XI.- ECUACIÓN GENERAL DE CAPACIDAD DE CARGA Meyerhot (1948, …., 1974) Hansen(1961, …., 1970) De Beer(1965, …., 1970) Vesic (1969, 1975) Cauto y Kérisel(1948,

Presentación del tema: "XI.- ECUACIÓN GENERAL DE CAPACIDAD DE CARGA Meyerhot (1948, …., 1974) Hansen(1961, …., 1970) De Beer(1965, …., 1970) Vesic (1969, 1975) Cauto y Kérisel(1948,"— Transcripción de la presentación:

1 XI.- ECUACIÓN GENERAL DE CAPACIDAD DE CARGA Meyerhot (1948, …., 1974) Hansen(1961, …., 1970) De Beer(1965, …., 1970) Vesic (1969, 1975) Cauto y Kérisel(1948, …., 1956) Berezantzer(1952) Los autores mencionados, modifican la ecuación. clásica de Terzaghi, afectándola por factores de forma, de inclinación y de forma. (329) N , Nq, Nc: factores de capacidad de carga B: ancho de fundación o diámetro s , sq, sc: factores de forma i , iq, ic: factores de inclinación d , dq, dc: factores de empotramiento Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones

2 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Notas: 1.-En la expresión general y en los factores se debe emplear B’, L’ (dimensiones reducidas del cimiento) 2.- No es recomendable según Bowles (1982) usar simultáneamente los factores i, s, de Hansen 3.-Vesic (1975). El incremento de capacidad de carga por la profundidad de la fundación, tiene efecto, cuando existe compresión lateral significativa (generalmente no se deben tomar los d , dq y dc). Factores de forma  > 10º Meyerhot (1963) (329.1) De Beer (Vesic, 1970) (329.2)  0 Meyerhot (1963) arcilla no drenada (329.3) De Beer (Vesic, 1970) (329.4)

3 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Meyerhot (1963)(329.5) De Beer (Vesic, 1970) (329.6) sq = 1  = 0 Meyerhot, (1963) (329.7)  > 10º Meyerhot (1963)(329.8) B: ancho de la fundación L: longitud de la fundación (329.9) Factores de Inclinaci ó n Meyerhot (1963), Hanna y Meyerhot (1981) (329.10) Brinch y Hansen (1970)(329.11)

4 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones donde: (329.12) La fig. 164, muestra la dirección que determina el ángulo  n.  n : Es la dirección proyectada de la fuerza en el plano del cimiento, medida respecto a L. Fig. 164.- Carga inclinada actuando en la zapata y su proyección en el plano de la misma. Las componentes vertical y horizontal de la carga se obtienen de la fig. 164, como: (329.13) (329.14) mB, mL, se expresan a través de:

5 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones (329.15) (329.16) Meyerhot (1963), Hanna y Meyerhot (1981) (329.17) Brinch y Hansen (1970) (329.18) Meyerhof (1963), Hanna y Meyerhof (1981) (329.19) Brinch Hansen (1970), Modificación de Vesic (1975) (329.20) Brinch Hansen (1970), Modificación de Vesic (1975) (329.21) s.r. No da resultados lógicos a partir de cierta fricción

6 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones donde: A: Area de la fundación. c: Cohesión del suelo. Factores de Empotramiento d  = 1D < B Brinch Hansen (329.22) d  = 1  = 0 (D < B) Meyerhof(329.23)  > 10º (D < B) Meyerhof(329.24) d  = 1D > B Brich Hansen(329.25) D  BBrinch Hansen(329.26) s.r. No da resultados lógicos a partir de cierta fricción D > B Brinch Hansen (329.27) s.r. No da resultados lógicos a partir de cierta fricción

7 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones dq = 1  = 0 D < B Meyerhot(329.28)  > 0º Meyerhot(329.29)  = 0 D  B Brinch Hansen (329.30)  > 0º D  B Brich Hansen (329.31) s.r. No da resultados lógicos a partir de cierta fricción D > B Hansen(329.32) D < B Meyerhof (329.33) Nota: arctan(D/B) en radianes Las siguientes ecuaciones son originalmente de Hansen (1970) y modificadas por Vesic (1975)

8 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones (329.34) (329.35) (329.36) Factores de Capacidad de Carga Reissner, 1924(329.37) Prandtl, 1921(329.38) Caquot, Kerisek, 1953, Vesic, 1973 (329.39)

9 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Notas Importantes: En la expresión de capacidad de carga y en la los factores, se deben emplear L’ y B’ (dimensiones reducidas por la excentricidad). Otros autores recomiendan aplicarlos en los factores sq, sc y s  solamente. Bowles (1982). Los factores de la inclinación de Brinch Hansen, no deben usarse conjuntamente con los factores de forma s. Vesic (1975): -En general no es recomendable considerar los factores de profundidad en el diseño de fundaciones superficiales -El efecto de la profundidad tiene importancia, cuando el método de instalación de la fundación produce compresión lateral significativa -No existe efecto cuando las fundaciones son perforadas o excavadas y rellenos -Tampoco existe efecto, si los estratos superyacentes al nivel de la fundación son relativamente compresibles.

10 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones La tabla 29, presenta los valores de capacidad de carga determinados a través de las ecuaciones 339.37, 339.38 y 339.39 a través de las ecuaciones 339.37, 339.38 y 339.39 Tabla #29.-Factores de capacidad de carga usados en la ecuación general. Ø NcNq NγNγ Nq/Nc Ø NcNq NγNγ Nq/Nc 05,14100,192622,2511,8512,540,53 15,381,090,20,202723,9413,214,470,55 25,631,20,20,212825,814,7216,720,57 35,91,310,150,222927,8616,4419,340,59 46,191,430,23 3030,1418,422,40,61 56,491,570,24 3132,6720,6325,990,63 66,811,720,25 3235,4923,1830,220,65 77,161,880,26 3338,6426,0935,190,68 87,532,060,27 3442,1629,4441,060,70 97,922,250,28 3546,1233,248,030,72 108,352,470,30,303650,5937,7556,310,75 118,82,710,31 3755,6342,9266,190,77 129,282,970,32 3861,3548,9378,030,80 139,813,260,33 3967,8755,9692,250,82 1410,373,590,35 4075,3164,2109,410,85 1510,983,940,36 4183,8673,9130,220,88

11 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones 1611,634,340,37 4293,7185,38155,550,91 1712,344,770,39 43105,1199,02186,540,94 1813,15,260,490,4044118,37115,31224,640,97 1913,935,80,42 45133,88134,88271,761,01 2014,836,40,43 46152,1158,51330,351,04 2115,827,070,45 47173,64187,21403,671,08 2216,887,820,46 48199,26222,31496,011,12 2318,058,660,48 49229,93265,51613,161,15 2419,329,60,50,5050266,89319,07762,891,20 2520,7210,660,51 Continuación,Tabla #29.-Factores de capacidad de carga usados en la ecuación general.

12 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones XII.- FUNDACIONES EXC É NTRICAS En el caso de que la carga sea exc é ntrica, actuando a una distancia “ e ” del centro geom é trico de la zapata (excentricidad, ver fig. 165), Meyerhof recomienda tratar los problemas con las mismas f ó rmulas que rigen el caso de cargas axiales pasando por el centro geom é trico, modificando para efectos de c á lculo, el ancho del elemento de cimentaci ó n a trav é s de la siguiente expresi ó n: Fig. 165.- Fundaciones excéntricas indicando el área efectiva y la distribución de esfuerzos. Lo anterior equivale esencialmente a considerar que la carga está centrada en un ancho menor que el real, y considerando además que una faja del cimiento de ancho 2e, no contribuye a la capacidad de carga. Este ancho reducido, B’, debe usarse en las fórmulas, en el término en que interviene B, en lugar de este último y, además también debe usarse al calcular la carga total que puede soportar el cimiento, al evaluar el área total de éste.

13 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones (330) En el caso de una cimentación rectangular con carga excéntrica en las dos direcciones (longitud y ancho), el criterio anterior se aplica independientemente a las dos dimensiones del cimiento. Es de señalar, a fin de evitar errores de cálculo, que en el caso de un área circular, la fórmula que da la carga total del cimiento es, consecuentemente con lo anterior: (331) Pruebas hechas en modelos hacen ver que el procedimiento de cálculo recién descrito, está del lado de la seguridad. En resumen, la componente vertical de la capacidad de carga de un cimiento superficial puede escribirse en el caso general, de carga inclinadas y excéntricas, como: (332)

14 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones También se puede indicar que las fundaciones son excéntricas, por que además de estar sujetas a una carga vertical Q, también se les transmite un momento. La fig.165, ilustra la distribución uniforme de carga para una fundación sin excentricidad y la distribución no uniforme de la carga en el suelo para una fundación excéntrica. La distribuciones indicadas en la fig.165, son idealizadas. La fig.166, muestra las distribuciones reales, lo cual depende de la rigidez de la fundación y del tipo de suelo. fig.166.- Distribuciones reales para una fundación flexible y rígida, apoyada en arcilla y arena.

15 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones También el volumen de suelo que aporta la capacidad de carga por debajo de la zapata, es modificado debido a la excentricidad, tal como se ilustra en la fig.167: fig. 167.- Volumen de suelo que determina la capacidad de carga en una fundacióncon y sin excentricidad. Con respecto a la fig.165, los esfuerzos transmitidos al suelo, se expresan por: Zapata sin excentricidad: (333)

16 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Zapatas excéntrica: Excentricidad solamente en la direcci ó n de “ B ” : (334.1) (334.2) (334.3) (334.5) (335.1)

17 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones (335.2) (335.3) (335.4) Excentricidad en la dirección de “B” y “L” (ver fig. 168): Considerando que existe excentricidad en la dirección de “B” y de “L”, y además escribiendo la excentricidad en la dirección “B” como “e B ” y en la dirección “L” como “e L ”, resulta: Las ecuaciones anteriores se escribirán, como:

18 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Fig.168. Fundaciones con excentricidad en ambas direcciones y algunos detalles de la excentricidad.

19 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones (336.1) (336.2) (336.3) (336.4) (337.1) (337.2)

20 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Si y e L >0Si (337.3) (337.4) (338.1) (338.2) (339.1) (339.2) q mín indica que se desarrolla tensión en cierta zona del suelo en el área de fundación.

21 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Si y (340.1) (340.2) Como el suelo no resiste tensión, ocurrirá una separación entre el suelo y la fundación. Para el caso cuando cierta zona del suelo está a tensión, se plantea (fig. 168c): Fuerza de reacción : (341) Además (342) Se escribe, además que:

22 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones (343) Resultando (344) Tomando momentos en “T” Sustituyendo B’ en q máx (345) (346) (347) (348)

23 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones (349) Cuando existe tensión en la zapata, el esfuerzo aplicado incrementa en 33% respecto al que puede existir siendo excéntrica, pero sin tensión. Fig. 169.- Modificación del ancho de la zapata para eliminar la excentricidad por momento. La fig. 169, ilustra como eliminar la excentricidad por momento. Al ampliar la zapata, se produce una excentricidad geométrica que compensa la excentricidad por momento (eg = - e Q, e total =0).

24 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones La fig.170, muestra el caso de zapatas en forma de “L”, para el caso donde la excentricidad de momento se puede eliminar, y también para el caso donde la carga queda totalmente fuera de la zapata. Fig. 170.- Fundaciones en L, con excentricidad total igual acero y con la carga aplicada fuera de la zapata. A continuación se presenta, cuatro rangos de zapatas excéntricas, con sus respectivas ecuaciones de ancho efectivo y gráficas para su determinación:

25 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Caso I: e L /L  1/6 y e B /B  1/6. El área efectiva para esta condición es mostrada en la fig. 171. El ancho efectivo B 1 y la longitud efectiva L 1 en este caso, se obtiene aplicando la ec. 348, tal como se indica: Igual a la ec 348 (350) Equivalente a la ec. 348 (351) (352) Fig. 171.- Area efectiva para el caso de e L /L  1/6 y e B /B  1/6. Ec. 348

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27 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones La longitud efectiva es igual a la más grande de las dimensiones B 1 ó L 1 y el ancho será igual a: (353) Caso II: e L /L < 0.5 y 0 < e B /B < 1/6. El área efectiva para este caso, es mostrado en la fig. 172.a y se obtiene a partir de: (354) La longitud L 1 y L 2, son determinados de la fig. 172.b. El ancho efectivo se calculará de la ec. 353, donde L’ se el valor mas grande entre L 1 y L 2.

28 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Fig. 172.- Área efectiva para el caso e L /L < 0.5 y 0<e B /B<1/6 (alter Highter and Anders, 1985) L’=? L 1 > L 2 -----  L’=L 1 L 2 >L 1 ------  L’=L 2 s.r: En el diseño se conoce eL y eB, pero no se conoce L,B. Por Tanto no se puede entrar a la gráfica para hallar L 1 y L 2. Entonces debería considerarse Para buscar B’

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30 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Se determina B Con B se determina L Luego se determina L 1 y L 2. Luego se calcula A’ Con A’ se obtiene q aplicada Esta q aplicada < q adm Caso III: e L /L < 1/6 y 0 < e B /B < 0.5. El área efectiva es mostrado en la fig. 173.a y se obtiene a partir de: (355) La longitud B 1 y B 2, son determinados de la fig. 173.b. El ancho efectivo se calculará de la ecuación: (356)

31 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Fig. 173.- Área efectiva para el caso de e L /L < 1/6 y 0 < e B /B < 0.5 (alter Highter y Anders, 1985)

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33 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Caso IV: e L /L < 1/6 y e B /B <1/6. El área efectiva es mostrado en la fig. 174.a y se obtiene a partir de: Fig. 174.- Área efectiva para el caso de e L /L < 1/6 y e B /B < 1/6 (alter Highter y Anders, 1985) (357) La longitud B 2 y L 2, son determinados de la fig. 174.b. El ancho efectivo se calculará de la ec. 356.

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35 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones XIII.- SUELOS ESTRATIFICADOS 1.- Estratos blandos o sueltos sobre estratos firmes (PecK, Hansen y Thorburn). La decisión principal: ¿se puede o no usar una cimentación a base de zapatas, se hace tomando en consideración? Calcular la capacidad de carga admisible del material superior, en la suposición de que se extiende a gran profundidad (?) y estimando el asentamiento que se produciría por la consolidación del estrato blando o suelto. Si la capacidad e carga admisible es demasiado pequeña o el asentamiento demasiado grande, las zapatas quedarán fuera de consideración. Entonces como solución se puede proponer: - Usar pilotes o pilas. - Reducir por excavación el exceso de carga en el subsuelo y construir una cimentación flotante

36 2.- Estrato compacto firme sobre depósito blando. Fig. 175.- a) Estrato resistente delgado. b) Estrato resistente grueso. Las consecuencias de la presencia de un depósito blando a alguna profundidad por debajo de estratos firmes, no son tan evidentes como las de los estratos blandos a poca profundidad. s.r: Por la dificultad de estimar capacidad de carga en el suelo estratificado y también por la dificultad en estimar los esfuerzos en la línea de estratificación.

37 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Si el depósito firme es relativamente delgado, las zapatas o losas, pueden ejercer suficiente presión, para hacer fallar al suelo blando subyacente (han ocurrido varias fallas de este tipo, ver fig. 175.a). Aún si la capa firme superior es lo suficientemente gruesa como para evitar la falla por cortante, el asentamiento de la estructura debido a la consolidación del depósito blando puede ser excesiva. El factor de seguridad contra la falla a través de la costra firme o estrato resistente, puede estimarse conservadoramente siguiendo la siguiente metodología: Determine “q” aplicada en la línea de estratificación q aplicada_línea_estratificación partiendo de q aplicada a nivel de la cota de fundación Compare q aplicada_línea_estratificación con q admisible_estrato_blando. El esfuerzo aplicado en la línea de estratificación no debe ser mayor a q admisible del estrato blando Si las zapatas están muy separadas y el estrato firme es extremadamente delgado con respecto al ancho de las mismas, el esfuerzo en la línea de estratificación (fig. 176) puede disminuirse aumentando el tamaño de las zapatas FS = q _adm_blando /q _línea

38 Fig. 176.- Disminución del esfuerzo en la línea de estratificación por aumento del ancho de zapata. En la fig. 176, se observa que para un ancho B de zapata q aplicada = 19.5 ton/m2 y el esfuerzo en la línea de estratificación es de 8.2 ton/m2. Cuando el ancho es de 2.B q aplicada = 9.75 ton/m2 y el esfuerzo en la línea de estratificación es de 6.6 ton/m2. Por tanto incrementando el área el doble, el esfuerzo en la línea de estratificación sólo se reduce en 19%. Si las cargas de las columnas se transmiten al suelo de fundación a través de una losa, los esfuerzos en la línea de estratificación solo se hubiesen reducido a 6.24 ton/m2.

39 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Por tanto q aplicada_línea_estratificación sigue siendo mayor a q admisible del suelo blando, aún aumentando el área de la fundación, entonces se debe recurrir: a) Fundar sobre pilotes o pilas b) Excavar el material para compensar parte del peso del edificio. Aún cuando q aplicada_línea_estratificación  admisible, se debe recurrir a las alternativas mencionadas. Si  fundación <  admisible y si el estrato firme es lo suficientemente grueso para impedir la falla por falta de capacidad de carga del suelo blando (q aplicada_línea_estratificación < q admisible ), las cimentaciones pueden proyectarse como si el depósito blando no estuviera. Si La separación entre fundaciones es pequeña y el espesor del estrato firme es considerable, q aplicada_línea_estratificación estaría poco afectada por el ancho B

40 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones En cuanto, a las pruebas de placa hay probabilidad de que el método resulte engañoso y peligroso, si las pruebas de carga se hacen sobre un estrato firme que esté situado sobre materiales más blando. La fig. 177, muestra dos casos en los cuales se hizo el ensayo de placa en una formación conformado por arcilla dura y arcilla blanda. Fig. 177.- Resultados de ensayos de placa hechos en un estratificado conformado por arcillas.

41 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones En la fig. 177.a, se observa la diferencia entre los esfuerzos que produce la placa y la zapata real en la línea de estratificación. Igualmente se ve que el asentamiento que puede sufrir la estructura puede ser excesivo, aunque prácticamente, éste no se produzca durante una prueba de carga en la que se use la misma presión en el suelo debajo de la placa. En la fig. 177.b, se observa que aún para un esfuerzo de 60.5 ton/m2 aplicado por la placa, el esfuerzo en el contacto con la arcilla blanda es de 3 ton/m2. Comentarios respecto a lo anterior: Han ocurrido accidentes, por haber diseñado tomando los resultados de los ensayos de placa, hechos sobre costra dura. Si se usa el método de pruebas de carga, es necesario saber si la resistencia del suelo disminuye con la profundidad. Si la resistencia del suelo disminuye con la profundidad, las pruebas deben ejecutarse en los lugares en que puedan investigarse la capacidad de los estratos más blandos. Generalmente es preferible determinar la carga admisible en arcillas intactas, mediante cálculos basados en los resultados de pruebas de compresión simple o pruebas triaxiales no drenadas

42 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones La fig. 178, presenta un ejemplo dado por Peck, Hansen y Thorburn, para estimar la capacidad de carga en arcilla estratificadas, cuando el estrato resistente es delgado. Fig. 178.- Ejercicio para estimar la capacidad de carga en arcilla estratificada

43 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones A continuación se presentan varias métodos, que permiten estimar la capacidad de carga en suelos estratificados: I.- Caso de dos estratos de arcilla en condición no drenada y de cohesión C1 y C2. La fig. 179, presenta la superficie de falla considerada por Button (1953), para el análisis de la capacidad de carga en un perfil conformado por dos estratos de arcilla. Fig. 179.- Superficie de falla de Button, para el análisis de capacidad de carga en arcillas estratificadas.

44 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones La fig. 180, muestra la variación del factor de capacidad de carga Nc versus la relación de cohesión del estrato subyacente respecto al estrato sobreyacente. La falla considerada en este caso es circular. Fig. 180.- Soluci ó n de Button (1953) para un sistema de dos estratos cohesivos.

45 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones 1.- Cuando C2/C1< 1, se observa: Estrato No 1 es el de mayor resistencia. Para un valor de la relaci ó n C2/C1, se determina que a medida que incrementa la relaci ó n z/B, el valor de Nc tambi é n incrementa. Cuando el valor de la relaci ó n z/B incrementa, significa que la cota de la fundaci ó n se retira de la l í nea de estratificaci ó n y por consiguiente del estrato m á s blando. Para las relaciones z/B = 0.75; 1.0 y 1.50, los valores de Nc, se hacen independientes de la relaci ó n C2/C1. Es decir que a ú n aumentando la resistencia el estrato No 2, el factor Nc no incrementa m á s all á de cierto valor (Nc = 5.5).

46 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones 2.- Cuando C2/C1> 1, se observa: Estrato No 1 es el de menor resistencia. Cualquiera sea el valor de la relación z/B, siempre vamos a tener valores del factor de capacidad de carga Nc, mayores al caso anterior. Para un valor de la relación C2/C1, se determina que a medida que incrementa la relación z/B, el valor de Nc disminuye. Significa que nos alejamos del estrato más resistente. Cuando el valor de la relaci ó n z/B incrementa, significa que la cota de la fundaci ó n se retira de la l í nea de estratificaci ó n y por consiguiente del estrato m á s resistente (Estrato No 2). Para todas relaciones z/B, los valores de Nc se hacen independientes de la relación C2/C1. Es decir que aún aumentando la resistencia el estrato No 2, el factor Nc no incrementa más allá de cierto valor dependiendo de la relación z/B. La capacidad de carga en estos casos, puede ser estimada a través de: (358)

47 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones La fig. 181, corresponde a Reddy y Shrinivasan (1967), proponen soluciones a la Button. En este caso el factor K en cada grafica es la relaci ó n entre la resistencia cortante en la direcci ó n vertical del estrato de arcilla que quede inmediatamente bajo el cimiento y la resistencia en el mismo estrato medida en direcci ó n horizontal. Fig. 181.- Factor de capacidad de carga según Reddy y Srinivasan (1967) en suelos cohesivos estratificados.

48 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Brow y Meyerhof (1969) propone: Consideran que la superficie de falla de Button es irreal y Nc, resulta insegura. Proponen estimar la capacidad de carga, según la siguiente ecuación: (359) donde: Kc: Factor empírico que toma en cuenta la incidencia de las resistencias cortantes relativas. C 1 : Resistencia del estrato sobreyacente. Nc = 5.14 Para el caso C 2 /C 1 > = 1: Posiblemente falla por flujo plástico en sentido horizontal. La tabla 30, da los valores del factor Kc, para zapatas continuas.

49 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Tabla Nº 30: Factor Kc para zapatas continuas (capa superior más débil) ________________________________________________________________ valores de la relación (B/z) ________________________________________________________________ C2/C1 <=2 4 6 8 10 20  1.0 1 1.00 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.5 1 1.03 1.06 1.09 1.11 1.19 1.50 2.0 1 1.08 1.12 1.15 1.19 1.35 2.00 3.0 1 1.09 1.17 1.24 1.31 1.58 3.00 4.0 1 1.11 1.21 1.30 1.39 1.76 4.00 5.0 1 1.12 1.24 1.34 1.44 1.88 5.00 10. 1 1.15 1.30 1.45 1.58 2.21 9.80

50 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Ejemplo: B/z =6 y C2/C1=5 --  Kc=1.24 y Nc = 5.14 --  Kc.Nc = 6.37 B/z = 10 y C2/C1=10 --  Kc=1.58 y Nc = 5.14 --  Kc.Nc = 8.12 Nota: Para C2/C1 >= 1 y zapatas cuadradas, utilizar fig. 182. Para C2/C1 >= 1 y zapatas continuas, también puede utilizar fig. 183. De la fig. 182 y 183, se obtiene el factor Nc modificado, cuya simbolog í a es Nm. En este caso la capacidad de carga, se obtiene seg ú n: q ult = C 1. Nm + q (360)

51 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Fig. 182.- Factores de capacidad de carga modificados N m, para zapatas cuadradas colocadas sobre dos capas de suelos cohesivos, bajo condiciones no drenadas (Vesic, 1975). Fig. 183.- Factores de capacidad de carga modificados N m, para una zapata continuas colocada sobre dos capas de suelos cohesivos, bajo condiciones no drenadas (Vesic, 1975).

52 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Comparando con los valores obtenidos en la tabla: C2/C1 = 5 y B/H = 6 ----  N m = 6.37 C2/C1 = 10 y B/H = 10 ----  N m = 8.10 Para el caso C2/C1 < 1: Estrato inferior más débil. Probablemente falla por punzonado alrededor de la zapata. Para el factor Kc, se debe aplicar: Zapata rectangular (361) Zapata continua (362) donde: Sc: Factor de forma Z: Distancia de la cota de fundación a la línea de estratificación.

53 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Posteriormente Meyerhof y Hanna (1978), proponen: Para el caso C2/C1 < 1 La fig. 184, la superficie de falla por debajo de la zapata, que consideran los autores para la determinación de la capacidad de carga. Si Z/B es relativamente pequeña: La falla debajo del suelo de fundación, tomará lugar por punzonado (capa superior). La capacidad en este caso viene dada por: (363) Donde: Nc = 5.40 Ca: Adhesión a lo largo de aa´ Se obtiene de la fig. 185. Falla por punzonado en la capa superior. Falla general en la capa inferior

54 Fig. 185.- Variación de Ca/C u1 con C u2 /C u1 de acuerdo a Meyerhot y Hanna’s theory. El valor de q ult de la ec. 363, debe cumplir: Falla de corte general en la capa superior. (364) q ult en la ec. 363, no puede ser superior a lo que aporta el estrato sobreyacente. Nota: Si Z/B es relativamente grande, la superficie de falla para q_ult, estará totalmente contenida en la capa superior. Fig. 184.- Superficie de falla en el caso C2/C1 < 1 (Meyerhof y Hanna, 1978).

55 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Para el caso C2/C1 > 1 Parte de la falla ocurre en el estrato superior y otra parte en el estrato inferior. En este caso la capacidad de carga se obtiene a través : (365) donde: (resistencia del estrato sobreyacente) (366) (resistencia del estrato subyacente) (367) (368) Respecto a la ec. 365, se comenta: Si Z = Hf, la zapata se retira considerablemente de la línea de estratificación y q ult debe ser aportada totalmente por el estrato I, es decir (q ult = qt). Si Z=0, la cota de fundación es la línea de estratificación y q ult la aporta el estrato subyacente, es decir (q ult = qb).

56 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Meyerhof y Hanna (1978), proponen para fundaciones en arenas densas o compactadas, sobreyaciendo arcilla blanda: La fig. 186, muestra la falla del suelo de fundación en este caso. Si el espesor Z debajo de la fundación es relativamente pequeña, la superficie de falla puede extenderse dentro de la capa de arcilla blanda. Fig. 186.- Superficie de falla considerada en el caso de que un estrato de arena se apoye en un estrato de arcilla blanda. (Meyerhof y Hanna, 1978).

57 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Para Fundaciones continuas, la capacidad de carga se estima: (369) (falla por punzonado capa superior) Si Z =0: Arena Arcilla donde:  : Fricción de la arena superior  : Peso unitario de la arena superior Ks:Coeficiente de resistencia al corte por punzonado (fig. 187) Nc = 5.14 La ec. 369, debe cumplir con la condición: (falla general en la capa superior) (370) donde: N , Nq: Factores de capacidad de carga de la arena

58 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Fig. 187.- Variación de K s versus , basado en la teoría de Meyerhot y Hanna. Cu =0 Suelo puramente friccionante Suelo cohesivo - friccionante

59 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Departamento de Vías Fundaciones Para fundaciones rectangulares la capacidad de carga se obtiene, de acuerdo a: (371) La ec. 371, debe cumplir: (falla general capa superior) (372) Nota: Si "Z" es grande, la superficie de falla ocurrirá completamente en la capa de arena. Si existen varios estratos de diferente resistencia afectados por la fundación:

60 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Fundacionesen Laderas Fundaciones en Laderas Deben existir una normativa que prohíba la construcción en la laderas y bordes de taludes. Sin embargo lo presentado a continuación es resultado de las investigaciones que no dejan de ser de interés ingenieril. La fig. 188, presenta una fundación ubicada en una ladera de pendiente determinada por el ángulo . Debido a que no está presente un volumen de suelo en la cuña pasiva, tal como el planteamiento inicial de capacidad de carga, entonces es necesario modificar las ecuaciones de los factores de capacidad de carga (Bowles).

61 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Fig. 188.- Fundación ubicada en ladera.

62 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería La fig. 189, ilustra un método gráfico para corregir los factores de capacidad de carga. Fig. 189.- Método gráfico para corregir los factores de capacidad de carga, para una Fundación ubicada en una ladera. Para la superficie de falla general (373) (374) Para la superficie de falla modificada (375) (376) Los factores de capacidad de carga modificados son ahora: (377) (378) (379)

63 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería La fig. 190, muestra una zapata cerca del borde del talud. Ahora la longitud L1 y el área A1, se obtienen, según la fig. 190, a partir de: (380) (381) Las ecuaciones de los factores de capacidad de carga modificados, son los mismos anteriores. En cuanto a la ec. de capacidad de carga son las vistas ya anteriormente. Fig. 190.- Fundación cerca del borde del talud.

64 Lo presentado a continuación, permite estimar los factores de capacidad de carga para fundaciones ubicadas en laderas y bordes de taludes. Fig. 191.- Factores de capacidad de carga para un cimiento en ladera de — D/B = 0 ---- D/B = 1 Estos valores serán inciertos ya que  =0 y Ns > 0, por tanto significa que existe un número de estabilidad. Pa ra suelos cohesivos Para suelos friccionantes

65 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería I.- Fundación continua en ladera ó talud. La fig. 191, permite estimar el factor de capacidad de carga Ncq para suelos puramente cohesivos y el factor N  q para suelos puramente friccionantes. Para materiales puramente cohesivos, se obtiene el factor de capacidad de carga Ncq. Ncq es función de: El número de estabilidad Ns (382) donde:  : Peso unitario del material H: Altura del talud c: Cohesión del material La capacidad de carga, en este caso se obtiene: (383)

66 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Observe: Un número de estabilidad alto indica bajo valor de Ncq y por tanto baja capacidad portante. Esto puede ser debido a una baja cohesión o a una altura de talud considerable. También se aprecia que cuando Ns =0 es decir H = 0, y  = 0 (superficie horizontal), el factor Ncq = 5.20. (D/B=0). -Inclinación de la ladera (  ). En el gráfico se ve que cualquiera que sea el valor de Ns, al incrementar  el factor de capacidad de carga Ncq disminuye. -De la relación de empotramiento D/B. El gráfico presenta curvas para D/B = 0 y D/B=1.

67 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Comentario: El gráfico muestra una sola curva para la estimación del factor Ncq, en el caso D/B =1, cuando el número de estabilidad es cero (Ns = 0). Sin embargo, se puede preguntar: ¿Para una fundación ubicada en ladera, tiene sentido tomar en consideración el empotramiento?, ¿Es más segura el sistema de fundación directa o la losa superficial?. Una respuesta lógica sería no tomar en cuenta el empotramiento en estos casos, y por tanto trabajar con las curvas correspondientes a D/B = 0 (ver fig. 192). Fig. 192.- Fundaciones directas y losas en laderas.

68 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Para materiales friccionantes, se obtiene el factor de capacidad de carga N  q. Nc  es función de: El ángulo de fricción interna del material (  ). Se ve que a mayor fricción mayor capacidad de carga, cualquiera sea la inclinación del talud. Inclinación de la ladera (  ). En el gráfico se ve que cualquiera que sea el valor de la fricción, al incrementar  el factor de capacidad de carga N  q disminuye. Se aprecia que el mínimo valor de N  q se presenta cuando  = . De la relación de empotramiento D/B. El gráfico presenta curvas para D/B = 0 y D/B=1. Comentario: Aquí la metodología si presenta tres curvas para cada uno de los casos de empotramiento, es decir para relaciones D/B = 0 y D/B = 1. A cada curva le corresponde un ángulo de fricción interna. Aquí igualmente se concluye lo mismo que el caso anterior respecto al empotramiento. La expresión de capacidad de carga se obtiene en este caso, como: (384)

69 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería II.- Fundación continua en el borde del talud. La fig. 193, permite estimar el factor de capacidad de carga en suelos cohesivos y friccionantes, de fundaciones ubicadas cerca del borde del talud. — D/B = 0 ---- D/B = 1 Fig. 193.- Factores de capacidad de carga para un cimiento en la corona de un talud. Para suelos cohesivos Para suelos friccionantes b/B (Ns = 0) y b/H (Ns >0)

70 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Para materiales puramente cohesivos, se obtiene el factor de capacidad de carga Ncq. Ncq es función de: Todos los comentarios de la fig. 191, también en este caso De la relación b/B para Ns = 0 (b: distancia del borde de zapata al borde del talud y B: ancho de fundación) y de la relación b/H para Ns> 0. Puede observarse que a partir de cierta distancia “b” o de cierta altura del talud “H”, el factor Ncq es independiente de la inclinación del talud . Se aprecia que para D/B=0 para cualquier valor de Ns, aún existe capacidad de carga siendo b=0 y  =90 Comentario: En este caso pudiera tomarse en cuenta el empotramiento. Debemos de considerar muy bien la distancia b y la altura H y no seguir completamente lo del gráfico. Por ejemplo D/B=1 y  =60º y b=0, se obtendrá Ncq = 5.20, un valor como si el suelo de fundación es horizontal y no existierá la presencia del talud. ¿es correcto?.

71 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Para materiales friccionantes, se obtiene el factor de capacidad de carga N  q. Los comentarios siguen siendo válidos para el caso de fundaciones en laderas. s.r Consideraciones respecto a la fig. 193, cuando el suelo es puramente cohesivo: Si  =0 y Ns=0 y D/B=1, significa que el terreno es horizontal Si  >0 y Ns=0 y D/B=1, significa que la zapata está ubicada al pie del talud. Si  =0 y Ns=0 y D/B=0, significa que el terreno es horizontal. Si  >0 y Ns=0 y D/B=0, significa zapata ubicada al pie del talud. Si  =0 y Ns>0 y D/B=0, significa que la zapata estará construida en la cresta del talud, pero bien retirada del borde del talud, sin estar afectada por el mismo. Si  >0 y Ns>0 y D/B=0, significa que la zapata estará construida en la cresta del talud, y cerca del borde, siendo afectada por el mismo.

72 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería XV.-PROYECTO DE CIMENTACIONES EN SUELOS COLAPSABLES La figura 194, presenta relaciones carga – asentamiento obtenidas en pruebas de placa en suelos colapsables, que representa los resultados de pruebas de carga estándar en loes, en cinco lugares de Estados Unidos. Fig. 194.- Prueba de carga estandar en depósitos de Loes en Nebraska y Lowa. El SPT, es útil para verificar esta uniformidad, pero en cambio pude dar valores bajos de la resistencia, a causa de que la peculiar estructura del material facilita la penetración del muestreador.

73 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería El comportamiento difiere con la humedad (  ). La relación es aproximadamente lineal hasta Pcr. (presión crítica) A partir de Pcr, los lazos de cohesión entre las partículas comienzan a romperse y el suelo a triturarse. Falla súbita No ocurre una falla súbita, el volumen del suelo saturado directamente debajo del área cargada, simplemente disminuye al romperse los poros llenos de aire

74 Comentarios: Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Zapata de mayor ancho Se le debe controlar la humedad si se quiere fundar en ellos Losa con humedad controlada

75 Por tanto no hay ningún chequeo de falla portante Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería

76 Estos pilotes también permite mayor desarrollo de la fricción laterarl Por tener una transición abrupta los pilotes pueden ser de fuste recto Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Los Suelos Residuales Colapsables o los que tengan un Origen Aluvial Pilas no recomendables

77 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Otro tratamiento diferente a pilotes es: Cimentaciones sobre Suelos Colapsables Sujetos a Humedecimientos

78 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería

79 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Este tratamiento: Ha tenido éxito en presas y diques. No ha tenido éxito en fundaciones para edificios, por lo siguiente: - Luego de saturar el suelo, se requieren cargas para producir un asentamiento antes de la construcción - El tiempo disponible no es suficiente para que el agua penetre en una profundidad suficiente, que se considere no debe cambiar de volumen. - La saturación puede ser muy irregular, y por tanto se reflejaran en los asentamientos de la superestructura.

80 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Cimentaciones en Suelos Expansivos Los suelos con elevada capacidad para expandirse pueden o no expandirse, su comportamiento depende de la condición física del material al principio de la construcción y de los cambios de esfuerzo y humedad a los que se les sujete.

81 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería El término suelos expansivos, implica no solamente la tendencia a aumentar de volumen cuando aumenta el contenido de agua, sino también la disminución de volumen o contracción si el agua se pierde. Debe tenerse presente que la contracción es simplemente el proceso inverso de la expansión. De una manera general, el potencial expansivo de un suelo, se relaciona con su índice de plasticidad, a partir del cual se puede definir varios grados de capacidad expansiva y los intervalos correspondientes del índice de plasticidad.

82 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería 1.- El de mayor importancia es la diferencia entre la humedad de campo en el momento de la construcción y la humedad de equilibrio que se alcanzará finalmente con la estructura terminada. Si la W_equilibrio > W_campo ---  puede ocurrir levantamiento del suelo o estructura W_equilibrio < W_campo ---  El suelo no se expandirá sino por el contrario se contraerá El hecho de que un suelo con elevado potencial de expansión, se expanda en la realidad depende de varios factores : 2.- El grado de compactación del suelo, si está en un terraplén o el grado de preconsolidación, si es un material natural inalterado.  d_compactación alta ----  Favorece la expansión en estos suelos cuando absorbe agua. OCR alto --------------  Favorece la expansión al absorber agua.

83 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería 3.- El esfuerzo al que el material quedará sujeto, después que la construcción se termine. q_aplicada alta ---  Menor es el grado de expansión que pudiera sufrir. q_aplicada baja---  Mayor grado de expansión que puede sufrir. Prueba de Expansión: Pruebas de Expansi ó n Libre

84 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Los siguientes valores definen, varios grados de el potencial de expansión: % incremento volumen < 1,5Baja expansión 1,5  % incremento volumen  5La expansión media 5  % incremento volumen  2,5La expansión alta % incremento volumen > 25Expansión muy alta Pruebas de Presión de Expansión Se usa el edómetro, impidiendo la expansión vertical al humedecer la muestra. La fuerza necesaria para impedir la expansión se determina como función del tiempo.

85 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Otras consideraciones de las fundaciones sobre suelos expansivos 1.- Si el suelo es clasificado como debajo potencial de hinchamiento, las practicas de construcción estándar pueden sugerirse. 2.- Si el suelo posee un marginal o alto potencial de hinchamiento, necesarias precauciones deben ser tomadas en consideración 2.1.- Remplazar el suelo expansivo debajo de la fundación (ver fig. 195). Se sustituye el suelo expansivo por un relleno de material, sin propiedades expansivas y bien compactado.

86 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Notas: En ambos casos el relleno sirve de colchón, que tiende a uniformizar los posibles movimientos, los cuales además son aceptados por la placa rígida de fundación Se debe tomar todas las medidas necesarias, para evitar el humedecimiento del relleno por agua de lluvia o por escapes de tuberías. 2.2.- Cambiar la naturaleza del suelo expansivo con algunas medidas, tal como: Control de la compactación (ver fig. 196). El hinchamiento del suelo expansivo, se disminuye sustancialmente cuando el suelo es compactado con un peso unitario menor al punto máximo y ubicado con 3% a 4 % por encima del contenido de humedad óptimo.

87 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería · Aún bajo tales condiciones, un tipo de losa sobre el suelo de construcción, podría no ser adecuada, donde el levantamiento probable puede esperarse sea de 35 mm o más. La fig. 196 es ilustrativa solamente y está basadas en estimaciones climáticas, la cual muestra los límites recomendados para la compactación de suelos en el campo, para la reducción del levantamiento. Pre-remojo. Esta es una técnica para incrementar el contenido de humedad de construcción. Sin embargo esta técnica puede tardar cierto tiempo, debido a que la velocidad de el agua a través de las arcillas altamente plásticas es lenta. Después de formar la charca se le agrega 4 a 5% de cal viva hidratada, la cual se coloca en superficie de la capa de el suelo, para hacer ésta menos plástica y más trabajable. Instalación de barreras para evitar la humedad (ver fig. 197). El efecto del levantamiento diferencial, puede ser reducido controlando la variación de la humedad en el suelo. Esto puede ser alcanzado por provisión de barreras de humedad verticales más o menos de 1.5 m de profundidad alrededor del perímetro de la losa superficial. Esas barreras de humedad, pueden ser construidas con zanjas llenas con gravas, concreto delgado o membranas impermeables.

88 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Fig. 197.- Tratamiento con barreras para el control de la humedad.

89 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Estabilización química del suelo. La estabilización química con la ayuda de cal y cemento han demostrado frecuentemente ser útiles. Una mezcla de aproximadamente de 5% de cal viva es suficiente en la mayoría de los casos. La cal o cemento y agua, son mezclados con el suelo de la superficie de la capa y compactados. La adición de cal viva o cemento disminuye el límite líquido, disminuye el rango de plasticidad y el hinchamiento del suelo. Este tipo de trabajo puede ser hecho para una profundidad alrededor de 1 m a 1.5 m. La cal dolomitica y la cal de calcio altamente hidratada son generalmente usados para la estabilización con cal. La Cal: Es producto de la calcinación de la piedra caliza, y sus propiedades varían de acuerdo al contenido de arcilla y a la temperatura de calcinación. La explicación más sencilla del procedimiento químico de la cal es el siguiente (ver fig. 198).

90 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Caliza Cal viva Fig. 198.- Proceso de obtención de la cal. Cal apagada

91 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería La cal apagada en pasta, tiene la propiedad de endurecer lentamente en el aire, enlazando los cuerpos sólidos, por lo cual se le emplea como aglomerado. Este endurecimiento recibe el nombre de fraguado y se debe en principio a una desecación por evaporación del agua con la que forma una pasta y luego a una carbonatación por absorción del anhídrido carbónico del aire, formándose carbonato de calcio y agua, reconstituyendo así la caliza de la que se partió. La calcinación de calcáreos que contengan arcilla en porcentaje inferior al 5%, produce las llamadas cales grasas, que al apagarse (CaO +H 2 O, al agregarle agua) producen una pasta fina, blanca, untosa, que aumenta mucho de volumen, permaneciendo blanda indefinidamente en sitios húmedos, fuera del contacto con el aire.

92 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Si la piedra caliza contiene menos del 5% de la arcilla, pero su contenido de magnesio es superior al 10% ( dolomitas ), se producen las llamadas cales magras, las cuales al añadirse agua, forman una pasta gris y poco trabada. Al secarse en el aire se reducen a polvo, y en el agua se deslíen (deshacer) y disuelven. La calcinación de rocas calizas con un contenido de arcilla superior al 5% produce las cales hidráulicas que tienen las mismas propiedades las cales grasas y además pueden fraguar en sitios húmedos y bajo el agua, por formación de silicatos y aluminatos de calcio hidratados. En la estabilización de suelos (fig. 199), el material más empleado es la cal hidráulica, cuya presentación comercial, es en polvo y envasada en bolsas de papel, lo que facilita su manipuleo y transporte. El uso de la cal viva se encuentra restringido en razón de los riesgos que presenta su manipuleo. Fig. 199.- Estabilización del suelo con cal.

93 Para pavimentos en carreteras y pistas de aterrizaje, la fig. 200 sugiere cierto tratamiento con cal y cemento. Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Fig. 200.- a) Pavimento para carreteras. b) Pavimento para una pista de aterrizaje.

94 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería La fig. 201, muestra el efecto que tiene la cal, en la plasticidad del suelo, en el grado de compactación y en la resistencia. Las figuras son ilustrativas, es decir no pueden ser usadas para ninguna estimación. Fig. 201.- Variación de la plasticidad, del grado de compactación y de la resistencia a la compresión simple versus el porcentaje de cal.

95 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Fig. 202.- Proceso de producción del cemento.

96 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Otro método de estabilización química, es a través de las inyecciones de lechada de cal o o lechada de cenizas volcánicas-cal dentro del suelo, y usualmente por encima de una profundidad de 4 a 5 m y ocasionalmente más profundo para cubrir la zona activa. Las inyecciones pueden ser simples o multiples (fig. 203). Fig. 203.- Distribución de inyecciones en el suelo de fundación.

97 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Nakanishi (1974) desarrollo una técnica que, dentro de una perforación, inyectada lechada a alta presión con una boquilla, que iba girando y ascendiendo dejando a su paso una columna de suelo – cemento. A esta técnica se le llamó Chemical Churning, Pile ó CCP jet grouting.

98 Yahiro (1973) por su parte fue un poco más allá, y uso tres boquillas concéntricas en el proceso, utilizando agua, aire y la propia lechada para romper y mezclar el suelo con la mezcla de cemento. Esta técnica, ya exactamente denominada jet grouting, fue presentada al mundo en el segundo simposio de jet grouting en Cambridge, Inglaterra, en abril de 1974. Para tres boquillas: Aire, agua, cemento/bentonita

99 Con la aparición de máquinas que permiten mayor caudal a mayor presión, ha permitido alcanzar anchos del orden de los 8 a 9 metros de diámetro. Esta técnica permite mejorar la capacidad portante e impermeabilizar los suelos. Ha permitido ser usada en el anclaje de muros, recalce de zapatas, lechos de apoyo a pilotes, impermeabilización de presas y túneles. Proceso general: 1.- Se realiza taladro del orden de 10 cm de diámetro 2.- Una vez alcanzada la longitud deseada, se inyecta los fluidos, que sale a alta presión por toberas laterales que giran y ascienden solidarias al tubo de perforación en su lenta extracción. Los fluidos van disgregando al suelo y mezclando con la lechada de cemento. 3.- Habitualmente parte de la mezcla de lechada, agua y suelo, rebosa. Esto permite realizar un cierto control de calidad, asegurándose de que se van rellenando los huecos. 4.- Finalizada la extracción del varillaje, no hay más que dejar fraguar la columna. Nota: En suelos cohesivos se puede ejecutar un proceso de pre jetting o precorte del suelo sólo con agua/aire, para facilitar el arrancamiento y la mezcla en el jet – grouting propiamente dicho.

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101 La lechada se usa para cortar el suelo además de ser el material estructural El de doble fluido introduce agua o aire a alta presión El sistema de tripe fluido, utiliza agua en el interior de un chorro de aire comprimido, para el corte del suelo

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105 Copiar: Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Los elementos de fundación construidos simultaneamente, deben considerarse las elevaciones respectivas de los elementos vecinos: Empíricamente: H=1/2 mínimo para roca y suelos muy duros. H = 2 mínimo para suelos

106 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Z/L = 1/H Z = (1/H). L Z  (1/H). L Para H = ½ Z  2. L Para H =2 Z  (1/2). L

107 Universidad de Los Andes Facultad de Ingeniería Otra recomendación: Cuando ya existen construcciones. Una línea a 30º o a 45º, no debe intersectar la base del cimiento más profundo. Otra recomendación: El espaciamiento mínimo entre la zapata nueva y la antigua debe ser igual o mayor al ancho de la mayor.