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Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural

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VULNERABILIDAD ESTRUCTURAL DE PUENTES POR SOCAVACIÓN

Darío Rivera Vargas1 y Luis Núñez Quiroz2

RESUMEN

Se propone una metodología para evaluar la vulnerabilidad estructural de puentes por socavación. El objetivo

de este trabajo reside en identificar los principales parámetros que se requieren conocer de las áreas de

hidrología, hidráulica y mecánica de suelos, para combinarlos con los de la ingeniería estructural a fin de

realizar una valoración más representativa del entorno de la estabilidad estructural de los puentes. Se

concluye, que en la evaluación de la seguridad estructural de puentes, son fundamentales los conceptos de

interacción suelo-estructura para realizar un análisis completo de la estabilidad estructural ante la pérdida de

empotramiento debida a la socavación.

ABSTRACT

A methodology for assessing the structural vulnerability of bridges by scour is presented. The objective of this

work lies in identifying the main parameters that require knowledge of the areas of hydrology, hydraulics and

soil mechanics, for combined with the structural engineering in order to carry out a valuation more

representative of behaviour of the bridges structural stability. It is concluded, that in the evaluation of the

structural safety of bridges, are the fundamental concepts of soil-structure interaction for a complete analysis

of the structural stability before the loss of seat of the foundation due to scour.

INTRODUCCIÓN

Ante los frecuentes fenómenos meteorológicos que afectan al país, varios puentes han sufrido diferentes

grados de daño, de moderado hasta el colapso; tal como ocurrió durante el paso del huracán Stan (2005),

Ingrid (2013), Manuel (2013), entre otros. De acuerdo a los trabajos de Smith (1976) e Imhof (2004) la

principal causa de falla en los puentes a nivel mundial se atribuye al tránsito de avenidas la que a su vez

provoca su colapso por socavación.

Los puentes expuestos al paso de avenidas extraordinarias dan lugar a problemas de socavación, en donde, al

superar la profundidad de la cimentación, la estructura entra en un entorno de inestabilidad que lleva a

producir el volteo de los puentes o el arrastre de los mismos. Los efectos de socavación cobran mayor

importancia cuando los ríos incrementan el nivel del agua y la magnitud de las velocidades, por lo que esto da

como resultado que dichos ríos demanden mayor área hidráulica. Los puentes que no llegan a sufrir daño

estructural se atribuye a que la cuenca hidrológica es estable, es decir, el río que drena es pequeño, con amplia

cobertura vegetal que protege al suelo contra la erosión, así como de disponer de suficiente área hidráulica

para que fluya el gasto máximo de la tormenta más intensa (Rivera et al., 2006).

El problema del análisis de la socavación en puentes es complejo debido al gran número de variables que se

deben considerar con un enfoque multidisciplinario de las siguientes áreas de conocimiento: hidrología,

1 Profesor-Investigador, Facultad de Estudios Superiores Acatlán, UNAM, División de Matemáticas e

Ingeniería, Unidad de Investigación Multidisciplinaria, Avenida Alcanfores y San Juan Totoltepec, Santa

Cruz Acatlán, Naucalpan, 53150, Estado de México, Teléfono: (55)5623-1594; [email protected]

2 Profesor, Facultad de Estudios Superiores Acatlán, UNAM, División de Matemáticas e Ingeniería,

Coordinación de Estudios de Posgrado, Avenida Alcanfores y San Juan Totoltepec, Santa Cruz Acatlán,

Naucalpan, 53150, Estado de México, Teléfono: (55)5623-1594; [email protected]

mailto:[email protected]

mailto:[email protected]

XX Congreso Nacional de Ingeniería Estructural Mérida, Yucatán 2016.

2

hidráulica, geotecnia y estructuras, esta última debe integrar toda la información generada por las otras áreas

para realizar el análisis de la seguridad estructural del puente.

Desafortunadamente, en el país no se dispone de un reglamento para el análisis y diseño de puentes, que

permita recomendar criterios claros para evaluar el margen de seguridad estructural que ofrecen los puentes

por socavación. Por lo anterior, el objetivo de este trabajo radica en proponer una metodología para evaluar la

vulnerabilidad estructural de puentes por socavación, identificando los principales parámetros que se

requieren conocer de las áreas de hidrología, hidráulica y geotecnia, para combinarlos con los de la ingeniería

estructural a fin de realizar un análisis más representativa del comportamiento estructural y con ello poder

construir funciones de vulnerabilidad para identificar las condiciones críticas que pongan en riesgo a este tipo

de obras.

DAÑOS OBSERVADOS EN PUENTES POR SOCAVACIÓN

ASPECTOS GENERALES

Los puentes que sufren severos daños en su estructura ante el paso de avenidas extraordinarias se atribuyen en

la mayoría de las veces a problemas de socavación; al superar la profundidad de la cimentación, la estructura

entra en un entorno de inestabilidad que lleva a producir el volteo de la misma. También, se puede dar el caso

en que la estructura de los puentes permanezca de pie pero sus terraplenes de acceso (approach) fallen, dando

lugar a la interrupción del tránsito vehicular, debido a que dichos terraplenes no estaban protegidos de manera

adecuada ante los efectos de erosión y socavación (Mansen y Kuroiwa, 2004).

La socavación cobra mayor importancia cuando en los ríos se incrementa el nivel del agua y la magnitud de

las velocidades, por lo que esto propicia que se demande mayor área hidráulica de la sección, incluso llegando

al desbordamiento; esto explica en parte, que algunos puentes se dañen solamente en sus terraplenes de

acceso. Esta situación cobra mayor importancia cuando los estribos o pilastras de los puentes son ubicados en

el cauce debido a que propician alteraciones locales del flujo y estrechamiento del río.

REVISIÓN DE ALGUNOS CASOS

Durante el huracán Stan (2005) se identificaron puentes que fallaron en uno o en más tramos, con la pérdida

total de la superestructura y la subestructura, según Rivera et al. (2006). El poder destructivo de las avenidas

generadas por las intensas lluvias durante el paso de este huracán colapso puentes como: Coatan y Tepuzapa.

El puente Coatan, cruzaba el río del mismo nombre de la estructura, que quedó completamente destrozado en

sus costados, quedando en la parte central algunos vestigios. Por lo poco que se pudo observar se trataba de

un puente cuya cubierta era de trabes presforzadas, mientras que la subestructura estaba resuelta con estribos

de concreto reforzado, y en algunos casos estaban combinados con contrafuertes de mampostería (figura 1).

Al parecer la gran corriente del río que se generó durante el huracán Stan hizo que se erosionara gran margen

de los costados del río, de tal forma, que en el caso particular de este puente desapareció por completo los

terraplenes de acceso, como se aprecia en la figura 1. Un tramo corto de puente quedó de pie, que al parecer

ofreció cierta resistencia a los empujes hidrodinámicos de la corriente, lo que puede atribuirse a la rigidez

lateral en la dirección del flujo que ofrecieron los estribos del puente junto con los contrafuertes de

mampostería, no obstante la estructura quedó desplomada por posible socavación en la base de alguno de sus

apoyos (figura 1).

El puente Tepuzapa está constituido por dos puentes, para prestar servicio al tránsito en uno y otro sentido, en

uno de sus puentes tuvo un mecanismo de colapso distinto a los demás casos, en la cual uno de sus apoyos

centrales se asentó y produjo fuertes daños en la superestructura, de tal forma que a la cubierta quedó en un

estado irreparable (figura 2).


3

Este puente está construido con vigas de concreto presforzado, mientras que su subestructura está resuelta con

marcos de concreto reforzado (para el puente que va en un sentido) y estribos (para el puente que va en el otro

sentido), los cuales a su vez están apoyados sobre pilas, como se puede ver en la figura 2.

Figura 1 Colapso del Puente Coatan (Rivera et al., 2006)

Figura 2 Daño en el Puente Tepuzapa (Rivera et al., 2006)

El apoyo que sufrió el asentamiento se puede atribuir a una pérdida de capacidad de carga del terreno bajo las

condiciones de transmisión de esfuerzos de la cimentación hacia el suelo, debido a que se han deber alterado

las propiedades mecánicas del suelo ante el paso de la avenida. En cambio la cimentación del puente cuyo

tránsito va en el otro sentido, tuvo un comportamiento favorable ya que no se manifestaron problemas de

hundimientos y socavación, en la cual da la impresión que se trata de pilas de sección generosa (figura 2), lo

cual contribuye a que trabajen adecuadamente por cohesión, además de que deben de tener una profundidad

de desplante aceptable.

Otros puentes han colapsado no necesariamente durante la ocurrencia de un huracán, tal fue el caso del Puente

Tonalá, ubicado en el km 41 + 470 de la carretera Coatzacoalcos-Villahermosa, en los límites de los estados

de Veracruz y Tabasco. El 17 de Julio de 2009 los tramos entre los apoyos tres y seis, cayeron provocando

que tanto la superestructura como las pilas alcanzaran el fondo del río (figura 3). En contraste, el tramo uno y

dos no presentó daños.

De acuerdo a la Secretaría de Comunicaciones y Transportes (SCT, 2009), al comparar el estudio de 2009 con

el de la batimetría del proyecto original, llegó a ser evidente que el fondo del cauce se encontraba en un

proceso erosivo de recuperación, ya que existía una diferencia máxima de 4 m de profundidad con relación a

los primeros planos del proyecto; al analizar la cuenca desde el punto de vista hidrológico, se determinó que

el caudal máximo para un periodo de retorno de 100 años, era de 3,240 m3/s, sin embargo, el gasto durante el

colapso fue de 2,836 m3/s. Debido a este problema, se produjo una pérdida de empotramiento de los pilotes,


4

lo que desencadenó un asentamiento diferencial que llevó al colapso de la estructura. En conclusión, el puente

Tonalá colapsó por socavación en sus apoyos.

Figura 3 Colapso del Puente Tonalá (www.terra.com.mx)

Otro caso que merece ser comentado es el referente al Puente de Coyuca de Benítez, ubicado en el Estado de

Guerrero, que conectaba a la Costa Grande con Acapulco, colapsó el 16 de septiembre de 2013 a causa de las

lluvias e inundaciones intensas causadas por el huracán Manuel. En la figura 4 se muestra el colapso de la

superestructura del puente debido a que el incremento en el gasto del río provocó la socavación del apoyo

central.

Figura 4 Colapso del tramo central del Puente Coyuca de Benítez (www.eluniversal.com.mx)

ASPECTOS QUE INFLUYEN EN LA VULNERABILIDAD ESTRUCTURAL

La vulnerabilidad de una estructura se refiere al grado de susceptibilidad ante un tipo de carga, por lo que

definir la vulnerabilidad de un puente por socavación implica conocer su capacidad de mantenerse estable,

dado el tipo de suelo sobre el que está cimentado, las características hidráulicas del río y el tipo de

subestructura del puente. Por consiguiente es menester conocer los principales parámetros que influyen en su

vulnerabilidad.

HIDROLÓGICOS

Entre los factores hidrológicos más importantes a tomar en cuenta son la precipitación y el escurrimiento.

Derivado de lo anterior, se hace énfasis en el cálculo del gasto de diseño por ser una de las variables que más

influyen en el análisis de la socavación y en la elección de la geometría del puente. Por lo tanto, dentro del


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estudio hidrológico se analizan: la intensidad de lluvia (distribución espacial y temporal), caudal de diseño y

el nivel de aguas máximas que se espera en el sitio bajo estudio.

Para la selección de la avenida de diseño se requiere un análisis hidrológico que lo fundamente y con base en

éste hacer el análisis económico del problema. Conforme se incrementa el tamaño de la avenida de diseño, el

costo de la obra de un puente aumenta y al mismo tiempo, la probabilidad de exceder la avenida disminuye.

HIDRÁULICOS

La velocidad está dada en función de las características hidráulicas del río: pendiente, rugosidad y tirante. El

aumento de velocidad provoca una degradación del fondo del río y como consecuencia se reduce el valor

medio de la velocidad de la corriente y por ende la capacidad de arrastre. En trabajos experimentales se ha

observado que la socavación crece al aumentar el tirante (Juárez y Rodríguez, 2002).

Al colocar una pila en medio de la corriente de un río se modifican las condiciones hidrodinámicas,

principalmente se modifica la velocidad, lo que genera un flujo turbulento que provoca la socavación al pie de

las pilas y por consiguiente se pone en riesgo la seguridad de la estructura al quedar descubierta la

cimentación (figura 5). El alineamiento de las pilas con respecto a la dirección de la corriente se considera un

parámetro importante, ya que una pila esviajada produce diferentes formas de vórtices dando origen a arrastre

y acumulación de sedimentos en diferentes puntos.

Figura 5 Efecto de la socavación por la presencia de la pila

GEOTÉCNICOS

Los lechos de los ríos pueden ser granulares o cohesivos. En los granulares, el lecho está constituido por

partículas sueltas de distintos tamaños. Los ríos aluviales, discurren sobre materiales transportados por el

propio río, tienen por ello lechos granulares. Un río puede tener también un cauce abierto en roca o materiales

cohesivos; no por eso su contorno es fijo o inamovible pero las modificaciones del cauce serán muy lentas

debido a la mayor resistencia a la erosión. Tras una erosión del fondo, un lecho cohesivo se puede restablecer

en su fondo original, pero ya no como cohesivo sino como granular, en esto se diferencia de los lechos

granulares (Martin, 2003).

Por lo anterior, una propiedad importante en hidráulica fluvial es el peso de las partículas de un lecho

granular, cuando la diferencia de pesos es mínima entre diferentes tipos de suelo, el tamaño de la partícula

pasa a ser una propiedad relevante. En ese sentido se acostumbra a representa el tamaño de la partícula como

Dn, en donde, n es el porcentaje de la muestra con partículas menores al diámetro D.

SOCAVACIÓN

El proceso de socavación que experimentan los puentes se puede dividir en dos partes: general y local. La

socavación general se refiere al descenso del fondo en un río que se produce al presentarse una creciente y es


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debida al aumento de la capacidad de arrastre de material sólido que adquiere la corriente; en una avenida,

aumenta la velocidad del agua y, por lo tanto, la capacidad de arrastre. En tanto la socavación local se refiere

a la degradación del fondo por la presencia de un obstáculo al paso de la corriente; en este caso se produce la

remoción del suelo en el lado aguas arriba de dicho obstáculo (Juárez y Rodríguez, 2002).

Existe un gran número de investigaciones realizadas en distintas partes del mundo, de esta manera, el criterio

de elección de las expresiones para el cálculo de la socavación general y local, se debe basar en la experiencia

obtenida en el diseño de cierta región, con características específicas para identificarlas (Melville y Coleman,

2000).

ESTRUCTURALES

De acuerdo a Sánchez (1997), en el análisis estructural de un puente ante los efectos de socavación se deben

considerar tres estados de carga que se describen a continuación. (1) Puente en condiciones normales durante

la época de estiaje: las fuerzas a considerar son el peso propio, fuerza de viento, empuje de tierras en estribos

y subpresión. (2) Presencia de la avenida máxima en el cauce: provoca su degradación y por consiguiente

arrastre del material, la fuerza adicional a las de inicio es el empuje hidrodinámico del agua el cual depende

del ancho de la sección de la pila. (3) Estado de colapso: cuando la avenida demanda la mayor solicitación del

cauce, la pila o estribo tiende a perder su estabilidad por el arrastre de material del fondo, por lo que a las

fuerzas acumuladas en el estado anterior se agrega la generación de esfuerzos por los asentamientos que sufra

la estructura.

La mayoría de los puentes que fallan por socavación tienen cimentaciones superficiales, además de ser

diseñadas como estructuras de gravedad, por eso es conveniente revisar las condiciones básicas de estabilidad

que incluyen: volteo, traslación y esfuerzos admisibles en la cimentación e interacción suelo-estructura. La

figura 6 muestra los parámetros básicos para la revisión de la estabilidad estructural de un puente.

Figura 6 Aspectos básicos que inciden en la estabilidad estructural de un puente

METODOLOGÍA PROPUESTA

Después de haber revisado los diferentes parámetros que inciden en la inestabilidad estructural de puentes por

el tránsito de avenidas extraordinarias, se está en condiciones de desarrollar una metodología para evaluar la

vulnerabilidad estructural de puentes por socavación, con base en la construcción de funciones de

vulnerabilidad, para ello, se aplicará un método basado en la modelación de la interacción suelo-estructura a


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efecto de considerar la degradación de la rigidez de los resortes por la pérdida de empotramiento provocada

por la socavación.

En lo que sigue se describirán los principales parámetros que se deben calcular por campo de conocimiento

(hidrología, hidráulica, geotecnia y estructuras), así como los criterios disponibles para realizar dicha

evaluación, a fin de contar con los datos necesarios para construir la función de vulnerabilidad para una

tipología de puente.

PARÁMETROS HIDROLÓGICOS

Obtener el gasto total máximo, QT (m3/s), del cauce que salvará el puente bajo análisis, cuya ecuación está

dada por:

s

p

TC

QQ

1 (1)

donde, Cs es una constante de concentración de sedimentos y Qp (m3/s) representa el gasto líquido que se

calcula con el método racional:

AiCQp 278.0 (2)

siendo, C es el coeficiente de escurrimiento, A el área de la cuenca (km2) e i es la intensidad de lluvia de

diseño para una duración igual al tiempo de concentración de la cuenca (mm/h).

PARÁMETROS HIDRÁULICOS

Partiendo de la definición de flujo de volumen o gasto, el área hidráulica requerida, Ah (m2), de la sección del

río en donde se ubica el puente se calcula de la forma siguiente:

r

Th

V

QA (3)

Vr (m/s), se refiere a la velocidad de la corriente que se calcula con:

c

rt

LV

3600 (4)

L (m) y tc (h) representan la longitud del cauce principal y el tiempo de concentración, respectivamente. El

tiempo de concentración se obtiene por medio de la fórmula de Kirpich.

77.0

000325.0

s

Ltc (5)

Otro factor importante a considerar dentro de este rubro es el efecto del empuje hidrodinámico que ejerce el

flujo del cauce sobre la pila del puente, por lo que dicho empuje debido al fluido se obtiene con base a la

ecuación de Bernoulli en combinación con unos coeficientes de corrección. En este sentido, el Reglamento

AASHTO-LRFD (2012) propone una ecuación para calcular la presión, P (MPa), ejercida por el flujo de agua

(ecuación 6), que multiplicado por el área de exposición de la pila se obtiene el empuje hidrodinámico.

241014.5 rdVCxP (6)

donde, Cd es el coeficiente de arrastre que adquiere diferentes valores en función al tipo de geometría de la

sección de la pila o ángulo del flujo, de acuerdo a la norma AASHTO-LRFD (2012).


8

PARÁMETROS GEOTÉCNICOS

Se debe reunir toda la información geotécnica del sitio en donde se localiza el puente, dicha información se

obtiene de sondeos de exploración a diferentes profundidades, todo con la intención de conocer la estratigrafía

y a su vez determinar las propiedades físico-mecánicas de los estratos, tales como: granulometría, peso

específico, cohesión y/o fricción y capacidad de carga. El diámetro de la partícula es un parámetro importante

para la determinación de la socavación general y local.

Otro parámetro fundamental es el módulo de rigidez al cortante del suelo (G) para simular el comportamiento

del suelo bajo la cimentación del puente. El valor de G se puede hacer en función de la velocidad de onda de

corte (Vs) y la densidad del suelo (ρ) al aplicar:

2

sVG (7)

De acuerdo a Ohta y Goto (1978), Vs se puede obtener con las siguientes ecuaciones empíricas:

Arcillas 23.0219.014.62 DNVs (8)

Arenas 20.017.096 DNVs (9)

donde, N (número de golpes) y D (m) son la resistencia a la penetración estándar y la profundidad,

respectivamente.

PARAMÉTROS DE SOCAVACIÓN

Una vez reunida la información hidrológica, hidráulica y geotécnica se procede a estimar los niveles de

socavación general y local, conforme a las ecuaciones que se proponen a continuación.

Socavación general

Maza y García (1987) realizaron un trabajo que simplifica el método de Lischtvan – Levediev, considerando

que la velocidad de la corriente (Vr) se puede obtener con la siguiente expresión:

sr

H

HV

66.1 (10)

donde,

em

T

BH

Q3/5

(11)

L

Vm387.01 (12)

En las expresiones anteriores H es la altura original de tirante, Hs representa la altura de tirante con una

profundidad máxima de socavación, Hm es el tirante promedio, Be se refiere al ancho efectivo del cauce en la

sección transversal y µ es un coeficiente de contracción que se evalúa en función de la velocidad media en la

sección, Vm (m/s), y la longitud libre entre dos pilas, L (m).

De acuerdo al trabajo antes referido, al tomar como base la ecuación 10, la evaluación de la socavación en

suelos homogéneos se puede realizar con las expresiones que se describen a continuación:

Si 0.0005 m ≤ d84 ≤ 0.0028 m para arenas


9

030.084

030.084

322.0

28.084

66.1

)(7.4

d

d

sdX

HH

(13)

Si 0.0028 m ≤ d84 ≤ 0.184 m

092.084

092.084

322.0

28.084

66.1

)(7.4

d

d

sdX

HH

(14)

Si 0.184 m ≤ d84 ≤ 1.00 m

187.084

187.084

322.0

28.084

66.1

)(7.4

d

d

sdX

HH

(15)

donde, X es un factor que está en función del diámetro medio de los granos, cuyos valores se describen

ampliamente en el trabajo de Badillo y Rodríguez (2002).

Para suelos cohesivos la ecuación respectiva es:

75.0

75.0

28.66

18.1

66.15780 d

d

d

s

HH

(16)

donde,

)(03342.08416.0 rn TL (17)

siendo, γd peso volumétrico seco del suelo y β representa la probabilidad anual de que se presente el gasto de

diseño por lo que está en función del periodo de retorno, Tr (años).

Socavación local

Existe en la literatura técnica correspondiente varios métodos para calcular la socavación local en pilas, así se

pueden mencionar algunos de ellos: Laursen y Toch (1953-1956), Yaroslatziev (1960), Adaptación de Neill al

método de Laursen y Toch (1964), Larras(1963), Neill (1964), Arunachalam (1965,1967), Carsten (1966),

Maza Sánchez (1968), Breusers, Nicollet y Shen (1977), Universidad Estatal de Colorado (CSU), Melville y

Stherland (1988), Froehlich (1991), entre otros. En el trabajo de Melville y Coleman (2000) se comenta

ampliamente diferentes criterios desarrollados en el mundo para estimar este tipo de socavación.

En la República Mexicana se han utilizado los métodos de Laursen-Toch (1953-1956) y Yaroslatziev (1960),

sin embargo, Maza y Sánchez (1996) desarrollaron criterios de evaluación acordes a las condiciones

hidrológicas que predominan en el país, mejorando la estimación de la socavación local con respecto a las

ecuaciones previamente desarrolladas en la literatura. A continuación se hace una breve descripción de estos

criterios.

El método de Laursen-Toch (1953-1956) contempla dos casos para evaluar la socavación local (So), el

primero de ellos se refiere cuando el flujo actúa paralelo al eje de las pilas, por lo que se usa la siguiente

ecuación:

bkkSo 21 (18)

donde, b es el ancho de la pila, mientras que el valor de k1 está en función de la relación H/b y k2 depende de

la forma de la nariz de la pila.


10

El segundo caso está referido al flujo que actúa con un ángulo de incidencia, ϴ, con respecto al eje de la pila,

en tal circunstancia, la expresión 18 cambia el factor k2 por k3 que considera ϴ y la relación largo-ancho de la

pila.

La expresión que propone Yaroslatziev (1960) está dada por:

dg

VKeKKS r

Hvfo 302

(19)

donde,

3

1

2

28.0gb

VK r

v (20)

1

35.017.0logb

HKH (21)

en que, Kf es un coeficiente que depende de la forma de la nariz de la pila y el ángulo de incidencia entre la

corriente y el eje de la misma, e es un coeficiente de corrección y vale 0.6 si se encuentran las pilas en el

cauce principal y 1.0 para las construidas en el cauce de avenidas, g = 9.81 m/s2, b1 se refiere a la proyección

de un plano perpendicular a la corriente de la sección de la pila y d representa el diámetro (m) de las

partículas más gruesas que forman el fondo.

El método de Maza y Sánchez (1966) establece una clara diferencia entre la socavación producida cuando la pila está alineada con la corriente y la socavación cuando la pila presenta esviaje respecto a la corriente. Para la estimación de la socavación local se desarrollaron gráficas relacionadas con pilas rectangulares, redondeadas y circulares, tal como se describe en el trabajo de Juárez y Rodríguez (2002), que consideran la influencia de los siguientes parámetros: Hm, Vm, b1 y el número de Froude (F2) corregido por un coeficiente fc debido al ángulo de incidencia de la corriente.

PARÁMETROS ESTRUCTURALES

Para analizar la estabilidad de la estructura de puentes por el efecto de socavación es importante revisar las herramientas de modelación y en consecuencia los métodos de análisis que pueden reproducir el comportamiento que experimentan los puentes ante dicho fenómeno.

En este aspecto los conceptos de interacción suelo-estructura se pueden usar dado que las características del suelo influyen en la respuesta de la estructura y más cuando la socavación reduce la longitud de empotramiento de las pilas y aumenta el valor del periodo fundamental, lo que puede provocar el colapso del puente (Sánchez, 1997). Por consiguiente, el modelo de resorte equivalente es el más simple para el análisis del movimiento de giro de una estructura. La función principal de los resortes es representar las características del terreno en donde la cimentación de la estructura está desplantada. La evaluación correcta de la interacción suelo-estructura debe realizarse con resortes asociados a las direcciones de movimiento de la cimentación, para ello Dorbry y Gazetas (1986) propusieron expresiones teóricas para la evaluación de la rigidez estática en seis grados de libertad (tres lineales y tres angulares). Para los fines de esta investigación se usaron las ecuaciones asociadas a los tres modos de vibración de traslación, para una geometría de la cimentación de forma general, dadas por: Modo de vibración vertical, Kz

1

2 LGSK z

z (22)

24.2zS , si 02.04 2

L

A (21)


11

2454.173.0

L

ASz , si 02.0

4 2

L

A (22)

LBA 4 (23)

Modo de vibración dirección corta, Ky

2

2 LGSK

yy (24)

24.2yS , si 16.04 2

L

A (25)

38.0

245.4

L

AS y , si 16.0

4 2

L

A (26)

Modo de vibración dirección larga, Kx

75.0

121.0L

BLGK

Ky

x (27)

donde, L es la mitad de la dimensión horizontal de la cimentación perpendicular al eje de giro, B es la mitad

de la dimensión restante y ν es la relación de Poisson.

Una vez obtenidas los valores de las rigideces estáticas, se procede a afectarlas en función de la longitud de

empotramiento de la cimentación empleando las expresiones de Whitman (1972), que están en función de la

relación de Poisson (ν), la profundidad de desplante de la cimentación (D) y el radio equivalente (Rh), las

cuales se describen a continuación:

Factor de empotramiento vertical, FEv

h

vR

DFE 16.01 (28)

Factor de empotramiento horizontal, FEh

h

hR

DFE 255.01 (29)

El modelo en el cual se pretende visualizar el comportamiento de la estructura ante la acción de la socavación

debe contener todas y cada una de las características recabadas anteriormente, es decir, se deben incluir todas

las propiedades de la estructura real al modelo en computadora, así como la variación de las rigideces

conforme se pretenda ir observando el comportamiento de la estructura en razón del incremento del tirante.

FUNCIÓN DE VULNERABILIDAD

En esta parte de la metodología se construye una función de vulnerabilidad que representa el nivel de daño en

la estructura ocasionado por los factores previamente revisados, de tal forma que describe la evolución del

comportamiento desde el inicio del daño hasta el colapso de la estructura.

Con la integración de los parámetros obtenidos desde los hidrológicos hasta los estructurales se procede a

trazar una curva de vulnerabilidad que está conformada en el eje de las abscisas por la relación tirante-ancho

de la pila (y/b) y en el eje de las ordenadas por un índice de daño físico de la estructura (ID), el cual varía de

cero a la unidad, que representan daño nulo y colapso, respectivamente (figura 7).


12

Figura 7 Función de vulnerabilidad de puentes por socavación

En esta investigación se trabajaron puentes típicos carreteros de concreto reforzado y presforzado. En

consecuencia, para evaluar la vulnerabilidad a través del daño físico que experimentan por la socavación se

consideraron los factores que se comentan a continuación.

Se revisa si los esfuerzos inducidos en la superestructura superan la resistencia a tensión del material, también

se analiza si las deformaciones afectan la estabilidad de las trabes que están apoyadas sobre neoprenos,

además de vigilar que los esfuerzos de flexocompresión y las distorsiones de elementos esbeltos no

sobrepasen valores permisibles.

APLICACIÓN

Para ilustrar la aplicación de la metodología propuesta en este trabajo, en cuanto a la forma de construir las

funciones de vulnerabilidad, se comentarán dos casos de puentes carreteros con diferente tipo de cimentación:

superficial y profunda, ubicados en el estado de Tabasco que es una de las regiones del país constantemente

afectada por los huracanes que entran por el Atlántico y en consecuencia se ve amenazada este tipo de

infraestructura.

CASO 1

Descripción de la estructura

El puente en estudio libra el río Pichucalco y está construido de concreto armado en la subestructura, la cual

está constituida por 3 pilas de alturas variables (figura 8), cada una de ellas apoyadas en cimentaciones

superficiales, con un nivel de desplante Df = 3m; en tanto la superestructura está constituida a base de vigas

AASHTO tipo III, cubiertas con una capa de rodadura a base de concreto armado de 15 cm de espesor.

Es un puente con una longitud de 113.54 m y un ancho de calzada de 8.65 m albergando 2 carriles vehiculares

(figura 9). Cuenta con 4 claros formados por 5 vigas cada uno de ellos, cada una de las vigas descansa sobre

apoyos de neopreno y estas a su vez en pilas tipo estribos, de longitud igual a 9.40 m y un espesor de un 1.0 m

con los extremos en forma angular para evitar en lo mayor posible el efecto hidrodinámico del cauce del río

Pichucalco.


13

Figura 8 Puente del caso I

Parámetros básicos

En la tabla 1 se resume la información básica obtenida en cada campo de conocimiento, al aplicar las

ecuaciones 1 a 7.

Tabla 1 Parámetros básicos para el puente del caso 1

Campo Parámetros

Hidrología QT (m3/s)

Tr (años)

1258 100

Hidráulica Vr (m/s) Ah (m

2)

3.03 465.54

Geotecnia γd (t/m3)

G (t/m2)

ν d50 (mm) d10 (mm)

1.6 3060 0.3

0.21 0.01

Estimación de la socavación

Con base en la información hidrológica, hidráulica y geotécnica (tabla 1) se procedió a calcular la socavación

general (Hs), local (So) y total (HT), empleando las ecuaciones de 13 a 19, al variar el gasto total (QT) y en

consecuencia el tirante esperado en la sección del río (y), para con ello visualizar la tasa de incremento de la

socavación total al aumentar QT, que posteriormente servirá para analizar el efecto en la estabilidad de la

estructura. En la tabla 2 se condensa los cálculos anteriormente mencionados.


14

Tabla 2 Niveles de socavación total (HT) considerando diferentes tirantes de agua (y)

QT (m3/s) y (m) Hs (m) So (m) HT (m)

149.44 1.00 1.20 0.16 1.36 298.88 2.00 1.22 0.45 1.67 448.32 3.00 1.22 0.85 2.07 597.76 4.00 1.23 1.23 2.46 747.20 5.00 1.24 1.75 2.99 896.64 6.00 1.24 2.34 3.58

1,046.08 7.00 1.25 3.02 4.27 1258.29 8.42 1.25 4.08 5.33

Modelo de la estructura

Con los datos geotécnicos y geométricos de la cimentación superficial del puente se realizó el cálculo de las

rigideces estáticas a partir de las ecuaciones 22, 24 y 27, obteniendo los resultados que se presentan en la tabla

3.

Tabla 3 Rigideces estáticas del suelo

Modo de vibración Rigidez estática (t/m)

Vertical Kz 73457.5 Horizontal, dirección corta Ky 75801.6 Horizontal, dirección larga Kx 63806.4

Una vez determinadas las rigideces estáticas se procedió a afectarlas por el factor de empotramiento (FEv y

FEh), para ello se emplean las ecuaciones 28 y 29. Con dicho factor se considera directamente el efecto de la

socavación en la estabilidad de la estructura al degradar las rigideces antes referidas. En la tabla 4 se resumen

los cálculos de las rigideces afectadas por el factor de empotramiento, que como se podrá notar el análisis se

realizó hasta un tirante de 5 m, debido a que su respectiva socavación total es igual al nivel de desplante de la

cimentación, condición para la cual se considera inestabilidad de la estructura.

Tabla 4 Rigideces estáticas afectadas por el factor de empotramiento (FEv y FEh)

y (m) HT (m) Kz Ky Kx

0.0 0.0 73457.50 75801.60 63806.40 1.0 1.36 64561.54 60406.55 50847.54 2.0 1.67 62566.15 56953.40 47940.83 3.0 2.07 59906.88 52351.34 44067.02 4.0 2.46 57384.76 47983.19 40390.10 5.0 2.99 53898.32 41953.12 35314.26

Se realizó el modelo del puente con el programa de análisis estructural SAP2000 v15 (figura 9), en el cual se

modelaron las pilas con elementos sólidos, mientras que para las trabes se utilizaron elementos barra, en tanto

que la losa se discretizó con elementos placas. De igual forma se le incorporaron al modelo las rigideces

estáticas obtenidas en la tabla 4 para analizar el comportamiento de la estructura por efecto de la socavación.

Figura 9 Modelo del Puente, caso 1, con la incorporación de las rigideces estáticas en las pilas


15

Construcción de la función de vulnerabilidad

Con apoyo del modelo se realizó el análisis estructural bajo la combinación de carga debida al peso propio y

por el empuje hidrodinámico de la corriente, considerando diferentes tirantes de agua y profundidades de

socavación a través de los resortes estáticos incorporados.

El análisis reveló que la estructura del puente ofrece un comportamiento estable hasta un tirante de 3 m, con

una socavación total de 2 m, aproximadamente, sin embargo, superando estos valores las pilas y la cubierta

del puente experimentan momentos flexionantes que motivan esfuerzos de tensión cercanos a la resistencia a

tensión del concreto por lo que es de esperar las primeras grietas. Conforme se incrementa la socavación, las

pilas experimentan desplomos que pueden provocar la pérdida de apoyo de los tableros de la cubierta, por lo

que el colapso se presenta cuando la socavación supera la profundidad de desplante de la cimentación.

Con base en lo anterior se puede construir la curva de vulnerabilidad al evaluar el índice de daño físico (ID)

de la estructura en función de la relación tirante-ancho de la pila (y/b), con la interpretación de ID que se

muestran en la tabla 5, cuya gráfica se muestra en la figura 10.

Tabla 5 Interpretación del índice de daño (ID)

y/b HT (m) Observación ID (y/b)

0 0 Daño nulo 0 1 1.36 Daño nulo 0.03 2 1.67 Daño nulo 0.06 3 2.07 Inicio de daño 0.10 4 2.46 Daño severo 0.40 5 2.99 Colapso 1.00

Figura 10 Función de vulnerabilidad para el puente del caso 1

CASO 2

Descripción de la estructura

El puente tiene un claro total de 55.50 m con dos apoyos centrales y dos estribos, por lo que está seccionado

en tres claros de 18.55 m cada uno, medidos en el sentido del kilometraje creciente (figura 11). Los estribos y

las pilas son de concreto reforzado. La superestructura está formada por trabes tipo AASHTO y losa de

concreto reforzado de 25 cm de espesor. Las pilas son de sección transversal variable de forma trapezoidal, y

con espesor variable. Las trabes están simplemente apoyadas sobre placas de neopreno de 5 cm de espesor,

sobre las pilas y los estribos. El peralte de las trabes es de 1.20 m y 1.50 m, por lo que el peralte total,


16

considerando la trabes y la losa de concreto es de 1.80 m. El ancho de calzada es de 17.96 m, y el ancho total

de 19.56 m.

El puente cuenta con una cimentación profunda a base de pilotes cuadrados con dimensiones de 0.40 m de

lado, hincados a una profundidad de 21 m.

Figura 11 Puente del caso 2

Parámetros básicos

En la tabla 6 se resume la información básica obtenida en cada campo de conocimiento.

Tabla 6 Parámetros básicos para el puente del caso 2

Campo Parámetros

Hidrología QT (m3/s)

Tr (años)

58.16 50

Hidráulica Vr (m/s) Ah (m

2)

1.51 38.51

Geotecnia Estrato 1 γd (t/m

3) G (t/m2)

Estrato 2 γd (t/m

3) G (t/m2)

Estrato 3 γd (t/m

3) G (t/m2)

Estrato 4 γd (t/m

3) G (t/m2)

Estrato 5 γd (t/m

3) G (t/m2)

Estrato 6 γd (t/m

3) G (t/m2)

ν d85 (mm)

1.65

4423.61

1.94 2561.53

1.70

5564.06

1.97

2938.63

1.97 3024.41

1.67

3079.07

0.3 0.65

Estimación de la socavación

Con base en la información de la tabla 6 se procedió a calcular la socavación total (HT) al variar el gasto total

(QT) y el tirante esperado en la sección del río (y). En la tabla 7 se resumen los cálculos.


17

Tabla 7 Niveles de socavación total (HT) considerando diferentes tirantes de agua (y)

QT (m3/s) y (m) Hs (m) So (m) HT (m)

10 1.16 0.43 0 0.43 58.16 3.32 1.46 2.22 3.68

70 3.84 1.68 3.29 4.98 85 4.41 1.95 3.67 5.62 100 4.97 2.20 3.62 5.82 120 5.71 2.52 3.51 6.03 300 10.27 5.04 3.15 8.18 380 11.82 6.02 3.57 9.58 500 13.98 7.40 3.83 11.23

Modelo de la estructura

Con los datos geotécnicos y geométricos de la cimentación profunda del puente se realizó el cálculo de las

rigideces estáticas obteniendo los resultados que se presentan en la tabla 8.

Tabla 8 Rigideces estáticas del suelo

Estrato Kz (t/m2) Kx (t/m

2) Ky (t/m2)

I 11476.12 9367.65 9367.65 II 6645.34 5424.42 5424.42 III 18625.69 14545.49 14545.49 IV 8210.09 6411.56 6411.56 V 8449.75 6598.72 6598.72 VI 8602.47 6717.99 6717.98

En la tabla 9 se resumen los cálculos de las rigideces afectadas por el factor de empotramiento, que como se

podrá notar el análisis se realizó para cada estrato hasta una socavación total del orden de 11 m, que

corresponde a la mitad de la profundidad de desplante de los pilotes, condición que puede provocar

inestabilidad en la estructura.

Tabla 9 Rigideces estáticas afectadas por el factor de empotramiento (FEv y FEh)

y (m) HT (m) Estrato Kz (t/m2) Kx (t/m

2) Ky (t/m2)

3.32 3.68 I 0 0 0 II 6645.34 5424.42 5424.42 III 18625.69 14545.49 14545.49 IV 8210.09 6411.56 6411.56 V 8449.75 6598.72 65.98.72 VI 8602.47 6717.99 6717.98

5.71 6.03 I 0 0 0 II 0 0 0 III 18625.69 14545.49 14545.49 IV 8210.09 6411.56 6411.56 V 8449.75 6598.72 65.98.72 VI 8602.47 6717.99 6717.98

10.27 8.18 I 0 0 0 II 0 0 0 III 15545.13 12139.77 12139.77 IV 8210.09 6411.56 6411.56 V 8449.75 6598.72 6598.72 VI 8602.47 6717.99 6717.98

13.98 11.23 I 0 0 0 II 0 0 0 III 0 0 0 IV 8210.09 6411.56 6411.56 V 8449.75 6598.72 6598.72 VI 8602.47 6717.99 6717.98

Este puente también se modeló con el programa SAP2000, en donde, los muros-pilas se

discretizaron con elementos sólidos, la losa y trabes se modelaron con elementos placa y barra,


18

respectivamente. Para la cimentación profunda a base de pilotes se usaron elementos barra y se

incorporaron los resortes equivalentes (tabla 9) para simular las propiedades del suelo en contacto

con la cimentación (figura 12).

Figura 12 Modelo del Puente, caso 2, con la incorporación de las rigideces estáticas en los pilotes

Construcción de la función de vulnerabilidad

Al igual que el puente del caso 1 se realizó el análisis estructural bajo la combinación de carga debida al peso

propio y por el empuje hidrodinámico de la corriente, considerando diferentes tirantes de agua y

profundidades de socavación a través de los resortes estáticos incorporados.

Los resultados del análisis revelaron que la parte más crítica de la estructura radica en los pilotes, debido a

que conforme se incrementa la socavación, los esfuerzos por flexocompresión inducidos en los mismos se

acercan a la resistencia que ofrece el elemento, aunado a que las distorsiones de los pilotes llegan a una

condición de fluencia que prácticamente lleva al colapso a la estructura.

Para construir la función de vulnerabilidad se asignó un valor de cero para daño nulo y un valor de uno

cuando la distorsión de los pilotes supera la de fluencia lo que se interpreta como falla de la estructura, en la

tabla 10 se muestra la interpretación del índice de daño (ID) y en la figura 13 se muestra la gráfica de la

función de vulnerabilidad.

Tabla 10 Interpretación del índice de daño (ID)

y/b HT (m) Observación ID (y/b)

0 0 Daño nulo 0 0.97 3.0 Daño nulo 0.04 1.35 6.0 Daño nulo 0.06 1.97 8.0 Inicio de daño 0.31 2.39 11.0 Colapso (fluencia de los pilotes) 1

CONCLUSIONES

En este artículo se presentó una metodología para evaluar la vulnerabilidad estructural de puentes por

socavación, identificando los principales parámetros que se requieren conocer de las áreas de hidrología,

hidráulica y geotecnia, para combinarlos con los de la ingeniería estructural a fin de realizar una valoración

más representativa del entorno de la estabilidad estructural en este tipo de infraestructura.

Es fundamental la integración de los estudios preliminares de las áreas antes mencionadas para tener una

buena estimación de la socavación, que al vincularlo con los conceptos de interacción suelo-estructura se

puede hacer un análisis del comportamiento de la estructura ante la pérdida de empotramiento. Dicho análisis

da la pauta para derivar una función de vulnerabilidad, que con base a la relación tirante de la corriente-ancho

de la pila (y/b), permite identificar las condiciones que pueden poner en riesgo la seguridad del puente.


19

Las funciones de vulnerabilidad derivadas para dos tipologías de puentes del estado de Tabasco muestran que

el daño es mínimo para las primeras relaciones de y/b, por lo que el daño evoluciona lentamente, sin embargo

el colapso se presenta de forma súbita; en el puente de cimentación superficial se presentó en el momento que

la socavación superó la profundidad de desplante; mientras que en el puente de cimentación profunda la falla

se observó cuando la socavación fue superior al 50 % de la profundidad de desplante de los pilotes, condición

que da lugar a la deformación de fluencia de los mismos.

Figura 13 Función de vulnerabilidad para el puente del caso 2

AGRADECIMIENTOS

Se agradece la colaboración de los ingenieros Carlos Iván Ramón Diego y Fernando Guerrero Hernández,

quienes a través de la elaboración de sus tesis de licenciatura realizaron los modelos y análisis de los puentes

que se presentaron en este artículo.

REFERENCIAS

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20

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