la gran mayoría
de las veces, estaba resuelta precisamente con pilotes de fricción. Dado el auge
constructivo de los 70´s y 80´s, había muchos usos, y también abusos, de
cimentaciones con pilotes de fricción. Lo que había surgido como una idea para reducir
asentamientos mediante la adición de pilotes de fricción a cimentaciones
compensadas, fue desvirtuándose hasta convertirlos en aportadores básicos de la
capacidad de carga del sistema de cimentación; y no obstante, manteniendo
consideraciones de diseño aplicables sólo al enfoque original.
Lo ocurrido aquí en 1985 puso de manifiesto las dificultades que se tienen que vencer
para analizar, diseñar y construir convenientemente estas cimentaciones mixtas en
condiciones combinadas de suelos muy blandos y zonas sísmicas, precisamente cuando
se desvirtúan los enfoques primarios de su concepción y se sobresimplifican los análisis
que estas cimentaciones demandan. Usualmente en la ingeniería práctica se adopta un
Figura 5. Colapso total por volteo de un edificio cimentado con cajón y pilotes de
fricción. Sismo de Michoacán, Septiembre 19 de 1985.
Tramo de
pilote
Cajón de
cimentació

enfoque empírico con reglas heurísticas, que se traducen a menudo en asentamientos
excesivos, e incluso en cimentaciones inseguras ante sismos. Sin duda, el porcentaje
tan alto de fallas en cimentaciones con pilotes de fricción durante los sismos de 1985,
denotaba una problemática. Se percibía incluso cierta desconfianza de la sociedad
mexicana hacia los ingenieros. Había desconcierto hasta en los propios ingenieros
geotecnistas de la ciudad; se escuchaban supuestas explicaciones, varias de ellas
confusas y sin sustento. Era evidente la necesidad de mejorar en la comprensión de su
comportamiento, primordialmente ante eventos sísmicos, con base en estudios
experimentales en cimentaciones prototipo, pruebas de carga y ensayes en el
laboratorio, así como en estudios analíticos que integraran esos resultados; en lo
subsiguiente se exponen algunos de estos estudios, enfatizando sus implicaciones.
4.1 Criterios de diseño
Las prácticas de diseño de cimentaciones con pilotes de fricción antes de los sismos de
1985 suponían la total compensación por el suelo excavado para la construcción del
cajón, y la adopción como capacidad de carga última del sistema a la suma de la
capacidad de carga de la losa y la de los pilotes, suponiéndolos trabajando por fricción
positiva a través de toda su longitud. Aun adoptando este criterio de diseño, los
análisis de diversos casos con comportamiento deficiente (Mendoza, 1989)
demostraron condiciones de inestabilidad, particularmente al considerar la combinación
de cargas estáticas y sísmicas, atendiendo a lo que señalaba el Reglamento de 1976
entones vigente. En algunos de los edificios analizados, y debido a su esbeltez, las
solicitaciones sísmicas sobre los pilotes se debieron esencialmente a su cabeceo
(rocking mode); este modo de vibración genera cargas cíclicas axiales sobre los
pilotes, acentuadas en los localizados en las esquinas y orillas de la cimentación. El
efecto combinado de mayores cargas y degradación de la resistencia en la interfaz
pilote-suelo, propició los fuertes asentamientos y en algunos casos su falla al vencerse
también la capacidad de carga de la losa por los incrementos en la presión de contacto
sobre la losa de fondo, la que mantenía de antemano presiones altas.
Después de los sismos de 1985, varios profesionales descalificaron globalmente a los
pilotes de fricción, sin distinguir bajo qué condiciones habían sucedido los casos de
desempeño deficiente; su comportamiento no era cabalmente comprendido. Sin duda,
los sismos impusieron condiciones extremas con las que se evidenciaron las
limitaciones de algunos diseños, en los que, bajo cargas estáticas, se aplicaban
esfuerzos cortantes muy altos en comparación con la resistencia del suelo. Con los
resultados de estudios que se comentan en el subinciso 4.2.6, estos comportamientos
deficientes se explican por la degradación de la capacidad de carga de los pilotes,
cuando al estar bajo carga sostenida cercana a su capacidad última estática, se
agregan acciones sísmicas altas.
Como resultado de las situaciones antes planteadas, en el RCDF de 1987 se adoptó un
criterio conservador para verificar su estabilidad. A partir de entonces, ya no se
permite sumar esas dos contribuciones. La norma fija que la capacidad de carga del
sistema será definida sólo por el valor más alto ya sea de la capacidad de la losa, sin
considerar la contribución de los pilotes; o bien, de la capacidad de carga de los
pilotes, ignorando la contribución de la losa. La versión 1987 del Reglamento adoptó
un factor de reducción de la resistencia más drástico que el antes aceptado; pasó de
FR = 0.7, a FR = 0.7(1 − s/2) , en donde el cociente s resulta de dividir la carga
sísmica máxima entre la carga total aplicada (incluyendo aquélla) para cada pilote; así,
el FR alcanzó valores entre 0.5 y 0.7. En la versión 1995 del Reglamento, se señala que

ese factor debía ser: FR = 0.7(1 - s/5) con lo que se aceptaba tácitamente que la
reducción impuesta después del sismo resultaba conservadora y que, como se
mencionó anteriormente, los problemas observados no eran propios del uso de los
pilotes de fricción en sí, sino del abuso de algunos de sus diseños. En el RCDF actual se
reconoce para todas las combinaciones de carga un factor FR = 0.7. Cabría reconocer a
través de un factor correctivo, la eventual ocurrencia de degradación en la respuesta
de los pilotes ante acciones sísmicas, en la medida que su carga sostenida esté más
cerca de su capacidad estática última. Nótese que el FR de 1987 y 1995, sólo era
función de las cargas aplicadas, sin relacionarlas con la capacidad última; o dicho de
otra forma, no se tomaba en cuenta el nivel de esfuerzos (sostenido+cíclico), en
relación con la resistencia no drenada.
Cabe aquí hacer algunas consideraciones acerca de los enfoques I y II indicados en el
Anexo A para el diseño de cimentaciones mixtas. Bajo condiciones sísmicas, cuando se
adopta el criterio de diseño I (diseño en término de capacidad de carga), se pierde la
fricción negativa al desarrollarse movimientos relativos entre el suelo y los pilotes;
prueba de ello es el asentamiento repentino de la masa de suelo relativamente
superficial adosada a edificios sobre pilotes de punta interactuando con la cimentación
y provocando, por ejemplo, sólo la destrucción de banquetas; al ocurrir un sismo y
generarse movimientos laterales diferenciales entre suelo y pilotes, éstos simplemente
“se sacuden” al suelo que se mantenía de ellos “colgado”.
Se estima que las fuerzas de arrastre no sólo se reducen en los diseños de pilotes de
fricción del tipo I, sino que ante la ocurrencia de un sismo, la fricción negativa se torna
positiva, al tender la cimentación a asentarse por los movimientos de cabeceo; por lo
observado en 1985, ese cambio parece que no conlleva asentamientos bruscos. Así,
este enfoque prácticamente asegura un sistema no degradable en lo referente a su
capacidad de carga. Con este tipo de diseño, no es posible tomar ventaja del efecto de
compensación, con excepción de la subpresión –si la hay-, ya que no puede asegurarse
un contacto efectivo entre la losa de cimentación y el subsuelo. Sin embargo, parece
poco probable que los pilotes tiendan a emerger a largo plazo, o que se separe la losa
del suelo, debido a la ausencia de consolidación entre el nivel neutro y la superficie del
terreno. No se conocen casos historia en la ciudad de México en los que se haya
documentado esa separación. Por el contrario, se han reportado casos (Marsal y
Mazari, 1969; ver Fig. XVII-43) de cimentaciones incluso sobre pilotes de punta (la
situación extrema donde el nivel neutro se ubica en la punta de los pilotes) en los que
la masa de suelo se mantuvo adherida a la losa de cimentación, aun cuando el edificio
tenía una emersión de aproximadamente 1.5 m.
Por lo que se refiere al diseño del tipo II (diseño en términos de asentamientos), la
cantidad y dimensiones de los pilotes son tales que su capacidad de carga es menor
que el peso del edificio, aun cuando se desarrolle fricción positiva en toda su longitud;
esto implica que la losa de cimentación trasmite al suelo necesariamente parte de ese
peso. Así, los pilotes trabajan al límite de su capacidad, restringiendo el desarrollo de
fricción negativa y asegurando el beneficio del efecto de compensación, aunque como
ya se discutió, la presión de compensación debe ser una fracción del esfuerzo total
previo. Sin embargo, es claro que cualquier incremento de esfuerzo, como el derivado
de las acciones sísmicas, debe ser tomado principalmente por el suelo que subyace la
losa de cimentación; tal incremento al subsuelo se sumaría a los esfuerzos que le
ejercen los pilotes. Estos argumentos apuntan a que el diseño tipo II podría no ser
recomendable en sitios con suelos arcillosos blandos, en los que ocurran sismos
intensos, excentricidades estáticas y fuertes momentos de volteo de edificaciones
esbeltas. Entonces, la magnitud de la presión de contacto bajo condición estática, para

el enfoque tipo II, juega un rol fundamental en el comportamiento del sistema. Los
casos de comportamiento deficiente de edificios con pilotes de fricción se distinguieron
por las altas presiones previas en el contacto losa-suelo.
4.2 Sobre el comportamiento de una cimentación mixta instrumentada
El estudio de un caso-historia está orientado a establecer la relación entre las causas y
los efectos del comportamiento, en este caso, de un sistema de cimentación tan
complejo como es el que incluye pilotes de fricción. Contrasta los factores y efectos
que determinan el comportamiento físico de una cimentación, mediante la medición
tanto de sus variables internas que lo determinan, como de las manifestaciones
resultantes. Su gran fortaleza reside en su total representatividad, aunque también
representa un gran reto su correcta interpretación. Ello se logra en la medida que para
la observación y el monitoreo de cimentaciones reales se disponga de instrumentos
geotécnicos y sísmicos suficientes y confiables, orientando su selección y acomodo, a
dar respuestas específicas acerca de las señaladas relaciones causa-efecto.
4.2.1 Breve descripción de la cimentación instrumentada
La cimentación instrumentada corresponde al Apoyo No. 6 del puente vehicular y
peatonal “Impulsora”, ubicado sobre Avenida de las Zapatas y que cruza la Avenida
Central, en Ciudad Nezahualcoyotl, Estado de México. Se trata del apoyo oriente del
tramo central que cubre el arroyo hacia Ecatepec de la Avenida Central. El puente
cruza la estación “Impulsora” de la Línea B del Metro capitalino, al nororiente del área
metropolitana de la ciudad de México y en la porción virgen de la Zona del Lago.
La cimentación está formada por un cajón reticular de forma romboidal con
dimensiones de 15 por 22 m, desplantado a 3 m de profundidad, Figs. 6 y 7,
contratrabes en ambas direcciones y losas de fondo y tapa. Cuenta con setenta y siete
pilotes cuadrados de 0.5 m por lado, también de concreto reforzado y precolados en
obra, los que se hincaron antes de excavar para alojar al cajón; se ubican bajo las
contratrabes y su punta alcanzó una profundidad de 30 m. Los pilotes trabajan
primordialmente por fricción, ya que están embebidos totalmente en la FAS, ubicando
su punta 3 m arriba de la denominada Primera Capa Dura (PCD). Los depósitos
arcillosos del sitio (w=303%, wL=336.6%, PI=245% y LI=0.865) son de consistencia
muy blanda, con valor medio de la resistencia no drenada de sólo 12.3 kPa (pruebas
triaxiales UU), y velocidad media de las ondas de cortante de 35.5 m/s, determinada
in-situ con la técnica de sonda suspendida, lo que determina el módulo cortante
dinámico medio G=1.48 MPa.
El caso que se describe aquí ha aportado información valiosa acerca del
comportamiento de una cimentación mixta constituida por un cajón de cimentación y
pilotes de fricción, ya que se han monitoreado desde la etapa de construcción (hace 12
años) las variables geotécnicas internas de la cimentación (Mendoza, 2004). Siete
pilotes de la cimentación contaban con una celda de carga eléctrica cerca de su
cabeza, y de su empotramiento en la contratrabe, como se señala en la Fig. 7; estas
celdas miden la carga a que están sometidos los pilotes instrumentados. En la interfaz
suelo-losa de cimentación se distribuyeron ocho celdas de presión, las que cuentan con
un transductor eléctrico que mide el esfuerzo vertical total en ese contacto. Así mismo,
se colocaron seis piezómetros eléctricos para medir la presión en el agua bajo la
cimentación a diferentes profundidades.

E
D
Eje del puente
C
Z
B
A
F
11a1111’ 11b 11c 12’ 12
P4
P14
P40
P39
P41
P64
P67
CP-4 CP-D
CP-2 CP-B CP-C
CP-A CP-1
CP-3
ZE-3
ZD-1
ZE-2 ZD-2
ZE-1
ZD-3
BM-2
BM-1
BM-3
S
N
440 425 425 425 425
2140
160
160
160
160
160
160
160
160
160
480
480
480
Ecatepec
Centro de la ciudad de MéxicoLosa de aproximación
N
Acelerógrafo triaxial en la caseta de registro
Pilote con cuatro celdas de carga a diferentes profundidades
Celda de presión total en el contacto losa de cimentación-suelo
Pilote con celda de carga cerca de la cabeza
A 60 m
de distancia
del puente
Sistema acelerográfico de campo libre en superficie
Piezómetro a cierta profundidad en el subsuelo
Banco de asentamientos a profundidad
Referencia topográfica superficial
Acotaciones en cm
50
60
60
60
50
60
50 60 50 50 50 60
Caseta
de registro
Sistema acelerográfico de campo libre en pozo, a 60 m de
profundidad
Figura 6. Planta de la cimentación instrumentada
Las mediciones geotécnicas anteriores se complementaron con registradores digitales
que mantienen un arreglo esclavos-maestro con un acelerógrafo triaxial fijado a la losa
tapa del cajón de cimentación; éste les envía una señal cuando se rebasa cierto umbral
de aceleración, para que registren las variables geotécnicas justo cuando ocurre un
sismo. El sistema se completa con acelerómetros triaxiales tanto en las trabes del
puente, como en campo libre cercano (a 60 m de distancia de la cimentación); estos
últimos tanto en la superficie como a 60 m de profundidad en la misma vertical. Hasta
donde ha podido conocer el autor, este es el primer programa en el mundo que incluye
el monitoreo geosísmico en una cimentación mixta con pilotes de fricción.

Figura 7. Corte longitudinal de la cimentación y superestructura
4.2.2 ¿Qué carga toman los pilotes, y qué presión la losa?
En la Fig. 8 se muestra la evolución de las cargas medidas en los pilotes durante la
etapa de construcción y el inicio de la operación del puente. A partir de una precarga
de 60 kN a las celdas de carga, se distinguió un gran paralelismo entre la variación de
estas cargas y la de las cargas externas aplicadas. Si bien se distinguen cargas
diferentes en los pilotes, los extremos en dirección transversal (P4 y P64) reciben las
dos más altas cargas medidas, en tanto que los pilotes extremos en dirección
longitudinal, P39 y P41 en el eje del puente, soportan las dos más bajas cargas
medidas. Las actividades de construcción impusieron cargas crecientes sobre los
pilotes con diferencias significativas en los valores medidos en los diferentes pilotes.
Sin embargo, es de llamar la atención la reducción en las diferencias entre las cargas
conforme pasa el tiempo y ocurren asentamientos de la cimentación.
Con la integración de los contornos de igual esfuerzo vertical medido en el contacto
losa-suelo, y con el conocimiento de la carga total del Apoyo No. 6 debida a la
superestructura y a la cimentación, incluyendo el peso de los pilotes, pudo
establecerse que la losa de cimentación contribuye a soportar el 15% de la carga total,
al abrirse el puente al tráfico. La presión medida sobre esa interfaz representa el 70%
del esfuerzo vertical total existente al nivel del desplante del cajón, antes de la
excavación, y no el 100% como se considera usualmente en el diseño. Dicho 70% del
esfuerzo total, coincide con el criterio de Hansbo y Jendeby (1983), quienes estiman
que para arcillas normalmente consolidadas debe asumirse como contribución de la
17.0
Caseta
de registro
Trabe
de apoyo
Trab
centrTrabe central
oeste
APOYO No.6
3.0
BM-1
N.A.S.
Formación
Arcillosa
SuperiorFAS
Contratrabe
Losa de
cimentación
Celda de
presión
Celda
de carga
Pilote
instrumentado
Primera capa dura
NT 0.0
-30.0
-33.0
-35.0
Banco de
asentamientos
a profundidad
Imán
CP-4
P4
Pilotes de
sección
cuadrada
0.5x0.5
11 12
Ejes
de pozode superficie
Sistema acelerógrafico
de campo libre a 60 m
del apoyo del puente:
Caja de
interconexión
Nota: los cables de
ambos sistemas
acelerográficos
llegan a la caseta
de registro y ambos
se conectan un
registrador digital.
Ademe
de PVC
Torpedo donde
se alojan los
acelerómetros
y brújula
-60.0 -60.0
Ac
CP-4
ZD-3P4P
P4MI
P4MS
P4
CP-D
Arroyo vehicular
Acelerógrafo
en la trabe TA-16

Figura 8. Cargas actuantes cerca de la cabeza de los pilotes instrumentados
losa de cimentación no más del 70 al 80% del esfuerzo vertical total preexistente al
nivel del desplante.
4.2.3 ¿Qué resistencia cortante se desarrolla en el fuste de los pilotes?
La evolución de la resistencia cortante en el fuste de uno de los pilotes
instrumentados, al que se le integraron cuatro celdas de carga a lo largo de su cuerpo,
permitió conocer el mecanismo de transferencia de carga al subsuelo conforme avanzó
la construcción, Fig. 9. Al crecer las cargas actuantes por la cimentación y
superestructura, el pilote se desplaza hacia abajo en relación con el suelo circundante,
y desarrolla fricción positiva en toda su longitud. La variación de la carga con la
profundidad para el final de la construcción es prácticamente lineal, lo que implica, que
la resistencia cortante en el fuste de estos tramos sea prácticamente constante. Nótese
que la punta aporta bajo condición de fluencia aproximadamente el 20% de la
capacidad total. Esta contribución a la capacidad de carga no es despreciable, y no
parece justificado ignorarla. Mediciones realizadas por Reséndiz (1964) en una prueba
de carga de un pilote aislado muestran un aporte de la punta del orden del 22%.
Conociendo las fuerzas a lo largo del pilote a distancias perfectamente conocidas, y con
ello de su área lateral, es posible cuantificar la resistencia lateral que se desarrolla en
el fuste. La figura 10 muestra la variación de la resistencia cortante en los tres tercios
del fuste del pilote, conforme avanzó la construcción. En el tercio inferior se aprecia
cómo a mediados de noviembre de 1995 se generó cierta fricción negativa, pero que al
proseguir la carga se invierte el sentido, y en lo sucesivo sólo se desarrolló fricción
positiva. Para comparar, se incluyen con rectas horizontales los valores medios de la
resistencia no drenada inalterada de los suelos en los tres tercios. Al concluir la cons-

Carga en kN
Figura 9. Variación de las cargas a lo largo del pilote P4
Figura 10. Evolución de la resistencia cortante en el fuste del pilote P4,
durante la construcción
trucción, en los tercios superior e inferior del pilote, principalmente en este último, el
esfuerzo cortante que se desarrolla en el fuste resulta menor que sus respectivos
valores medios de resistencia no drenada original e intacta; sólo en el tercio medio del
pilote, el esfuerzo cortante en el fuste resulta incluso mayor que la resistencia no
drenada original del suelo. Estos hechos indican que en la interfaz pilote-suelo ocurre
una condición de fluencia, resultante de un asentamiento de varios decímetros, en la
que se pone en juego una adherencia-fricción menor que la resistencia no drenada
inalterada de los suelos arcillosos involucrados.

4.2.4 ¿Cómo evolucionó la presión de poro bajo la cimentación?
La evolución de la presión de poro medida durante la etapa inicial de construcción por
los piezómetros colocados en la FAS, se presenta en la Fig. 11. Se distingue con
claridad su aumento, como resultado de las fuertes distorsiones inducidas en el
subsuelo por el hincado de los pilotes; debe tenerse presente que al no practicarse
perforación previa, los pilotes generan un desplazamiento volumétrico de alrededor de
500 m3
. El incremento de la presión de poro por el hincado resulta máximo a
profundidades cercanas a la punta de los pilotes. El piezómetro ZD-3 ubicado a 27 m
de profundidad acusó un incremento que representa el 21% de la presión hidráulica
previa. Seguramente las presiones de poro cerca de los pilotes deben resultar mayores
que este porcentaje; en este caso, pilotes y piezómetros estaban 5 m distantes.
Figura 11. Desarrollo de presión de poro en la FAS debido al hincado de pilotes y
excavación, y su evolución durante los procesos subsecuentes de construcción
Dos aspectos llaman la atención: a) la rapidez con la que se disiparon los excesos de
presión de poro debidos al hincado, respecto a la condición inicial in situ, la que
parecería injustificada si sólo tomamos en cuenta la baja permeabilidad de las arcillas.
Sin embargo, es conocido que el asentamiento regional provocado por el bombeo, ha
dado origen a la aparición de fisuras y juntas en los depósitos arcillosos de la Zona del
Lago. Podría esperarse que las operaciones de hincado, particularmente cuando son
ejecutadas sin excavación previa, activen y ensanchen aquéllas, formando así un
entramado de fisuras interconectadas con los estratos permeables, propiciando la
rápida disipación de la presión de poro; y, b) que la presión de poro en las etapas
subsecuentes se haya mantenido prácticamente constante, a pesar del aumento de las
cargas que impuso el proceso constructivo. La velocidad de aplicación de tales cargas
no supera la velocidad de disipación de la presión de poro, aun cuando tal aplicación es
muy rápida, dado que se recurrió a elementos prefabricados.

4.2.5 ¿Cuánto se ha asentado la cimentación?
Los asentamientos sufridos por la cimentación se han monitoreado mediante
nivelaciones topográficas realizadas desde su construcción. A la fecha, la cimentación
en comento ha sufrido un asentamiento de poco más de 50 cm, con respecto a
referencias superficiales del terreno circundante cercano; esto es, un desplazamiento
ajeno al asentamiento regional.
Cabe hacer algunas consideraciones acerca de la fuente de tales asentamientos. Al no
ocurrir incrementos de presión de poro por las cargas externas aplicadas, como se
mencionó en el subinciso anterior, debe considerarse que la consolidación primaria
podría ocurrir mucho más rápido de lo que usualmente se considera, debido a la
presencia de esas discontinuidades que constituyen vías de drenaje para los bloques
arcillosos por ellas delimitados. A las deformaciones por consolidación primaria de esos
bloques, deben agregarse las debidas a procesos de consolidación secundaria que
ocurren de manera paralela, y que prosiguen al concluir el proceso primario; ello
enfatiza la ocurrencia significativa de asentamientos viscosos a largo plazo. Por otra
parte, fue posible establecer con base en nivelaciones topográficas que debido al sismo
de Tehuacán del 15 de junio de 1999, el sistema de cimentación se asentó 2 cm.
4.2.6 ¿Cómo reaccionan los pilotes ante sismos de mediana intensidad?
Cabe exponer ahora los comportamientos de los componentes de la cimentación
durante sismos de intensidad media, como los once eventos registrados que ha sufrido
esta cimentación a través de su vida útil; ello juzgado a partir de las mediciones de las
variables internas de la cimentación. Como ejemplos, se muestran aquí algunos
registros de tres sismos cuyas características se resumen en la Tabla 1. Los
cargagramas sobre dos pilotes registrados durante el sismo de la costa de Michoacán,
se muestran en la Fig. 12a. Se distingue que la amplitud máxima de la carga dinámica
fue de aproximadamente 25 kN sobre el pilote P41, lo que representa 4.7% de la carga
sostenida al inicio del sismo. No se registró ninguna degradación o disminución de la
capacidad de carga del pilote, apreciándose la transitoriedad del evento, retornando la
carga precisamente a la sostenida previa. Por lo que se refiere al pilote P4, la señal
que se registró se presenta en la Fig. 12b. Este pilote acusa una disminución de la
carga que soportaba al inicio del sismo; la carga de 546.4 kN que actuaba inicialmente,
se redujo a 441.5 kN. Así, la amplitud dinámica resultó de hasta 16.2% de la carga
sostenida previa; degradándose esta última en 19.2% al final del sismo. Nótese que se
trata de un pilote ubicado en el eje 11 de columnas, el cual está influenciado por el
peso de las vigas centrales del claro largo del puente, por lo que desde el inicio de su
construcción se han registrado ahí cargas mayores que en otras zonas del cajón.
Tabla 1. Sismos y aceleraciones máximas registradas en el cajón de cimentación
Coordenadas
epicentrales,
grados
Aceleraciones
máximas, gal
Sismo Fecha
Magnitud
y Dist.
Epic. km
Prof.
focal
km
Lat N Lng W Long Trans Vert
Costa de Michoacán 110197 7.3 y 451 17 18.09 102.86 30.91 12.83 0.88
Pto Escondido Oax. 300999 7.4 y 452 33 16.15 96.71 28.02 22.96 1.91
Costa de Colima 210103 7.6 y 632 15 18.22 104.60 28.21 25.59 0.95

Sismo en costa de Michoacán
500
510
520
530
540
550
560
570
Cargas,kN
PILOTE No 41C a)
11/ene/97, Me=7.3
350
400
450
500
550
600
0:00 0:15 0:30 0:45 1:00 1:15 1:30 1:45 2:00 2:15 2:30
Tiempo, minutos:segundos
Cargas,kN
PILOTE No 4, (media superior)
b)
Figura 12. Cargas sobre los pilotes P41 y P4, durante el sismo en la costa de
Michoacán, 11 de enero de 1997
La disminución en la capacidad de los pilotes para soportar cargas durante eventos
sísmicos se ha detectado desde luego en otros sismos, aunque se advierte que no es
un hecho sistemático en todos los pilotes y todos los sismos de intensidad similar.
Ejemplo de lo antes dicho, es el registro en el pilote P40 para el sismo de Puerto
Escondido, Oax., mostrado en la figura 13. La carga que sostenía antes del sismo era
de aproximadamente 550 kN, trasmitiendo tan sólo 412 kN al finalizar el sismo.
Representa la mayor reducción medida en la carga que transmite un pilote de la
cimentación durante un sismo; la degradación alcanzó un 25%.
Figura 13. Cargas sobre los pilotes P40, P4 y P67, durante el sismo de Pto. Escondido,
Oax., 30 de septiembre de 1999.
0
200
400
600
800
Carga,kN
Pilote40MS
b)
0 60 120 180 240 300
Tiempo, s

4.2.7 ¿…y qué sucede en el contacto losa-suelo durante sismos?
Con la disminución de las cargas que soportan los pilotes durante un sismo, ocurre un
muy interesante fenómeno de interacción dinámica en el sistema de cimentación, Fig.
14, ya que esa pérdida en la capacidad de soporte la asume la losa de cimentación.
Ello se distingue en el registro de la celda de presión en el contacto losa de
cimentación-suelo. Se aprecian variaciones cíclicas transitorias de esfuerzo normal
vertical en la celda CP1 cercana a una esquina, alcanzando amplitudes hasta de 2.51
kPa. Los registros acusan un gradual y cíclico aumento en la presión total conforme
ocurre el sismo, lo que debe considerarse como un fenómeno de transferencia de carga
de los pilotes hacia presiones mayores en la interfaz losa-suelo.
Figura 14. Historia de presiones en la interfaz losa de cimentación-suelo durante el
sismo de la costa de Michoacán, del 11 de enero de 1997
4.2.8 ¿…y cómo evolucionan las cargas sobre los pilotes y el esfuerzo en el contacto
losa-suelo, después de sismos de mediana intensidad?
La evolución postsísmica de las cargas sobre los pilotes y las presiones sobre la losa de
cimentación está caracterizada por la coparticipación e interacción entre estos dos
componentes de la cimentación, Figs. 15 y 16. Las mediciones con equipo portátil
antes y después del sismo de la costa de Michoacán, ratifican lo registrado automática-
mente. El 19 de diciembre de 1996 se realizó la medición más cercana previa al sismo,
y 48 horas después del mismo, se llevó a cabo otra. Se advierte que mientras sucede
una disminución en las cargas soportadas por todos los pilotes debido al sismo, se
aprecia un ligero incremento en la reacción de la losa. Destaca también la recuperación
de la carga soportada por el pilote P4, ya que de 441.5 kN que mantenía inmediata-
mente después del sismo, en menos de dos días ya había pasado a 494.4 kN.
Puede apreciarse con claridad que después de algunos meses los pilotes recuperan la
carga pre-existente al sismo, haciendo valer su mayor rigidez vertical respecto a la
losa. La recuperación de carga en los pilotes se explica mediante dos fenómenos que
ocurren en la cercanía del fuste. Por una parte la presión de poro que se desarrolla en
el suelo alrededor de los pilotes, como resultado de las solicitaciones dinámicas, debe
disiparse a través del tiempo, induciendo un proceso de consolidación local y con ello
ganando al menos parte de la resistencia perdida por las variaciones cíclicas de los
esfuerzos cortantes. El otro fenómeno que seguramente está asociado a la ganancia de
resistencia y con ello a restituir la capacidad de carga de los pilotes es el fenómeno
tixotrópico, consistente en la recuperación con el tiempo de su condición
microestructural, una vez que cesan las distorsiones rápidas.
Sismo en costa de Michoacán
11/ene/97, Me=7.3
10
11
12
13
14
15
16
17
Presión,kPa
Celda CP1
a)
0:00 0:15 0:30 0:45 1:00 1:15 1:30 1:45 2:00 2:15 2:30
Tiempo, minutos:segundos

100
200
300
400
500
600
700
800
01/12/96
31/12/96
30/01/97
01/03/97
31/03/97
30/04/97
30/05/97
Carga,kN
P14
P39
P64
P67
P4MI
P4P
P40MS
P40MI
P41
P4MS
↑
Sismo de la costa de
Michoacán, 11/01/97
Figura 15. Evolución de las cargas sobre los pilotes en el periodo diciembre de 1996 a
mayo de 1997
10
15
20
25
30
C P -1
C P -2
C P -3
C P -4
C P -A
C P -B
C P -C
C P -D
Figura 16. Evolución de las presiones en el contacto losa de cimentación-suelo en el
periodo diciembre de 1996 a mayo de 1997
4.2.9 ¿…y cómo varía la presión de poro durante sismos?
Con base en el registro de la presión de poro en las capas arcillosas casi al nivel de la
punta de los pilotes, Fig. 17, es interesante observar que sus variaciones dinámicas
son prácticamente transitorias; la gráfica semilogarítmica permite apreciar la variación
dinámica, así como su evolución varios meses después. Una vez que concluye el sismo,
no quedan presiones en el agua remanentes, retornando entonces a su condición de
presión previa al sismo. Más aún, puede constatarse por la similitud de las formas
espectrales de la Fig. 18, y al igual que las otras variables geotécnicas, que la
respuesta dinámica de la presión de poro varía en fase con la respuesta acelerográfica
del cajón de cimentación. Al no mantenerse incrementos de presión de poro por la
acción dinámica, no ocurren procesos significativos de consolidación en la arcilla de la
ciudad de México asociados a los sismos; aunque esta afirmación podría no cumplirse
en la zona inmediata al fuste de los pilotes.

250
260
270
280
290
300
0.1 1 10 100 1000 10000 100000 1000000
Tiempo, minutos
Presión,kPa
c) Estrato arcilloso a 27 mde profundidad.
Punta de pilotes. Piezómetro ZD-3
Figura 17. Variación de la presión de poro bajo la cimentación, durante y después del
sismo en la costa de Michoacán del 11 de enero de 1997
0.1
1
10
100
1000
0.01 0.1 1 10
Frecuencia, Hz
Amplitud,cm/só(kPa)s
Aceleración Long
Piezómetro ZD-3
c)
Figura 18. Espectros de Fourier de las amplitudes de aceleración en el cajón de
cimentación y de la presión de poro, registradas durante el sismo del
11 de enero de 1997
4.2.10 Algunas observaciones sobre la interacción dinámica suelo-cimentación-
superestructura
Las mediciones geotécnicas se complementan con los registros acelerográficos
obtenidos tanto en la losa tapa del cajón de cimentación como en campo libre cercano
(a 60 m de distancia de la cimentación), en la superficie del terreno y en depósitos
profundos a 60 m de profundidad, en la misma vertical. Para algunos sismos se cuenta
también con los acelerogramas registrados en las trabes del puente. En la Fig. 19 se
presenta como ejemplo, lo registrado durante el sismo de la costa de Colima, en la
dirección longitudinal del sistema, enfatizando que los resultados que se exponen son
típicos y representativos de los obtenidos en los demás sismos.

Figura 19. Aceleraciones longitudinales en el sistema suelo-cimentación-estructura del
puente Impulsora. Sismo de Colima, enero 21 de 2003.
La comparación de las aceleraciones máximas registradas en los diferentes elementos
del sistema estructural y el subsuelo, nos proporcionan indicadores cuantitativos de su
interacción dinámica. Con los cocientes entre las aceleraciones máximas en diferentes
A 60 m de profundidad. Campo libre
Longitudinal
-30
-20
-10
0
10
20
30
0 100 200 300 400 500
Tiempo, s
Superficie del terreno
Campo libre. Longitudinal
-30
-20
-10
0
10
20
30
0 100 200 300 400 500
Aceleración,gal
Cajón de cimentación
Longitudinal
-30
-20
-10
0
10
20
30
0 50 100 150 200 250 300 350
SISMO DE COLIMA
Enero 21,2003
Trabe de apoyo TA16
Longitudinal
-30
-20
-10
0
10
20
30
0 100 200 300 400 500
Aceleración,gal

Tabla 2. Cocientes entre aceleraciones máximas en diferentes elementos del sistema
suelo-estructura del puente Impulsora. Sismo de la costa de Colima, 21 Ene. 2003
Cociente Dirección
entre y Vert Long Transv
C Libre superficie Campo libre pozo 6.573 4.398 2.712
Cajón de ciment. C Libre superficie 0.062 1.017 1.092
Cajón de ciment. Campo libre pozo 0.406 4.471 2.962
Trabe de apoyo Cajón de ciment. 4.358 0.961 1.037
Trabe central Trabe de apoyo 2.502 1.011 1.050
Trabe de apoyo Campo libre pozo 1.769 4.298 3.071
Trabe central Campo libre pozo 4.427 4.345 3.225
Dirección longitudinal del puente: N81º 58´W (en la rama hacia el centro del puente)
componentes del sistema suelo-cimentación-estructura, podemos estimar las
amplificaciones y deamplificaciones que ocurren en el sistema; véase la Tabla 2. Por lo
que respecta a las mediciones realizadas en campo libre, es notable el efecto de sitio,
al amplificarse las aceleraciones al pasar las ondas sísmicas a través de los suelos muy
blandos de las formaciones arcillosas superior e inferior; ocurre una marcada
amplificación, principalmente en el componente vertical, hasta poco más de seis veces,
de los Depósitos Profundos a la superficie del terreno.
Por otra parte, destaca que las aceleraciones horizontales en campo libre y en la
cimentación del puente resultan las mismas para todo fin práctico. Esto indica que la
rigidez dinámica de los pilotes en la dirección horizontal es tal que ante sismos de
intensidad media, los pilotes siguen el movimiento dinámico del subsuelo,
determinando que, para fines prácticos, no haya interacción dinámica lateral entre la
cimentación piloteada y el subsuelo; la esbeltez de los pilotes es muy alta y por ello se
comportan muy flexibles en la dirección horizontal. Por el contrario, es muy interesante
comprobar la disminución tan drástica que experimentan las aceleraciones verticales
registradas en la cimentación del puente, al compararlas con las de la superficie del
terreno en campo libre; la aceleración máxima en la cimentación para este sismo
resultó poco más de 16 veces menor que en el terreno circundante, aunque la menor
reducción que se ha registrado en otros sismos ha sido 7. Ello muestra el importante
papel que juegan los pilotes como atenuadores de los movimientos de la cimentación
en dirección vertical, no así en los movimientos laterales.
4.3 Capacidad de carga de pilotes de fricción
El diseño cotidiano de pilotes de fricción soslaya factores condicionantes importantes;
usualmente sobresimplifica un problema complejo. El primer aspecto relevante es el
relativo a la inserción del pilote en el subsuelo, ya que implica cambios en los estados
de esfuerzo y en el campo de deformaciones alrededor de los pilotes, que influyen en
su respuesta posterior. Deben reconocerse por una parte los pilotes desplazantes
precolados, que son los que al ser hincados provocan una expansión lateral del suelo
circundante, y una compresión bajo su punta; y por la otra, aquellos con excavación
previa y colados in-situ, en los que la perturbación del suelo por la perforación es

mínima. Generalmente no son necesarios ni convenientes estos últimos en la zona
lacustre de la ciudad de México, dado lo blando del subsuelo, y por su menor
capacidad de carga que la de los pilotes desplazantes; sólo se recurre a perforación
previa para pasar la costra de desecación, rellenos superficiales, y otros estratos
arenosos a mayor profundidad cuando dificultan el hincado del pilote.
El análisis de los pilotes debe considerar de manera realista y práctica los fenómenos
que ocurren desde su hincado, y luego los derivados de la aplicación de cargas
sostenidas y dinámicas transitorias; su simulación completa debe involucrar:
i) El hincado de un pilote provoca en el suelo circundante fuertes distorsiones y
remoldeo, con desplazamientos principalmente radiales, venciendo la resistencia al
esfuerzo cortante, y generando incrementos de presión de poro (u).
ii) Al disiparse tal presión de poro inducida ocurre reconsolidación, y con ello sucede
un ajuste de los esfuerzos efectivos (σv) alrededor del pilote.
iii) La aplicación creciente de carga sostenida hasta alcanzar eventualmente
condiciones de fluencia en el suelo en contacto con el pilote, y la interacción del
movimiento de éstos con los movimientos regionales del terreno, en su caso.
iv) La posible degradación de la capacidad de carga por la disminución de resistencia
cortante del suelo, debido a acciones sísmicas de amplitudes dinámicas
significativas; y de procesos tixotrópicos que determinan la recuperación de su
resistencia y con ello de la capacidad de carga.
v) El posible desarrollo de fricción negativa sobre los pilotes, para el diseño Tipo I,
debido al hundimiento regional; este mecanismo provoca fuerzas de arrastre
adicionales a las permanentes.
El procedimiento que inicialmente propuso Tomlinson (1957) y Peck (1958) para
estimar la capacidad de carga última por fricción en el fuste, Qs, es una simplificación
que resulta a lo más, una solución parcial a las situaciones antes descritas. Tal
capacidad atiende a la ecuación 1, donde A es el área lateral del pilote, y fs es la
resistencia media movilizada a lo largo del fuste de los pilotes; ésta está relacionada
con la resistencia no drenada inalterada original del suelo, cu, según la ecuación 2,
donde α es un factor empírico de adherencia, con valores indicados en el Anexo B.
Qs = A fs (1)
fs = α cu (2)
Este método en términos de esfuerzos totales, conocido como “Método Alfa”, es el que
se adopta en el Reglamento de Construcciones para el D. F., aunque debe señalarse
que tal hecho no se reconoce así explícitamente. A esta propuesta original se le han
hecho mejoras, al involucrar explícitamente variables tales como la longitud de los
pilotes, el cociente de preconsolidación, y el cociente de resistencia ψ = cu/σv. Con este
último cociente se advierte que la práctica recomendada incluso para este método en
términos de esfuerzos totales, es la de relacionar el comportamiento friccionante en el
fuste del pilote con los esfuerzos efectivos, más que a sólo la resistencia cortante no
drenada (esfuerzos totales). No obstante, se reconoce como un hecho comprobado que
la falla en el fuste de un pilote está gobernada por la ley de deslizamiento de Coulomb
en términos de esfuerzos efectivos; los análisis de este tipo se conocen como “Métodos
Beta”; los procedimientos de este tipo se presentan también en el Anexo B.

Diversos autores consideran que debido al remoldeo que se produce al hincar un
pilote, el suelo no tiene cohesión efectiva. Por otra parte, un aspecto que se ha
discutido es si la resistencia cortante por adoptar debe ser la de su condición inalterada
original, o la remoldeada y reconsolidada, a fin de considerar el hincado del pilote; en
general, por la simplicidad del ensaye, ha prevalecido el primer enfoque. En la versión
1977 del RGDF se señalaba a la prueba de compresión simple para obtener este
parámetro, en tanto que desde la versión de 1987 se indican ensayes triaxiales UU,
reconociendo que aquel ensaye subestima esta resistencia.
Por lo que se refiere a la corrección propuesta por longitud de los pilotes, puede
distinguirse que la corrección, LE, es casi unitaria ya que cuando los pilotes de fricción
se alojan en la Formación Arcillosa Superior (FAS), éstos son de unos 25 a 30 m, para
los que usualmente el cociente L/B alcanza valores entre 50 y 60. Si los pilotes
atraviesan la primera capa dura y son de una longitud apreciablemente mayor a las
antes mencionadas, como ocurre al cimentar hacia el oriente de la ciudad, procedería
desde luego la corrección por la longitud de los pilotes.
4.4 Discusión sobre el factor de adherencia, α
El valor implícito de α que asume el RGDF para las arcillas de la zona III es unitario.
Existe consenso mundial en que el factor de adherencia máximo debe ser unitario para
pilotes no muy largos en suelos arcillosos blandos, normalmente consolidados (NC);
sin embargo, existen argumentos experimentales de laboratorio y mediciones en
prototipo que se describen enseguida, mismos que apuntan a que en los suelos
arcillosos de la ciudad de México, la resistencia movilizada en el fuste es menor a la
resistencia cortante original inalterada no drenada cu del suelo; esto es, α<1.
Influencia de la velocidad de deformación sobre la resistencia cortante. Un suelo
arcilloso exhibe menor resistencia conforme se reduce la velocidad de deformación
para alcanzar la falla; resultados típicos de ensayes con muestras inalteradas del valle
de México lo confirman. Así, en procesos deformatorios tan lentos como a los que
están sujetos los pilotes bajo carga sostenida y a largo plazo (primera combinación de
cargas según las NTC-Cimentaciones), la velocidad de deformación es mucho menor
que el de los ensayes usuales de laboratorio en los que se define la resistencia.
Resistencia medida en la interfaz suelo-concreto. Pruebas de corte directo estáticas en
la interfaz entre una pastilla de concreto y diversas muestras de suelo arcilloso de la
ciudad de México (Ovando-Shelley, 1995) revelan el comportamiento friccionante entre
la cara de un pilote y el suelo circundante. El cociente medido entre la resistencia
cortante en la interfaz y la resistencia no drenada de la muestra respectiva, que no es
otra cosa que el factor de adherencia α, alcanzó valores entre 0.72 y casi la unidad.
Resistencia cíclica medida en la interfaz suelo-concreto. Al aplicar cargas cíclicas
dinámicas (f=0.5Hz) en otra serie de pruebas de corte directo, en ninguna de ellas
pudo aplicarse una amplitud de esfuerzo cíclico mayor que la resistencia cortante
estática. Los ensayes mostraron que la resistencia y la rigidez en esa interfaz se
degradan considerablemente debido a los efectos de la carga repetida. Contrastan
estos resultados con la sobre-resistencia observada en pruebas triaxiales dinámicas.
Ovando-Shelley (1995) indica que el cociente de esfuerzo cíclico necesario para
producir la falla con un número moderado de ciclos (menos de 100) es hasta de 0.6.
Sobre la resistencia residual y la simultaneidad de ocurrencia de resistencia máxima.
Considerando los diversos estratos con rigideces diferentes que atraviesan los pilotes,

no puede asumirse que todos ellos aporten su resistencia máxima al mismo tiempo,
por lo que la simultaneidad de la resistencia máxima a lo largo de todo el pilote no
puede asegurarse. Mientras ciertos estratos podrían todavía no alcanzar su resistencia
máxima, otros estratos podrían aportar sólo su resistencia residual; sin duda, la
resistencia cortante a largo plazo que debe considerarse es la correspondiente a
grandes deformaciones. Favorablemente nuestra arcilla acusa una pérdida no mayor
del 10 al 15% en ensayes de corte directo en interfaces suelo-concreto.
Acerca de lo medido en una cimentación real con pilotes de fricción. El caso-historia
que se ha estudiado por diez años y que se ha documentado en este trabajo, nos
indica que la resistencia cortante a largo plazo desarrollada en el fuste de los pilotes,
es menor que la resistencia no drenada original in-situ, lo que nos dice que el factor α
alcanza un valor menor que la unidad. Considerando las mediciones de carga
soportada por todos los pilotes instrumentados, para el caso de la cimentación real
descrita en el inciso 4.2, pudo comprobarse que el cociente entre estas dos
resistencias alcanza un valor α = 0.74; los pormenores al respecto se exponen en el
subinciso 4.2.2.
Considerando los argumentos antes expuestos, no parecen existir motivos para
soslayar la corrección en la fricción de los pilotes, y asumir explícitamente que se está
empleando el Método Alfa. Es probable que por una acción compensatoria no se haya
considerado necesaria la adopción de un factor α<1, teniendo presente el tipo de
ensaye para determinar la resistencia no drenada en México. En efecto, tradicional-
mente se recurría a la prueba de compresión no confinada, para la que es sabido que
los efectos de remoldeo y alivio de esfuerzos la hacen subestimar la resistencia al
corte. En las últimas versiones del RCDF se indica expresamente que deben realizarse
ensayes triaxiales UU para la obtención de esa resistencia, por lo que ello deja de ser
un atenuante para no considerar la reducción a la resistencia cortante del suelo
original. Reconociendo los procesos previos de hincado y reconsolidación, Zeevaert
(1973) adopta una resistencia movilizada en el fuste, igual a 0.3qu = 0.6 cu, sin asumir
explícitamente el término α; además, postula que esa resistencia ocurre a una
distancia del 10% del radio del pilote, a partir de su fuste, lo que implica un área
lateral por considerar 10% mayor que la del propio pilote. El valor de 0.6 que afecta a
cu y el aumento de 10% en el área, determinan un factor equivalente al término α con
valor de 0.66 para afectar la resistencia no drenada; esto es, casi la misma resistencia
propuesta por Hansbo y Jendeby (1983) que es del 70% de cu, para las arcillas
marinas suecas y pilotes con desplazamiento continuo, que reconocen como creep
piles. Esta reducción es también considerada por ejemplo para el diseño de pilotes de
fricción usados fuera de costa; en la Norma API (2000) se definen curvas T-Z en las
que se indican valores relativos entre 0.7 y 0.9 para la resistencia residual
normalizada. Debe señalarse que estas reducciones a la resistencia cortante cu no se
han generalizado en la práctica mexicana.
Es opinión del autor que es necesario introducir una corrección reductiva a la
resistencia no drenada inalterada original, mediante valores de α entre 0.7 y 0.8, para
los cálculos de capacidad de carga por fricción, al considerar la primera combinación de
cargas. Se estima necesario que estas correcciones sean consideradas en revisiones
futuras de las N.T.C. para el Diseño y Construcción de Cimentaciones del RCDF. Desde
luego, con sólo un caso-historia no puede llegarse a conclusiones generales, aunque
los resultados de éste han aportado muchos aspectos valiosos para el análisis y diseño
de cimentaciones con pilotes de fricción. De aquí que resultaría muy deseable
instrumentar otras cimentaciones, de preferencia ahora algunas que sean paradigmas
de edificios. De esta manera se estudiarían casos con un arreglo más uniforme de

pilotes, otras separaciones entre ellos, mayores momentos de volteo, mayor
flexibilidad de la superestructura, cargas menos concentradas y, procesos de carga
más lentos y uniformes. En la instrumentación de esos edificios, deberá mantenerse el
enfoque de la instrumentación sismogeotécnica descrita en el subinciso 4.2.1,
enfatizando el monitoreo durante el momento mismo de la ocurrencia de sismos.
4.5 Consideraciones acerca de la respuesta de pilotes ante cargas dinámicas.
En la respuesta de los pilotes bajo cargas dinámicas, debe tomarse en cuenta la
magnitud de la carga sostenida en relación con la magnitud del componente dinámico
y con su capacidad de carga última. Resultados experimentales recientes con modelos
de pilotes de fricción ponen en evidencia que para similar carga máxima cercana a la
falla, resulta tanto más crítica la suma de carga sostenida y carga cíclica, cuanto
mayor es la amplitud del componente dinámico. En efecto, cuando el pilote se mantuvo
con una carga sostenida del 40% de su carga última, y luego un número considerable
de ciclos dinámicos, no se produjo la falla a pesar de alcanzarse cargas del 95% de la
capacidad de carga última estática, y 1000 ciclos. Por el contrario, cuando la carga
sostenida fue de apenas 20% de su carga última, llegó la falla al aplicarle 44 ciclos de
carga cíclica con amplitud del 70% de la carga última estática.
Algunas pruebas dinámicas en pilotes de fricción aislados (Jaime et al., 1990 y 1988)
han aportado información valiosa acerca de su respuesta ante sismos intensos como
los de 1985. Incluyeron pruebas de compresión y extracción estáticas, así como de
carga cíclica. Los pilotes de concreto reforzado y sección cuadrada con 30 cm por lado,
y 10 m embebidos en la formación arcillosa, se hincaron en una zona de la ciudad
donde se observaron las mayores intensidades sísmicas. Los resultados más relevantes
se resumen enseguida:
Cuando la carga transitoria máxima sobre un pilote, Pmáx (carga estática sostenida, Ps,
más la amplitud cíclica de carga, ∆Pd), se mantuvo igual o menor que su capacidad de
carga última estática, Qut, no se registró pérdida de su capacidad de carga, aunque
acusó un asentamiento irrecuperable de menos de un centímetro. Cuando Pmáx>Qut,
sucedieron asentamientos mayores; y cuando Pmáx varió de 1.15 a 1.35 veces el valor
de Qut, acusó rápida pérdida de capacidad de carga, con grandes desplazamientos.
Las resistencias estáticas últimas a la penetración y a la extracción resultaron
enteramente similares, aunque con diferentes deformabilidades; bajo extracción, el
sistema resulta más rígido. En ambos casos, y una vez que se alcanzó la carga
máxima, se desarrolló una resistencia residual que resultó igual o mayor que el 83%
de esa carga máxima.

5. COMPORTAMIENTO Y DISEÑO DE PILAS COLADAS EN EL LUGAR
La incertidumbre que planteó el desempeño de las cimentaciones desplantadas en la
Zona del Lago después de los sismos de 1985, aunado al comportamiento de éstas a
largo plazo, caracterizado por los significativos asentamientos totales y diferenciales,
propició el desarrollo en las últimas dos décadas de amplias zonas comerciales, de
servicios e incluso de vivienda en zonas fuera de donde prevalecen los depósitos de
arcilla blanda lacustre. Así se generó una fuerte demanda de cimentaciones en las
otras zonas geotécnicas del Área Metropolitana de la ciudad de México, la Zona de
Transición y la Zona de Lomas. Para edificaciones de moderada a gran altura, al igual
que para los apoyos de vialidades tales como los denominados Segundos Pisos, se ha
recurrido a las cimentaciones profundas basadas en pilas coladas en el lugar.
Precisamente ligado a esa importante obra de infraestructura, se tuvo la oportunidad
de realizar pruebas de carga en pilas de cimentación del Distribuidor Vial San Antonio,
unas bajo carga axial, y otras sometidas a carga lateral. Unas y otras fueron
ampliamente instrumentadas, por lo que las lecciones derivadas del análisis de sus
resultados dan pautas bien documentadas y probadas acerca del comportamiento de
este tipo de cimentación. Así mismo, la información medida y observada permite
revisar los enfoques de diseño de pilas coladas in situ. Como se mostrará más
adelante, varios de los hechos experimentales medidos fehacientemente, no avalan
algunas suposiciones aceptadas como válidas en la ingeniería de cimentaciones de la
ciudad, e incluso contradicen varios supuestos que usualmente se asumen en el
análisis y diseño de pilas en el valle de México. Por ello se ha considerado conveniente
exponer y discutir aquí, los resultados de estas experiencias.
Los procedimientos constructivos de pilas seguidos actualmente en México, son
básicamente los mismos a los utilizados hace 20 años; sin embargo, se han
incorporado equipos más modernos a la industria de la construcción, se tienen avances
en la tecnología de lodos de perforación, del control y calidad de los colados, así como
procedimientos novedosos y eficientes, como la construcción de pilas con hélice
continua. Puede afirmarse que los desarrollos tecnológicos que han hecho más
eficientes los procedimientos constructivos, no han tenido un avance semejante en la
comprensión cabal de los fenómenos o mecanismos básicos de transferencia de carga
de las pilas al subsuelo circundante y por ende, en métodos sustentados, probados y
prácticos de diseño. Lo anterior es particularmente cierto cuando se trata de
determinar la resistencia cortante unitaria en el fuste de pilas construidas en medios
granulares con presencia de gravas, donde se ha observado que los cálculos
comúnmente empleados subestiman en forma muy importante la capacidad de carga
por fricción. Por lo anterior, se consideró pertinente presentar inicialmente una revisión
sucinta de los criterios de diseño de pilas coladas in situ.
5.1 Criterios de diseño en México
La capacidad de carga última de pilas coladas in situ o pilotes precolados proviene de
la suma del aporte de la punta y del aporte del fuste; el primero es el resultado del
producto de la capacidad unitaria de carga última, qp, de la punta y del área de su
sección transversal. La contribución del fuste resulta la suma de los productos de la
resistencia cortante unitaria en la interfaz suelo-fuste, fs y el área lateral de la pila del
estrato correspondiente. La práctica local para estimar qp se basa fundamentalmente
en métodos analíticos clásicos basados en las teorías de equilibrio límite, y de la
consideración del vencimiento de la resistencia cortante en la cara de la pila para
cuantificar lo correspondiente al fuste. Para ambas contribuciones se distingue una

solución para suelos friccionantes y otra para suelos cohesivos, usualmente asociadas
a condiciones drenadas y no-drenadas, respectivamente.
5.1.1 Contribución de la punta
Para estimar el aporte de la punta de pilas coladas en suelos friccionantes, se recurre
generalmente a la solución incluida en las NTC-Cimentaciones del Reglamento de
Construcciones del Distrito Federal, la que está basada en el mecanismo plástico
propuesto por Caquot y Kerisel; desde luego existen otros mecanismos, como el
propuesto por Zeevaert, con resultados muy diversos. Los factores de capacidad de
carga que establece aquella solución, son función del ángulo de fricción interna, φ, y de
la longitud en que está embebida la punta de la pila o pilote en el estrato resistente.
Así, la solución estriba básicamente en la determinación pertinente del ángulo φ. Es
práctica frecuente en México recurrir a las reglas semiempíricas derivadas del número
de golpes de la prueba de penetración estándar, las que se emplean particularmente
ante la presencia de arenas, sin distinguir adecuaciones por el contenido de gravas o
boleos, lo que influye notablemente en el número de golpes de esta prueba. Es poco
común en nuestro medio el uso de otras correlaciones empíricas con pruebas in situ,
tales como el presiómetro, el penetrómetro dinámico, o el ficómetro; así mismo, el
cono holandés o cono eléctrico tiene poca aplicación local en suelos granulares
compactos, y menos cuando tales suelos cuentan con un contenido alto de gravas.
Un aspecto que llama la atención en las NTC-Cimentaciones del RCDF es la reducción
considerable a la capacidad de carga debido al efecto de escala, al revisar los estados
límite de falla de cimentaciones profundas y particularmente de pilas. En efecto,
cuanto mayor es el diámetro de una pila, mayor es la reducción, lo que se traduce en
diseños al parecer muy conservadores, a la luz de las discusiones que se presentan
más adelante. Desde luego, este aspecto merece estudiarse e investigarse a detalle.
5.1.2 Contribución del fuste
La contribución por fricción del fuste en pilas embebidas en suelos friccionantes, no
tiene una disposición expresa en las NTC-Cimentaciones. En efecto, el inciso 3.5 de
esta norma sólo se refiere a pilotes en combinación con los suelos blandos de las zonas
II y III del D. F., dejando sin consideración específica a las pilas y a los suelos
granulares. Esta situación contribuye a la idea muy generalizada, y la mayoría de las
veces errónea, de que el mecanismo de transferencia en pilas, es primordialmente por
la punta. Como muestran los resultados de pruebas de carga en pilas instrumentadas y
ejecutadas al poniente de la ciudad de México, mismos que se exponen en el inciso
5.3, la transferencia de carga al subsuelo se da principalmente por el fuste, incluso a
cargas apreciablemente más altas que la de trabajo. Debe tenerse presente que
mientras el desarrollo máximo de fricción en el fuste requiere un desplazamiento
relativo entre pila y suelo circundante de tan sólo unos cuantos milímetros, para que
se desarrolle la resistencia última de punta, son necesarios desplazamientos tan
grandes como el 15% del diámetro de la pila; esto es, la contribución máxima de uno y
otro aporte ocurre con desplazamientos muy diferentes.
En nuestro medio se ha propuesto recientemente un método para considerar el aporte
de la fricción en pilas coladas in situ (Tamez, 2003). Asume que la contribución por
fricción del fuste es proporcional al esfuerzo normal horizontal a la pila, generado no
por el esfuerzo efectivo horizontal del suelo circundante, sino por el del concreto fresco

del colado; el coeficiente de proporcionalidad está dado por la tangente del ángulo de
fricción interna suelo-pila. Lo anterior implica que la resistencia cortante unitaria en la
interfaz suelo-fuste, fs, siga una variación lineal y creciente con la profundidad y
proporcional al peso volumétrico del concreto fresco colado en la perforación.
Este método parece soslayar algunos resultados que han expuesto otros autores; en
efecto, Lings et al. (1994) y Chang y Zhu (2004), entre otros, han documentado que
cuando en una perforación se cuela concreto, incluso con un revenimiento alto, la
presión de éste contra sus paredes sigue una variación de tipo hidrostática sólo hasta
profundidades someras, pero luego la tasa de aumento se anula o se reduce
considerablemente conforme crece la profundidad. Además del posible arqueo,
explican este fenómeno precisamente con el desarrollo de esfuerzos efectivos dentro
del concreto fluido, tanto por un proceso de consolidación como por la hidratación del
cemento; esto es, que las presiones de poro iniciales en el concreto joven dictadas por
un fluido pesado, mismas que actúan contra las paredes, se van reduciendo,
transformándose en esfuerzos efectivos crecientes y anisotrópicos. Los autores antes
citados han encontrado también que lapsos crecientes entre la perforación y el colado,
determinan reducciones en las presiones laterales.
Adicionalmente, debe tenerse presente que la presión ejercida por el concreto fresco
sobre las paredes de la excavación disminuirá tan pronto como inicia el fraguado,
provocando la redistribución de esfuerzos alrededor de una pila. El fraguado del
concreto conlleva contracciones del orden de 0.1%, lo que sin duda determina una
disminución del esfuerzo lateral en la interfaz.
Así, la suma de estos factores que apuntan a la redistribución y disminución de
esfuerzos laterales en la interfaz pila-suelo, no parecen soportar la suposición de que
los esfuerzos normales sobre el concreto ya fraguado de una pila, conserven los
esfuerzos isotrópicos del concreto fluido. En todo caso, el proceso merece atención
especial y debe investigarse, para lo que se estima obligatoria la medición directa a
diferentes profundidades de la presión normal sobre la pared de la perforación
inmediatamente después del colado, y luego sobre el fuste ya fraguado de la pila; ello
desde luego no se antoja una tarea fácil.
5.2 Criterios internacionales de diseño
La mayor diferencia que puede distinguirse entre los enfoques locales para cuantificar
la capacidad de carga de la punta en suelos friccionantes, con los que se adoptan en el
exterior, es que aquí se privilegian las soluciones analíticas basadas en el método de
equilibrio límite, dando por tanto máxima atención a la obtención del ángulo de fricción
efectivo, φ. En otros países prestan atención al empleo directo de los resultados de
pruebas de campo en la cuantificación de la presión última en la punta; así mismo
consideran de manera muy relevante en tal definición, tanto las pruebas de carga en
pilas representativas, como la práctica y experiencia locales. En efecto, para cuantificar
la capacidad de carga de la punta, en los E.U.A. prestan atención tanto a pruebas de
carga, como a métodos de diseño empíricos basados directamente en pruebas de
campo, como la penetración estándar; tal es el caso de los enfoques adoptados por la
ASSHTO, para el diseño de cimentaciones para puentes. Para el mismo fin, en los
países europeos prefieren las pruebas experimentales in-situ, en comparación con la
práctica actual mexicana que orienta más sus tareas hacia el laboratorio; adoptan
soluciones analíticas basadas en equilibrio límite para definir esa presión última de la
punta, aunque sin transitar por la determinación del ángulo de fricción φ. Dentro de

0
1
2
3
4
5
6
7
8
R
ep.C
hecaFinlandia
Alem
ania
Italia
N
oruega
PoloniaR
um
aniaR
eino
Unido
qb(MPa)
Hincados
Colados in situ
Figura 20. Resultados de la práctica estándar europea para el cálculo de capacidad de
carga por punta, basado en pruebas de laboratorio
las prácticas europeas, Fig. 20, es interesante distinguir la adopción de topes a las
presiones máximas en la punta, y de que existen discrepancias en los criterios y
soluciones empleadas en diferentes países.
Por lo que se refiere a la determinación del aporte por fricción en pilas excavadas y
coladas en suelos friccionantes se advierte un apego a procedimientos empíricos,
empleando la prueba de penetración estándar, primordialmente en los E.U.A. Sin
embargo, allá también se recurre al enfoque en el que se asocia la resistencia cortante
en el fuste al esfuerzo normal efectivo, el que a su vez se relaciona con el esfuerzo
vertical efectivo. La fricción unitaria resulta el producto de aquel esfuerzo y la tangente
del ángulo de la interfaz, δ . La ecuación 3 propuesta por Reese y O’Neill (1988) tiene
el enfoque anterior, en términos de esfuerzos efectivos.
qs (t/m2
) = β σv ≤ 21.5 0.25 ≤ β ≤ 1.2 (3)
en donde: β =1.5 - 0.245 z0.5
(z en m)
En esta ecuación que define la resistencia cortante del fuste en arenas, el esfuerzo
efectivo σv se define a la mitad del estrato que se analiza y el término β es equivalente
a K tan φ. Cuando esta interfaz pila-suelo es perfectamente rugosa, se asume que δ=φ.
Esta suposición se aplica si el concreto se vacía inmediatamente después de concluida
la perforación en seco, y el esfuerzo geoestático se recupera antes de cargar a la pila.
El límite de 21.5 t/m2
para el esfuerzo cortante en el fuste corresponde al valor
máximo reportado por Owens y Reese (1982), medido en pruebas de carga en suelos
arenosos, mismo que resulta considerablemente superior al límite de 5.5 t/m2
propuesto por Meyerhof, también para arenas.
5.3 Pruebas de carga en pilas de cimentación
5.3.1 Enfoque y objetivos
Se presentan en este inciso las experiencias de pruebas de carga en pilas
representativas sobre las que se apoyan las columnas del Distribuidor Vial San Antonio

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