santa rosa del sur, departamento de bolivar estudio de

ESTUDIO DE SUELOS PARA LA CONSTRUCCIÓN DE UN PUENTE EN LA QUEBRADA EL GUADUAL EN SANTA ROSA

DEL SUR, DEPARTAMENTO DE BOLIVAR 2013-IDT-EDS-020

Calle 30 No 22-200 Apartamento 402 Edificio Cañaveral Classic.

Teléfono: 6383534-3008183559 e-mail: [email protected]

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SANTA ROSA DEL SUR, DEPARTAMENTO DE

BOLIVAR

ESTUDIO DE SUELOS PARA LA

CONSTRUCCIÓN DE UN PUENTE EN LA QUEBRADA EL

GUADUAL EN SANTA ROSA DEL SUR,

DEPARTAMENTO DE BOLIVAR

ELABORÓ:

EDWIN F. VALENCIA P.

Ing. Civil, MSc. Geotecnia

mailto:[email protected]





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ESTUDIO DE SUELOS PARA LA CONSTRUCCIÓN DE UN PUENTE EN LA QUEBRADA EL GUADUAL EN SANTA ROSA DEL SUR, DEPARTAMENTO DE

BOLIVAR

INFORME NO.1

ELABORADO POR:

EDWIN FERNANDO VALENCIA PINZÓN INGENIERO CIVIL, MSC. GEOTECNIA (UIS)

MAT. PROF. 68202175105 STD

4 DE NOVIEMBRE DE 2013. BUCARAMANGA






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CONTENIDO

1 INFORMACIÓN DEL PROYECTO ....................................................................................... 9

1.1 NOmBRE DEL PROYECTO ........................................................................................ 9

1.2 LOCALIZACIÓN A NIVEL NACIONAL ........................................................................ 9

1.3 LOCALIZACIÓN REGIONAL .................................................................................... 10

1.4 OBJETIVOS ESPECÍFICOS DEL PROYECTO .............................................................. 10

1.5 DESCRIPCIÓN DEL SISTEMA ESTRUCTURAL Y EVALUACIÓN DE CARGAS DEL PROYECTO ......................................................................................................................... 11

1.6 metodología .......................................................................................................... 11

2 MODELO GEOLÓGICO ................................................................................................... 12

2.1 CONTEXTO REGIONAL .......................................................................................... 12

2.1.1 Geología Regional ........................................................................................... 12

2.1.2 Tectónica ........................................................................................................ 12

2.1.3 Geomorfología ................................................................................................ 13

2.2 GEOLOGÍA LOCAL ................................................................................................. 13

2.2.1 Reconocimiento de Campo ............................................................................ 15

2.2.2 Origen Geológico ............................................................................................ 20

2.2.3 Descripción Geomorfológica .......................................................................... 21

2.2.4 Geología Estructural ....................................................................................... 21

2.3 Análisis Hidro – Geomorfológico .......................................................................... 22

3 ANÁLIS Y EXPLORACIÓN DEL SUBSUELO ....................................................................... 24

3.1 metodología de exploración ................................................................................. 24

3.2 SONDEOS MECÁNICOS DE EXPLORACIÓN CON ENSAYO DE SPT ......................... 25

3.2.1 Sondeo ............................................................................................................ 25

3.3 cálculo del n de diseño según el ensayo de spt.................................................... 27

3.4 clasificación del suelo según el s.u.c.s. ................................................................. 29

3.4.1 Humedad Natural ........................................................................................... 29

3.4.2 Granulometría ................................................................................................ 29






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3.4.3 Límite líquido .................................................................................................. 30

3.4.4 Límite plástico ................................................................................................. 30

3.5 ESTIMACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOTÉCNICOS DE DISEÑO SEGÚN EL ENSAYO DE SPT 31

3.5.1 Suelos sin cohesión ......................................................................................... 31

Densidad relativa ....................................................................................................... 31

Ángulo de resistencia al corte ................................................................................... 32

Módulo de Young (Kg/cm²) ....................................................................................... 32

Módulo edométrico (Kg/cm²) .................................................................................... 32

Clasificación AGI (Asoc. Italiana. Geolog.) ................................................................. 32

Peso específico .......................................................................................................... 32

Peso específico saturado ........................................................................................... 33

Módulo de Poisson .................................................................................................... 33

Módulo de deformación al corte dinámico (Kg/cm²) ................................................ 33

Velocidad ondas de corte .......................................................................................... 33

Licuefacción ............................................................................................................... 33

Módulo de reacción Ko .............................................................................................. 34

Qc (resistencia por punta penetrómetro estático) ................................................... 34

3.6 Velocidad de Onda vs ........................................................................................... 34

3.7 estimación de los parámetros geotécnicos de diseño según los ensayos de laboratorio ........................................................................................................................ 36

3.7.1 Peso Unitario .................................................................................................. 36

3.7.2 Ángulo de fricción Interna .............................................................................. 36

3.7.3 Módulo Elástico .............................................................................................. 36

3.7.4 Coeficiente de Poisson ................................................................................... 36

3.7.5 Velocidad de Onda Cortante Vs. .................................................................... 36

3.8 PERFIL DE HUMEDADES Y NIVELES FREÁTICOS ENCONTRADOS .......................... 36

3.8.1 Perfil de Humedades ...................................................................................... 36

3.8.2 Influencia del Nivel Freático en el Proyecto en Estudio ................................. 37






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3.9 PERFILES ESTRATIGRÁFICOS ................................................................................. 37

3.9.1 SONDEO .......................................................................................................... 37

3.10 DEFINICIÓN DEL PERFIL DE SUELO ....................................................................... 38

3.11 CLASIFICACIÓN DE LAS UNIDADES DE CONSTRUCCIÓN POR CATEGORIAS ......... 38

3.12 CÁLCULO DEL NÚMERO MÍNIMO Y PROFUNDIDAD DE LOS SONDEOS ............... 39

4 MODELO GEOTÉCNICO .................................................................................................. 40

4.1 TIPO DE CIMENTACIÓN RECOMENDADA Y PROFUNDIDAD DE CIMENTACIÓN ... 40

4.2 CÁLCULO DE LA CAPACIDAD PORTANTE DEL SUELO............................................ 41

4.2.1 Evaluación de la capacidad de carga del suelo por diferentes Autores ......... 42

4.3 ANÁLISIS DE ASENTAMIENTOS ............................................................................. 43

4.4 PARÁMETROS SÍSMICOS ....................................................................................... 44

5 RECOMENDACIONES ..................................................................................................... 46

5.1 RESUMEN DE PARÁMETROS GEOTÉCNICOS PARA EL DISEÑO ............................. 46

5.1.1 Peso Unitario .................................................................................................. 46

5.1.2 Ángulo de fricción Interna .............................................................................. 46

5.1.3 Cohesión ......................................................................................................... 46

5.1.4 Coeficiente de Poisson ................................................................................... 46

5.1.5 Velocidad de Onda Cortante Vs. .................................................................... 46

5.1.6 Tipo de Cimentación ....................................................................................... 46

5.1.7 Profundidad de Cimentación .......................................................................... 46

5.1.8 Capacidad de soporte del suelo ..................................................................... 46

5.1.9 Asentamientos esperados .............................................................................. 47

5.1.10 Tipo de suelo encontrado ............................................................................... 47

5.1.11 Perfil de suelo para diseño estructural .......................................................... 47

5.2 RECOMENDACIONES DE LAS EXCAVACIONES, ENTIBADOS Y CONSTRUCCIÓN de muros (si llegaran a presentarse) ..................................................................................... 47

6 ANEXOS ......................................................................................................................... 50

6.1 DIPLOMA DE INGENIERO CIVIL Y DE ESPECIALISTA EN GEOTÉCNIA .................... 50






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6.2 MATRÍCULA PROFESIONAL ................................................................................... 52

6.3 CERTIFICADO DEL COPNIA .................................................................................... 53

6.4 ensayos de laboratorio ......................................................................................... 54

6.5 ESTIMACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOTÉCNICOS POR MEDIO DEL ENSAYO DE SPT 54

6.6 MEMORIAS DE CÁLCULO DEL MODELO GEOTÉCNICO ......................................... 60






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LISTA DE FIGURAS

Figura 1 Localización del proyecto a nivel Nacional ............................................................... 9

Figura 2 Localización del proyecto a nivel Regional ............................................................. 10

Figura 3 Localización del proyecto a nivel Local ...................... ¡Error! Marcador no definido.

Figura 4 Relación de los valores de N con respecto a la profundidad. ................................ 28

LISTA DE TABLAS

Tabla 1 Registro de campo del ensayo de SPT del sondeo .................................................. 25

Tabla 2 Cálculo del Valor de N del ensayo de SPT ................................................................ 27

Tabla 3 Corrección del Valor de N del ensayo de SPT .......................................................... 28

Tabla 4 Evaluación del Valor de N corregido del ensayo de SPT .......................................... 29

Tabla 5 Cálculo de los valores de VS ..................................................................................... 35

Tabla 6 Clasificación del perfil del suelo ............................................................................... 38

Tabla 7 Clasificación de las unidades de construcción por categorías ................................. 39

Tabla 8 Número mínimo de sondeos y profundidad por unidad de construcción .............. 39






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INTRODUCCIÓN

Para desarrollar cualquier tipo de infraestructura civil de manera óptima, es necesario conocer las características del terreno sobre el cual esta se sustentará, por ello se requiere hacer estudios geotécnicos que determinen las características y capacidad de soporte, con el fin de determinar los posibles problemas o ventajas que posea el suelo, de esta manera plantear las soluciones a dichos problemas y aprovechar de manera óptima las ventajas encontradas.

Por lo tanto se hace necesario, realizar el presente estudio de suelos en el lote donde se construirá UN PUENTE EN LA QUEBRADA EL GUADUAL EN SANTA ROSA DEL SUR, DEPARTAMENTO DE BOLIVAR, en donde se describen los aspectos geológicos, geomorfológicos, geotécnicos, comportamiento geomecánico, análisis de estabilidad de excavaciones y se plantean soluciones a los problemas encontrados en el sitio, según lo dispuesto en el código sismo resistente NSR 10.

La caracterización geomecánica de los estratos de suelo encontrados, que se detalla en el presente informe, se realizó a través de la ejecución de 1 sondeo con el equipo de percusión con ensayo de penetración estándar SPT. Con estos sondeos se pueden establecer las propiedades geomecánicas de los depósitos que conforman el suelo de fundación y establecer un diagnóstico de los procesos geodinámicos como asentamientos que ocasionan fallas o inestabilidad en la obra a construir.






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1 INFORMACIÓN DEL PROYECTO

En este capítulo se describen los aspectos generales del proyecto a construir, dándonos una clara idea de la afectación que este puede ocasionar al interactuar con el subsuelo y así poder determinar las propiedades físico-mecánicas del suelo de fundación que lo soportará, basados en la exploración geotécnica y análisis de laboratorio incluidos en el presente estudio.

1.1 NOMBRE DEL PROYECTO

CONSTRUCCIÓN DE UN PUENTE EN LA QUEBRADA EL GUADUAL EN SANTA ROSA DEL SUR, DEPARTAMENTO DE BOLIVAR

1.2 LOCALIZACIÓN A NIVEL NACIONAL

La zona de estudio en la Quebrada El Guadual, se encuentra ubicada en los límites orientales del departamento de Bolívar, cerca del Rio Magdalena.

Figura 1 Localización del proyecto a nivel Nacional






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1.3 LOCALIZACIÓN REGIONAL

El Municipio de Santa Rosa del Sur está ubicado al sur del Departamento de Bolívar, insertado en las estribaciones de la Cordillera Central, en el corazón de la Serranía de San Lucas, entre los paralelos 7º 57' 56” de latitud Norte, 74º3' 13” de latitud Oeste. Se encuentra a 650 Kilómetros de la Capital del Departamento. Extensión total:2.800 Km2 Extensión área urbana:8255 Km2 Extensión área rural:27359 Km2 Altitud de la cabecera municipal (metros sobre el nivel del mar): 6 50 m.s.n.m Temperatura media: 26ºCº

Figura 2 Localización del proyecto a nivel Regional

1.4 OBJETIVOS ESPECÍFICOS DEL PROYECTO

• Determinar las características físicas y el comportamiento geo mecánico del suelo del mediante ensayos de campo y laboratorio con el fin de establecer la capacidad de soporte del terreno para cimentación, asentamientos, el nivel de desplante para cimentar y recomendaciones para excavaciones de la construcción.






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• Identificar las limitaciones relacionadas con la formación geológica, los materiales del suelo, los cuerpos de agua y niveles freáticos.

• Determinar la calidad de los suelos mediante ensayos de campo y laboratorio. • Caracterizar el suelo mediante los resultados de los ensayos de laboratorio. • Obtener los parámetros geotécnicos que se requieren para el diseño. • Determinar la capacidad de soporte del suelo de fundación, la profundidad y el

tipo de cimentación. • Realizar recomendaciones geotécnicas que se requieren para mitigar los efectos de

los problemas geotécnicos observados.

1.5 DESCRIPCIÓN DEL SISTEMA ESTRUCTURAL Y EVALUACIÓN DE CARGAS DEL PROYECTO

Al momento de la elaboración del presente informe no se conoce el diseño estructural y la evaluación de las cargas. Sin embargo por las características del proyecto, se asumen como bajas y se debe garantizar que nunca superen cargas de 20 toneladas por metro cuadrado.

1.6 METODOLOGÍA

Para la realización del presente estudio se llevaron a cabo las siguientes actividades:

• Recopilación de información existente en el sector donde se proyecta la construcción.

• Visita de inspección y reconocimiento del lote donde se proyecta la construcción. • Referenciación geológica y geotécnica del sitio en estudio, con base a las

observaciones de campo y la información existente en el sector. • Ejecución de sondeos. • Clasificación del suelo encontrado de acuerdo con los ensayos de laboratorio

realizados. • Evaluación de capacidad admisible para cimentar la futura estructura. • Analizar el tipo y la profundidad de cimentación óptima para un buen

comportamiento de estabilidad para la obra a construirse.






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2 MODELO GEOLÓGICO

El modelo geológico representa todos los aspectos geológicos de la zona, como lo es la tectónica, la geología estructural, la geoquímica, tipos de roca y formaciones allí presentes, así como los procesos por los cuales se formaron. También se hace alusión a las características geomorfológicas y geodinámicas de la zona, haciendo énfasis en la zona del proyecto.

2.1 CONTEXTO REGIONAL

2.1.1 Geología Regional

En el área de la plancha 84, la técnica utilizada permitió delimitar 12unidades cartográficas que por su continuidad en las planchas adyacentes y características fotogeológicas diferentes, se agrupan cronoestratigráficamente de más antiguas a recientes en: 2 unidades posiblemente metamórficas del Precámbrico, 4 unidades posiblemente metamórficas de edad Paleozoico inferior, 3 unidades de posible edad Jurásica (rocas volcanosedimentarias e intrusivas), 1 unidad de probable edad Neógena (depósitos volcanosedimentarios) y 2 depósitos de edad Cuaternaria. Las características litológicas y edades propuestas para las unidades fotogeológicas interpretadas en este trabajo, se asumen de los trabajos publicados y en proceso de las planchas 64, 74, 85 y 96. La presencia de rocas sedimentarias del Triásico - Jurásico inferior ha sido reportada en la plancha 64 y 65, y es posible que pueda encontrarse al interior de las unidades fotogeológicas de la secuencia del Jurásico, para lo cual será necesario un control de campo y levantamiento de las columnas estratigráficas correspondientes.

2.1.2 Tectónica

El área interpretada de la Serranía de San Lucas, correspondiente a las plancha 84, presenta como rasgos estructurales más representativos una serie de lineamientos fotogeológicos de orientación y extensión variable que es posible separar en 3 familias según su orientación. El lineamiento fotogeológico más representativo del área lo constituye el trazo de la Falla Palestina, cuyo rumbo general es Norte - Sur y controla gran cantidad de drenajes, siendo interrumpido su trazo por otras familias de lineamientos. Algunos de estos lineamientos parecen incluirse en la orientación general de la Falla Palestina, formando un sistema trenzado de estructuras con esta orientación, al cual denominaremos en este trabajo Familia 1 de lineamientos. El segundo rasgo notable en el área, corresponde a lineamientos con orientación noreste - Suroeste, al cual se denomina en este trabajo como Familia 2, a través del cual drenan importantes quebradas como La Nutria, Norosí, La Honda, Ororia, Platanal y la Inanea entre otras.






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Con menor extensión, se observa un patrón de lineamientos con dirección Noroeste - Sureste, el cual se denomina Familia 3, que controlan el cauce de quebradas como Ariguana y ríos como el Caribona y por sectores desplaza familias de fracturas de rumbo NE - SW, como en el sector de San Agustín.

2.1.3 Geomorfología

Las imágenes de satélite y los vuelos fotográficos disponibles del área y la imagen digital 3D evidencian las condiciones topográficas existentes en la plancha, con alturas entre los 80 y 1800 msnm, características que permiten definir tres grandes zonas morfológicas: Una corresponde a la zona de topografía plana, desarrollada en las regiones donde se presentan grandes llanuras de inundación de quebradas y drenajes mayores en donde afloran depósitos agradacionales de poca consistencia, con alturas que oscilan entre 40 y 100 m de altura sobre el nivel del mar (msnm). La segunda corresponde a una morfología ondulada a moderadamente empinada, de drenajes discretamente profundos con alturas entre los 100 y 1.000 msnm. La tercera zona corresponde a los sectores de topografía fuerte y escarpada con alturas de hasta 1.800 m sobre el nivel del mar, desarrollada en regiones donde se presentan rocas duras con cauces de cañones estrechos y profundos.

2.2 GEOLOGÍA LOCAL

En la zona del proyecto aflora Intrusivos Jurasicos (J?gi):

Este tipo de cuerpos se caracterizan morfológicamente por presentar topografías algo deprimidas, con patrones de drenaje dendrítico denso. En el área de la quebrada Caribona, es posible observar que estos cuerpos interrumpen los patrones de drenaje tipo trellis de las secuencias metamórficas del Paleozoico inferior. Se plantea como edad posible para estos cuerpos la de Jurásico medio a superior (Jgi). Composicionalmente pueden corresponder con granodioritas de grano fino.






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Expresión morfológica de los cuerpos intrusivo jurásicos (J?gi).

En la parte occidental de la plancha 84, se encuentra una zona de topografía deprimida, que contrasta con la interpretada como Neis de Villa Uribe Esta unidad según el mapa geológico de Antioquia compilado por González (1996), parece corresponder a la porción más nororiental del Batolito de Segovia (Jbs). Litológicamente es posible que tenga una composición diorítica.






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2.2.1 Reconocimiento de Campo






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2.2.2 Origen Geológico

Su relación con los granitos jurásicos (J?gi) y el Batolito de Segovia (Jgs), no es clara, aunque todos podrían corresponder a un mismo evento intrusivo ocurrido a mediados o finales del Jurásico.






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2.2.3 Descripción Geomorfológica

Evidentes procesos erosivos se manifiestan en la cuenca oriental, donde la intervención antrópica es acentuada y las variedades de tono de las fotografías permiten identificar, asociado con la deforestación, los procesos degenerativos del suelo y el inicio de la erosión.

Erosión laminar acentuada en la cuenca oriental de la plancha 84.

En la parte norte de la plancha y dentro de la cuenca del río Caribona se evidencian pequeños deslizamientos, asociado con las condiciones tectónicas de la región.

2.2.4 Geología Estructural

Una serie de lineamientos marcados por la orientación de quebradas en sentido nororiente - suroccidente que controlan los cauces de quebradas como Arenal, la Honda, Ororia, Platanal y el río Inanea, cuyo desplazamiento lateral derecho que ejercen sobre la Familia 1 de lineamientos, se considera que corresponden a fallas destrales como se evidencia en la plancha 85 “Simití”.






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Sobre el trazo de la Falla de Arenal, se observa el desarrollo del Complejo Volcánico del río Ariza, complejo que aparentemente no está afectado por la falla, indicando que este foco volcánico es posterior al desarrollo de la falla y que a su vez esta sirvió de conducto para la salida del material volcánico. En el área de la plancha 64, lineamientos con el rumbo que tiene esta familia de lineamientos, son zonas en las cuales se encuentran anomalías y explotaciones auríferas.

2.3 Análisis Hidro – Geomorfológico

Dadas las condiciones fisiográficas que se presentan en la región, sus aguas drenan hacia el río Cauca, (cuenca occidental de mayor extensión regional) y hacia el río Magdalena. Los principales colectores de la cuenca son Cauca son el río Caribona y su tributario, el río Ariza; hacia la cuenca del Magdalena, el río Inanea es el principal colector del sector SE y las quebradas Jogajoga, Ororia y Honda drenan el sector NE y E de la plancha, entregando sus caudales directamente al Brazo de Simití del río Magdalena.

En la parte central y oriental de la plancha los drenajes mayores son de predominancias paralelas rectas, de tendencia NE y red secundaria subangular, los cuales obedecen a las






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condiciones tectónicas de la región. Sin embargo, los entornos litológicos definen sectores localizados de drenajes subdendríticos y anulares centrífugos. Los ríos de la parte occidental presentan cañones poco profundos de tendencia N-S, obedeciendo a las condiciones tectónica del área y unos patrones de drenajes secundarios tipo paralelo a subparalelo y en enrejado (trellis), gracias a los frecuentes contrastes de materiales duros y blandos, además del control ejercido por estructuras regionales tales como fallas predominantemente inversas de alto ángulo.






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3 ANÁLIS Y EXPLORACIÓN DEL SUBSUELO

Para la ejecución de los trabajos de investigación del subsuelo se tomó como referencia el título H de la norma NSR-10 y las normas del INSTITUTO NACIONAL DE VÌAS, con el fin de determinar los espesores de los suelos sueltos y encontrar los horizontes de roca o suelo residual competente para cimentar las estructuras.

Se realizó un sondeo continuo a Percusión, en tramos de 50 cms de profundidad con SPT de 4 m y 6 metros.

3.1 METODOLOGÍA DE EXPLORACIÓN

Se escogieron las muestras representativas de cada uno de los estratos y se clasificaron en el laboratorio; esta información se encuentra en la tabla resumen de ensayos y en el anexo de ensayos de laboratorio del presente informe.

La siguiente es la forma como se ejecutaron las perforaciones que en este documento se muestran, por consiguiente dichos pasos fueron:

a) Selección del punto de perforación de acuerdo con las características de la zona.

b) Adecuación del área a trabajar para ser instalado el equipo de perforación mecánico, con tubería de diámetro AW.

c) Montaje del equipo de perforación en el sitio establecido.

d) Se penetra y se extraen muestras del subsuelo para realizar la descripción de las mismas, registrando el número de golpes necesarios para penetrar el suelo.

e) Se realiza el archivo fotográfico con convenciones, para así poder especificar claramente las abreviaciones que allí se presentan.

f) Conservación de las muestras en papel aluminio y vinipel, etiquetándolas.

g) Se guardan las muestras en las cajas de transporte.

h) Se recoge el equipo de perforación y se limpia el sector dejándolo en el estado que se encontraba.

i) Se llevan las muestras al laboratorio.

j) Luego se procede a realizar los distintos ensayos de laboratorio para obtener las características de los suelos y sus propiedades.






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3.2 SONDEOS MECÁNICOS DE EXPLORACIÓN CON ENSAYO DE SPT

En las siguientes tablas se representa el número de golpes obtenido en el campo del ensayo de SPT.

No se encontró nivel freático en el sondeo realizado y presento rechazo a los 2.5 mts de profundidad.

3.2.1 Sondeo

SONDEO 1 PROFUNDIDAD 0 - 6" 6" - 12" 12 - 18"

0,00 A 0,50 MTS 3 4 5 0,50 A 1,00 MTS 7 5 5 1,00 A 1,50 MTS 8 8 4 1,50 A 2,00 MTS 4 7 8 2,00 A 2,50 MTS 14 18 36 RECHAZO

Tabla 1 Registro de campo del ensayo de SPT del sondeo






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UBICACIÓN DE LOS SONDEOS

PERFIL LONGITUDINAL PUENTE QUEBRADA EL GUADUAL






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3.3 CÁLCULO DEL N DE DISEÑO SEGÚN EL ENSAYO DE SPT

Para la interpretación del número N obtenido en el ensayo de penetración estándar se utilizan dos tablas dependiendo del tipo de suelo, en el caso de este estudio se utiliza la tabla para suelos granulares, ya que las muestras encontradas en campo, muestran la existencia fino sin plasticidad (arenas de grano fino), esto se corroboró con los laboratorios que se mostraron anteriormente. Se debe tener en cuenta que el N se calcula sumando los dos últimos valores de las columnas 12” y 18” a la profundidad deseada.

En la zona en estudio existen suelos con un valor de N superior a 50 en profundidades superiores a 2.5 mts lo cual nos indica la presencia en la zona en estudio de un suelo Muy resistente y según los sondeos no presenta nivel freático.

A continuación se presentan las tablas indicativas anteriormente mencionadas las cuales permiten la interpretación general de los resultados de los ensayos realizados:

PROFUNDIDAD

DE HASTA NENSAYO

0,00 0,50 9 0,50 1,00 10 1,00 1,50 12 1,50 2,00 15 2,00 2,50 54

Tabla 2 Cálculo del Valor de N del ensayo de SPT

A continuación se realiza un análisis estadístico de la variación de los valores de N con la profundidad, determinando la ecuación de la recta para estudiar el comportamiento del suelo.






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Figura 3 Relación de los valores de N con respecto a la profundidad.

Los valores obtenidos de N se deben corregir multiplicándolos por un factor de 0.65, el cual se determina y se representa en la siguiente tabla:

factor equipo variable término corrección

relación de energía

martillo donut Ce = er/60

0.5 a 1.0 martillo de seguridad 0.7 a 1.2 0.6 martillo automático 0.8 a 1.5

diámetro del sondeo

65 a 115 mm Cb

1.00 150 mm 1.05 1 200 mm 1.15

método de muestreo

muestreo estándar Cs

1.00 1.2 muestreo no estándar 1.1 a 1.3

longitud de 3 a 4 m

Cr

0.75

varillas 4 a 6 m 0.85 CORRECIÓN

6 a 10 m 0.95 0.9 0.65

10 a > 30 m 1.00 Tabla 3 Corrección del Valor de N del ensayo de SPT

Luego se proyecta y se calcula el valor de N y se realiza su respectiva corrección como se indica en la siguiente tabla:

y = 16,571x - 4,0476R² = 0,6677

-10

0

10

20

30

40

50

60

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

VALO

RES

DE N

PROFUNDIDAD

VALORES DE N Vs PROFUNDIDAD

N

Lineal (N)






29

PROFUNDIDAD N N(CORREG) 0 0 0 1 13 8 2 29 19 3 46 30 4 62 40 5 79 51 6 95 62 7 112 73 8 129 83 9 145 94

10 162 105

Tabla 4 Evaluación del Valor de N corregido del ensayo de SPT

3.4 CLASIFICACIÓN DEL SUELO SEGÚN EL S.U.C.S.

Los resultados de los ensayos de laboratorio se presentan en el Anexo Ensayos de Laboratorio del presente Informe.

Las muestras que ingresan al laboratorio son debidamente conservadas, empacadas y transportadas desde el sitio de trabajo hasta el laboratorio para garantizar datos reales de las propiedades del suelo presente en el sector en estudio.

A continuación se describen los procedimientos que se realizaron en la ejecución de los laboratorios para obtener dichas propiedades:

3.4.1 Humedad Natural

La humedad natural es un valor en porcentaje del contenido de agua que tiene el suelo contra su peso seco, para obtener esta propiedad se toma una muestra de suelo húmedo se toma su peso y se procede a secar dicha muestra en un horno a temperatura constante de 120ºC + /- 5ºC entre 3 y 8 horas dependiendo del tipo de suelo, luego de secada la muestra, se deja enfriar y se pesa de nuevo para obtener su peso seco y realizar los cálculos correspondientes para hallar el valor de la humedad natural.

3.4.2 Granulometría

La granulometría es un proceso mediante el cual el suelo es separado por tamaños de grano, los datos de la granulometría son utilizados junto con los datos obtenidos en el ensayo de límite líquido y límite plástico para determinar si se tiene un suelo gravoso,






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arenoso, limoso, arcilloso o una combinación entre estos. Para la realización de la granulometría se toma una muestra suficiente del suelo a estudiar y se registra su peso posteriormente se procede a realizar un lavado sobre el tamiz No. 200 el cual separa los suelos gruesos de los suelos finos, después del lavado se seca el material retenido sobre este tamiz para que una vez seca la muestra esta sea sometida al proceso de tamizado que consiste en pasar el suelo por una serie de mallas las cuales tienen diferentes tamaños (1”, 3/4”, ½”, 3/8”, 4, 10, 20, 40, 60, 100, 200) cada porción de suelo retenida en cada una de estas malla se pesa y registra para los cálculos posteriores.

3.4.3 Límite líquido

Esta propiedad se mide en laboratorio mediante un procedimiento normalizado en que una mezcla de suelo y agua, que se pueda moldear, se deposita en la Cazuela de Casagrande, se realiza una ranura que divida la muestra del suelo simétricamente y se golpea consecutivamente contra la base de la máquina, haciendo girar una manivela, hasta que la ranura se cierra en una longitud de 12 mm (1/2"). Si el número de golpes para que se cierre la zanja es 25, la humedad del suelo (razón peso de agua contenida en el suelo/peso de suelo seco) corresponde al límite líquido. Dado que no siempre es posible que la zanja se cierre en la longitud de 12 mm exactamente con 25 golpes, el cálculo se realiza trazando una gráfica en tres puntos como mínimo con el número de golpes en coordenadas logarítmicas, contra el contenido de humedad correspondiente, en coordenadas normales, e interpolando para la humedad correspondiente a 25 golpes, la humedad obtenida es el Límite Líquido.

3.4.4 Límite plástico

Esta propiedad se mide en laboratorio mediante un procedimiento normalizado pero sencillo consistente en medir el contenido de humedad para el cual no es posible moldear un cilindro de suelo, con un diámetro de 3 mm. Para esto, se realiza una mezcla de agua y suelo, la cual se amasa entre los dedos o entre el dedo índice y una superficie inerte (vidrio), hasta conseguir un cilindro de 3 mm de diámetro. Al llegar a este diámetro, se desarma el cilindro, y vuelve a amasarse hasta lograr nuevamente un cilindro de 3 mm. Esto se realiza consecutivamente hasta que no es posible obtener el cilindro de la dimensión deseada. Con ese contenido de humedad, el suelo se vuelve quebradizo (por pérdida de humedad) o se vuelve pulverulento. Se mide el contenido de humedad, el cual






31

corresponde al Límite Plástico. Se recomienda realizar este procedimiento al menos 3 veces para disminuir los errores de interpretación o medición.

3.5 ESTIMACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOTÉCNICOS DE DISEÑO SEGÚN EL ENSAYO DE SPT

Se correlacionan los valores de N65 del ensayo de SPT, para determinar las propiedades geotécnicas de los suelos granulares encontrados.

Anexo a este informe se encuentra la base teórica de los diferentes autores, utilizada para los cálculos.

Profundidad

(m) N° de golpes Cálculo coef.

reducción sonda Chi

Res. dinámica reducida (Kg/cm²)

Res. dinámica (Kg/cm²)

Pres. admisible con reducción Herminier -

Olandesi (Kg/cm²)

Pres. admisible Herminier -

Olandesi (Kg/cm²)

0,50 9 0,849 31,34 36,92 1,57 1,85 1,00 10 0,840 31,50 37,51 1,57 1,88 1,50 12 0,831 37,41 45,01 1,87 2,25 2,00 15 0,773 40,07 51,82 2,00 2,59 2,50 50 0,616 106,36 172,75 5,32 8,64 3,00 50 0,609 97,46 160,11 4,87 8,01

Prof. Estrato

(m)

NPDM Rd (Kg/cm²)

Tipo Clay Fraction

(%)

Peso específic

o (t/m³)

Peso específic

o saturado

(t/m³)

Tensione efficace

(Kg/cm²)

Coefic. de

correlación con Nspt

Nspt Descripción

1 9,5 18,46 Sin cohesión

0 1,57 1,89 0,08 0,6 5,68 estrato

2 13,5 0 Sin cohesión

0 1,66 1,91 0,24 0,6 8,07 estrato

3 50 166,43 Sin cohesión

0 2,13 2,5 0,43 0,6 29,9 estrato

3.5.1 Suelos sin cohesión

Densidad relativa IntestazioneNSPT

$ Prof. Estrato

(m) Gibbs & Holtz

1957 Meyerhof 1957 Schultze &

Menzenbach (1961)

Skempton 1986

[1] - estrato 5,68 1,00 27,78 56,72 76,47 22,62 [2] - estrato 8,07 2,00 31,49 61,53 67,49 28,57 [3] - estrato 29,9 3,00 57,93 100 100 63,41






32

Ángulo de resistencia al corte Nspt Prof.

Estrato (m)

Nspt corregido con Nivel

Freático

Peck-Hanson

-Thornb

urn-Meyerhof 1956

Meyerhof

(1956)

Sowers (1961)

Malcev (1964)

Meyerhof

(1965)

Schmertmann (1977) Sabbie

Mitchell &

Katti (1981)

Shioi-Fukuni 1982

(ROAD BRIDG

E SPECIFICATION)

Japanese

National

Railway

De Mello

Owasaki &

Iwasaki

[1] - estrato

5,68 1,00 5,68 28,62 21,62 29,59 33,34 31,95 0 <30 24,23 28,7 33,87 25,66

[2] - estrato

8,07 2,00 8,07 29,31 22,31 30,26 31,48 32,92 0 <30 26 29,42 36,32 27,7

[3] - estrato

29,9 3,00 29,9 35,54 28,54 36,37 32,34 39,65 42 32-35 36,18 35,97 47,03 39,45

Módulo de Young (Kg/cm²) Nspt Prof. Estrato

(m) Nspt

corregido con Nivel

Freático

Terzaghi Schmertmann (1978)

(Sabbie)

Schultze-Menzenbach

(Sabbia ghiaiosa)

D'Appollonia ed altri 1970

(Sabbia)

Bowles (1982) Sabbia

Media

[1] - estrato 5,68 1,00 5,68 --- 45,44 --- --- --- [2] - estrato 8,07 2,00 8,07 --- 64,56 95,93 --- --- [3] - estrato 29,9 3,00 29,9 390,31 239,20 353,52 404,25 224,50

Módulo edométrico (Kg/cm²) Nspt Prof. Estrato

(m) Nspt corregido

con Nivel Freático

Buisman-Sanglerat (sabbie)

Begemann 1974 (Ghiaia con sabbia)

Farrent 1963 Menzenbach e Malcev (Sabbia

media) [1] - estrato 5,68 1,00 5,68 --- 39,13 40,33 63,33 [2] - estrato 8,07 2,00 8,07 --- 44,04 57,30 73,99 [3] - estrato 29,9 3,00 29,9 179,40 88,88 212,29 171,35

Clasificación AGI (Asoc. Italiana. Geolog.) Nspt Prof. Estrato

(m) Nspt corregido con

Nivel Freático Correlación Clasificación AGI

(Asoc. Italiana. Geolog.)

[1] - estrato 5,68 1,00 5,68 Classificazione A.G.I. 1977

POCO ADDENSATO


POCO ADDENSATO


MODERATAMENTE ADDENSATO

Peso específico Nspt Prof. Estrato


Nivel Freático Correlación Peso específico

(t/m³)

[1] - estrato 5,68 1,00 5,68 Meyerhof ed altri 1,57 [2] - estrato 8,07 2,00 8,07 Meyerhof ed altri 1,66 [3] - estrato 29,9 3,00 29,9 Meyerhof ed altri 2,13






33

Peso específico saturado Nspt Prof. Estrato


Nivel Freático Correlación Peso específico

saturado (t/m³)

[1] - estrato 5,68 1,00 5,68 Terzaghi-Peck 1948-1967

1,89


1,91


2,50

Módulo de Poisson Nspt Prof. Estrato


Nivel Freático Correlación Poisson

[1] - estrato 5,68 1,00 5,68 (A.G.I.) 0,34 [2] - estrato 8,07 2,00 8,07 (A.G.I.) 0,34 [3] - estrato 29,9 3,00 29,9 (A.G.I.) 0,3

Módulo de deformación al corte dinámico (Kg/cm²) Nspt Prof. Estrato


Nivel Freático Ohsaki (Sabbie

pulite) Robertson e

Campanella (1983) e Imai & Tonouchi

(1982) [1] - estrato 5,68 1,00 5,68 332,66 361,26 [2] - estrato 8,07 2,00 8,07 462,78 447,72 [3] - estrato 29,9 3,00 29,9 1585,05 996,66

Velocidad ondas de corte Nspt Prof. Estrato


Nivel Freático Correlación Velocidad ondas de

corte (m/s)

[1] - estrato 5,68 1,00 5,68 Ohta & Goto (1978) Limos

80,82


106,17


146,97

Licuefacción Nspt Prof. Estrato


Nivel Freático Correlación Fs

Licuefacción [1] - estrato 5,68 1,00 5,68 Seed e Idriss (1971) -- [2] - estrato 8,07 2,00 8,07 Seed e Idriss (1971) -- [3] - estrato 29,9 3,00 29,9 Seed e Idriss (1971) --






34

Módulo de reacción Ko Nspt Prof. Estrato


Nivel Freático Correlación Ko

[1] - estrato 5,68 1,00 5,68 Navfac 1971-1982 1,14 [2] - estrato 8,07 2,00 8,07 Navfac 1971-1982 1,68 [3] - estrato 29,9 3,00 29,9 Navfac 1971-1982 5,60

Qc (resistencia por punta penetrómetro estático) Nspt Prof. Estrato


Nivel Freático Correlación Qc

(Kg/cm²)

[1] - estrato 5,68 1,00 5,68 Robertson 1983 11,36



3.6 VELOCIDAD DE ONDA VS

Correlacionando los valores de N del ensayo de SPT, se obtienen valores de vs hasta para 10 mts de profundidad.

PROFUNDIDAD N

N(CORREG) DR (%)

Cu (KN/M2) Ø Ø´

0 0 0 0 0 20 15 1 13 8 37 131 30 22 2 29 19 56 240 35 26






35

3 46 30 70 332 39 29 4 62 40 82 415 42 32 5 79 51 92 492 45 34 6 95 62 101 565 48 36 7 112 73 110 634 50 37 8 129 83 118 700 52 39 9 145 94 125 764 54 40

10 162 105 132 826 56 42 43 32

CÁLCULO DE Vs. Imai y

Yoshimura Ohba y Toriumi Imai

Ohta y Goto Okamoto

Japan Road A. PROFUNDIDAD

0 0 0 0 0 0 0 175 184 187 117 267 186 1 231 239 246 169 344 246 2 268 275 286 208 393 286 3 297 302 317 239 432 317 4 321 325 342 267 463 343 5 342 345 365 292 491 366 6 361 363 384 315 515 386 7 377 378 402 336 537 404 8 393 393 419 355 556 420 9 407 406 434 374 575 436 10

Tabla 5 Cálculo de los valores de VS

0

100

200

300

400

500

600

700

0 50 100 150 200

Imai yYoshimuraOhba y Toriumi

Imai

Ohta y Goto






36

3.7 ESTIMACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOTÉCNICOS DE DISEÑO SEGÚN LOS ENSAYOS DE LABORATORIO

Para el cálculo de los parámetros que se pueden requerir para el diseño de cimentaciones y obras geotécnicas se utilizan criterios generalmente empíricos con base en los resultados de los ensayos de campo y de laboratorio realizados.

3.7.1 Peso Unitario

El peso unitario del tipo de suelo presente en el lote: arenas de grano fino con matriz lodosa color marrón claro a oscuro y en algunas partes gris verdosa, a una profundidad de 2.0 metros: 21.3 KN/m3

3.7.2 Ángulo de fricción Interna

El ángulo de fricción interna se obtiene del tipo de suelo presente en el lote: arenas de grano fino con matriz lodosa color marrón claro a oscuro y en algunas partes gris verdosa, a una profundidad de 7.0 metros: 36,4°

3.7.3 Módulo Elástico

El modulo elástico presente a 7 mts de profundidad presente en el lote: 23455 KN/m2

3.7.4 Coeficiente de Poisson

Coeficiente de Poisson 0.3

3.7.5 Velocidad de Onda Cortante Vs.

Velocidad de onda cortante a una profundidad de 2.0 metros por Ohta y Goto

Vs= 208 m/s

3.8 PERFIL DE HUMEDADES Y NIVELES FREÁTICOS ENCONTRADOS

3.8.1 Perfil de Humedades

SONDEO

Muestra 1

Muestra 2

Muestra 3

PESO DE RECIP. + S.H. 727,00 1243,50 571,50 PESO DE RECIP. + S.S. 601,00 1100,50 511,50






37

PESO RECIPIENTE 57,00 62,00 65,00 PESO AGUA 126,00 143,00 60,00 PESO SUELO SECO 544,00 1038,50 446,50 % HUMEDAD 23,16 13,77 13,44

3.8.2 Influencia del Nivel Freático en el Proyecto en Estudio

No se presenta Nivel Freático en Ninguna de las Perforaciones Realizadas en el sitio de estudio.

3.9 PERFILES ESTRATIGRÁFICOS

A continuación se presenta el perfil Estratigráfico Representado por la recuperación de las muestras obtenidas de campo y datos analizados en el laboratorio.

3.9.1 SONDEO

DE

HAST

A

0 - 6

"

6" -

8"

8 - 1

2"

0,00 0,50 3 4 5 9

0,50 1,00 7 5 5 10

1,00 1,50 8 8 4 12

1,50 2,00 4 7 8 15

2,00 2,50 14 18 36 54

2,50 3,00 0

ARENAS DE GRANO FINO CON MATRIZ LODOSA COLOR MARRON CLARO A OSCURO Y EN

ALGUNAS PARTES GRIS VERDOSA23,16%

S.U.

C.S

2 SM 2,70% 0,10%

NIV

EL F

REÁT

ICO

% P

ASA

200

0,10%ARENAS DE GRANO FINO CON MATRIZ LODOSA

COLOR MARRON CLARO A OSCURO Y EN ALGUNAS PARTES GRIS VERDOSA

ABSCISA:

SONDEO

PROF.

H (m)

INDI

CE P

LAST

ICO

HUM

EDAD

N

ATUR

AL (%

)

LIM

ITE

PLAS

TICO

No.

Mue

stra Toma de Muestras

N SPT

LIM

ITE

LIQ

UIDO

FORMATO DE CAMPO

ESTR

ATIF

ICAC

ION

DESCRIPCIÓN

CLIENTE:

SANTA ROSA QUEBRADA EL GUADUALPROYECTO:

3,00

IDT-FL-004

S1

FECHA:

2,70%

23,90% 2,70% 0,10%

1 SM 23,16% 23,60% 23,90%

ARENAS DE GRANO FINO CON MATRIZ LODOSA COLOR MARRON CLARO A OSCURO Y EN

ALGUNAS PARTES GRIS VERDOSA3 SM 23,16% 23,60%

23,60% 23,90%






38

3.10 DEFINICIÓN DEL PERFIL DE SUELO

Según la NSR 10, el perfil del suelo es tipo E hasta 2 metros y tipo D en adelante.

Tabla 6 Clasificación del perfil del suelo

3.11 CLASIFICACIÓN DE LAS UNIDADES DE CONSTRUCCIÓN POR CATEGORIAS

Según la NSR 10, la categoría de la unidad de construcción es Baja.

A Perfil de roca competente Vs ≥ 1500m/2

B perfil de roca de rigidez media 1500 m/s > Vs ≥ 760 m/s

N ≥ 50.0

Su ≥ 100 kPa (≈ 1 kgf/cm2)

50 > N ≥ 15,0100 kPa (≈ 1 kgf/cm2) > Su ≥ 50 kPa (≈ 0.5 kgf/cm2)

IP > 20W ≥ 40%

50 kPa (≈ 0.5 kgf/cm2) > Su

TABLA A.2.4.1 CLASIFICACIÓN PERFILES DE SUELO NSR

Perfiles de suelos muy densos o roca blanda, que cumplan con el criterio de velocidad de la onda de cortante, o

Perfiles de suelos muy densos o roca blanda, que cumplan con cualquiera de los dos criterios

C

760 m/s > Vs ≥ 360 m/s

Perfiles de suelos rigidos que cumplan con el criterio de velocidad de la onda de cortante , o

Perfiles de suelos rigidos que cumplan con cualquiera de las dos condiciones.

360 m/s > Vs ≥ 180m/s

D

F

Perfil que cumpla con el criterio de velocidad de la onda de cortante, o

E

180 m/s > Vs

Perfil que contiene un espesor total H mayor de 3 m de arcillas blandas

F1 - Suelos susceptibles a la falla o colapso causado por la exitacion sismica, tales como: suelos licuables, arcillas sensitivas, suelos dispersivos o debilmente cementados, etc

F2 - Turba y arcillas orgánicas y muy orgánicas (H > 3 para turba o arcillas orgánicas o muy orgánicas)

Los perfiles de suelo tipo F requieren una evaluacion realizada explicitamente en el sitio por un ingeniero geotecnista, de acuerdo con el procedimiento A-2-10. Se contemplan las siguientes subclases:

F3 - Arcillas de muy alta plasticidad ( H > 7.5m con índice de Plasticidad IP > 75)F4 - Perfiles de gran espesor de arcillas de rigidez mediana a blanca (H>36)






39

Tabla 7 Clasificación de las unidades de construcción por categorías

3.12 CÁLCULO DEL NÚMERO MÍNIMO Y PROFUNDIDAD DE LOS SONDEOS

El número mínimo de sondeos es de 3, entre 3 y 6 mts de profundidad

Tabla 8 Número mínimo de sondeos y profundidad por unidad de construcción






40

4 MODELO GEOTÉCNICO

El modelo geotécnico representa la respuesta del terreno durante y después de la construcción de las obras que afectan el proyecto.

4.1 TIPO DE CIMENTACIÓN RECOMENDADA Y PROFUNDIDAD DE CIMENTACIÓN

Se evaluó el modelo geotécnico tomando un sistema de cimentación de pilotes pre escavado de diámetro de 1.2 m y 6 mts de profundidad.






41

4.2 CÁLCULO DE LA CAPACIDAD PORTANTE DEL SUELO

Se evaluó la carga admisible del suelo, teniendo en cuenta las propiedades geotécnicas anteriormente mencionadas por diversos autores y tomando el resultado más crítico.






42

4.2.1 Evaluación de la capacidad de carga del suelo por diferentes Autores Se evaluó la carga admisible del suelo, teniendo en cuenta las propiedades geotécnicas anteriormente

mencionadas por diversos autores y tomando el resultado más crítico.

La carga límite del proyecto se asume como 200 KN/M2 por pilote, cada estribo tendrá 2 pilotes. Si se

requieren cargas superiores, se debe reevaluar la cimentación propuesta.

Datos generales ============================================================================= Descripción PILOTE Diámetro punta 1,20 m Largo 6,00 m Tipo Barrenados Saliente del terreno 0,50 m Capacidad de carga de punta calculada con: Janbu Hormigón tipo 1 Acero tipo 1 Archivo de materiales Concreto

Nr. Classe calcestruzzo

fck,cubi [MPa]

Ec [MPa]

fck [MPa]

fcd [MPa]

fctd [MPa]

fctm [MPa]

1 C20/25 250 305502,12 200 115,53 10,5 22,54 2 C25/30 300 320899,59 250 144,39 12,13 26,1 3 C28/35 350 329363,1 280 161,72 13,05 28,14 4 C40/50 500 359138,34 400 202,21 15,19 32,63

Acero:

Nr. Classe acciaio

Es [MPa]

fyk [MPa]

fyd [MPa]

ftk [MPa]

ftd [MPa]

ep_tk epd_ult ß1*ß2 iniz.

ß1*ß2 finale

1 B450C 2039400 4588,65 3990,09 5506,38 3990,09 .075 .0675 1 0,5 2 B450C* 2039400 4588,65 3990,09 5506,38 4588,65 .075 .0675 1 0,5 3 B450C** 2039400 4588,65 3990,09 4673,29 4063,5 .012 .01 1 0,5 4 S235H 2141370 2447,28 2128,11 3670,92 2128,11 0,012 0,01 1 0,5 5 S275H 2141370 2855,16 2482,97 4384,71 2482,97 0,012 0,01 1 0,5 6 S355H 2141370 3670,92 3191,66 5200,47 3670,92 0,012 0,01 1 0,5

Estratigrafía Nr.: Número del estrato Hs: Espesor del estrato. Fi: Angulo de rozamiento. c: Cohesión Alfa: Coeficiente de movilización del rozamiento lateral en el fusto. Vs: Velocidad ondas de corte. Strat. Nr. 1

Nr. Hs Peso específic

o [kg/m³]

Peso específic

o saturado

c [kg/cm²]

Fi (°)

Rozamiento

negativo

Alfa Módulo elástico [kg/cm²]

Vs [m/s]

Descripción

litológica






43

[kg/m³] 1 1,00 1570,00 1890,00 0,10 29,59 No 0,00 45,44 80,82 arena

fina 2 1,00 1660,00 1910,00 0,10 30,26 No 0,00 64,56 106,17 arena

fina 3 7,00 2130,00 2500,00 0,10 36,37 No 0,00 239,20 146,97 arena

fina

Carga última Estratigraf

ía Nq Nc Fi/C

estrato punta Pilote

(°)/[kg/cm²]

Peso pilote [kg]

Carga última punta [kg]

Carga última lateral [kg]

Carga última [kg]

Rozamiento

negativo [kg]

Carga última

horizontal [kg]

A1+M1+R3

22,95 33,34 33,37/0,10 16964,60 398046,40 50315,86 431397,70 -- --

RESISTENCIA DE PROYECTO CARGAS AXIALES ============================================================================== Resistencia característica cargas axiales. Normas combinación: A1+M1+R3 ============================================================================== Número verticales estudiadas 1 Factor correlación vertical promedio (xi3) 1,00 Factor correlación vertical mínima (xi4) 1,00

Rc, Min [kg]

Rc, Media [kg]

Rc, Max [kg]

Base 398046,40 398046,40 398046,40 Lateral 50315,86 50315,86 50315,86

Total 431397,70 431397,70 431397,70

Coeficiente parcial resistencia característica R3 Base 2,50 Lateral 2,50 Resistencia de proyecto base 159218,60 kg Resistencia de proyecto lateral 20126,34 kg Resistencia de proyecto 162380,30 kg

4.3 ANÁLISIS DE ASENTAMIENTOS

siento (Fleming 1992) ============================================================================= Largo 6,00 m Diámetro cabeza 0,60 m Diámetro punta 0,20 m Tramo rozamiento lateral nulo 0,00 m Módulo elástico sección 2,94E+07 kN/mq Punto de aplicación resultante resist. Activa 0,45






44

Factor flexibilidad terreno/pilote 1,00E-03 Carga aplicada 226,10 kN Carga última lateral 493,00 kN Carga límite de punta 3903,00 kN Módulo elástico terreno correspondiente 4,46E+03 kN/mq Reducción elástica 0,07 mm Asiento rígido 0,51 mm Asiento total 0,58 mm

Se esperan asentamientos de 0.58 mm aproximadamente.

4.4 PARÁMETROS SÍSMICOS

COEFICIENTES SISMICOS (NSR 10)

LUGAR Santa Rosa del Sur 68001

Zona de amenaza sísmica ALTA NSR 10 PágA-171

Capacidad de disipación de energia mínima Moderada DMO Pág 49-57 Capacidad de disipación de energia Especial DES Coeficiente de aceleración Aa 0,25 Av 0,25 Coeficiente de importancia Grupo de uso I I A.2.5-1 Pág 21 Coeficiente de sitio Perfil del suelo D A.2.4-1 Pág 20 Fa 1,4 A.2.4-3 Fv 3 A.2.4-4

Aa 0,25

Av 0,25 Fa 1,4 Fv 3 To 0,21 Tc 1,03 TL 7,2






45






46

5 RECOMENDACIONES

5.1 RESUMEN DE PARÁMETROS GEOTÉCNICOS PARA EL DISEÑO

5.1.1 Peso Unitario

El peso unitario del tipo de suelo presente en el lote: arenas de grano fino con matriz lodosa color marrón claro a oscuro y en algunas partes gris verdosa, a una profundidad de 7.0 metros: 21.3 KN/m3

5.1.2 Ángulo de fricción Interna

El ángulo de fricción interna se obtiene del tipo de suelo presente en el lote: arenas de grano fino con matriz lodosa color marrón claro a oscuro y en algunas partes gris verdosa, a una profundidad de 7.0 metros: 36,4°

5.1.3 Cohesión

El suelo no presenta cohesión.

5.1.4 Coeficiente de Poisson

Coeficiente de Poisson 0.3

5.1.5 Velocidad de Onda Cortante Vs.

Velocidad de onda cortante a una profundidad de 7.0 metros por Ohta y Goto

Vs= 208 m/s

5.1.6 Tipo de Cimentación

• Se propone que la estructura tenga un tipo de cimentación profunda y que sea

cimentada sobre 2 pilotes pre escavados de 1.2 m de diámetro y 6 m de profundidad.

5.1.7 Profundidad de Cimentación

• Se propone Cimentar a una profundidad de 6 mts.

5.1.8 Capacidad de soporte del suelo

• Se calculó la capacidad de soporte del suelo a 7 m de Profundidad, determinando una

carga admisible de 143 Ton/m2; evaluada a una carga del proyecto que no supera las

20 Ton/m2






47

5.1.9 Asentamientos esperados

• Se determinan Asentamientos esperados de 0,58 mm

5.1.10 Tipo de suelo encontrado

• Con las perforaciones realizadas en el sitio y los ensayos de laboratorio realizados

se encontraron suelos de Materia arenosa de grano fino con matriz lodosa color

marron claro a oscuro y en algunas partes gris verdosa.

• En el perfil litológico se encontraron materiales no consolidados en toda la perforación

pertenecientes a una formación tambor.

5.1.11 Perfil de suelo para diseño estructural

• De acuerdo con la norma NSR10, el perfil del suelo en el sector de las perforaciones es

Tipo D, ya que de acuerdo a los resultados del análisis de las ondas de superficie (y la

inversión sísmica) la velocidad de onda cortante del suelo es Vs=208 m/s.

5.2 RECOMENDACIONES DE LAS EXCAVACIONES, ENTIBADOS Y CONSTRUCCIÓN DE MUROS (SI LLEGARAN A PRESENTARSE)

En los siguientes párrafos se consignan las especificaciones constructivas que deberán seguirse para la construcción de la estructura de apoyo a construir en el sector del lote.

Es recomendable a la hora de realizar la excavación la presencia de un profesional geotecnista y recopilar muestras de suelo para realizar ensayos de corte directo en varios estratos para complementar el estudio de suelos y realizar un ajuste a los parámetros de entrada para el análisis de estabilidad de los taludes.

Una vez extraído el volumen central se procederá a delimitar la excavación hacia los extremos, siendo muy importante la mano de obra con herramientas de excavación para empezar a acercarse a la periferia, tomando en cuenta que no se debe realizar excavaciones netamente verticales, así las características del terreno sean optimas, puesto que los terrenos muchas veces son variables entre si y no tenemos conocimiento sobre la mecánica de los predios vecinos.






48

Para el caso de la alternativa de cimentación mediante elementos aislados tipo zapatas, se debe colocar un solado en concreto pobre con espesor mínimo de 5.0 cm, el cual garantice el aislamiento del suelo con el elemento de cimentación.

Se debe tener en cuenta que en todos os casos la excavación presentara diferencias, de este modo el supervisor podrá tomar medidas y decisiones de acuerdo a la comodidad, a manera de aminorar posibles riesgos en edificaciones y personal

A continuación se detallan algunas recomendaciones a tener en cuenta

• Se debe disponer un sitio para desechar el material de las excavaciones y un camino

para el acarreo del mismo. Estos materiales se deben depositar a no menos de 0.60 m del borde de la excavación.

• El apuntalamiento de las paredes de la excavación se realizará con tableros metálicos debidamente arriostrados mediante el uso de parales colocados en forma diagonal. Los parales poseen un sistema de tornillo que permitirá realizar los ajustes requeridos en el apuntalamiento.

• Se debe realizar una excavación a la vez y en la medida de lo posible fundir la zapata respectiva y realizar los rellenos en forma adecuada.

• Se debe cuidar que los arriostres o bases de los puntales estén colocados sobre terreno firme.

• Se debe continuar hacia abajo el entibado y el arrostramiento conforme se profundiza la zanja.

• Cuando la lluvia inunde la zanja, es imprescindible hacer una revisión minuciosa y detallada antes de reanudar los trabajos. Se disminuirá inmediatamente las aguas que afloren o caigan en el interior de las zanjas para evitar alteraciones en estabilidad de los taludes. En época lluviosa o por escorrentías provenientes de drenajes u ojos de agua, deben tomarse medidas preventivas para el desvío de las aguas.

• La remoción de los sistemas de apuntalamiento deberá empezar y continuar desde el fondo de la excavación.

• Se recomienda sobrepasar la entibación en una altura de al menos 20 cm sobre el borde de la excavación para que sirva de rodapié y evite la caída de objetos y materiales a la zanja. (Rodapié: tope que se coloca al borde de la excavación para detener la caída del material próximo al borde).

• Si se encuentran capas de tierra poco consistentes o grandes bloques de roca, estos deben removerse comenzando desde la parte superior de la excavación.

• Guiar los baldes con materiales durante su izado para que no golpee las paredes de la entibación.






49

• La excavación debe poseer un terraplén contra la entrada de agua en caso de lluvias. • Se debe constatar que los puntales estén arriostrados entre sí. • Al final de cada jornada de trabajo y cuando se presenten lluvias se cubrirá la

excavación con un material impermeable y se deberá señalizar la localización de la excavación.

• Debe colocarse escalera que cubra toda la profundidad de la excavación y sobresalga de la misma.

• Todos los trabajadores deberán usar zapatos de seguridad y también deberán usar casco

• Debe hacerse responsable a una persona competente de verificar y realizar inspecciones frecuentes del apuntalamiento y se deben dar instrucciones a todos los trabajadores para que se comuniquen inmediatamente cualquier indicio de debilidad.

Otras recomendaciones

La construcción de la estructura de cimentación debe hacerse preferiblemente en época de verano para evitar alteraciones y remoldeo del suelo.

Los ductos sanitarios que estén enterrados dentro del suelo deben construirse en tubería flexible tipo PVC para evitar roturas. Si se hace necesario perforar un elemento de cimentación, dichas perforaciones no deben tener alturas mayores a 15 cm ni longitudes superiores a 30 cm. Cuando se perfora la viga de amarre se deben colocar dos estribos adicionales a cada lado de la perforación a 5 cm de la misma y espaciados 10 cm uno del otro.

En los sitios donde se requieran hacer rellenos, estos se deben compactar a una densidad máxima del 90% de la máxima del Proctor modificado, en capas no superiores a 15 cm.

Los refuerzos que se coloquen en la cimentación deben estar aislados del suelo natural no menos de 5 cm en suelo seco y 7.5 cm en suelo húmedo.

Para dar una correcta interpretación y aplicabilidad a este estudio se debe contemplar en su totalidad y limitaciones a los capítulos de conclusiones y recomendaciones.

Se recomienda programar visitas del Ingeniero a cargo de este estudio durante la construcción de la cimentación, con el fin de inspeccionar el proceso de excavación, la construcción de los elementos de cimentación y la aprobación del suelo de fundación.






50

6 ANEXOS

Los anexos aquí contenidos, son referenciados en el cuerpo del informe y obedecen a complementos del mismo o a documentos legales exigidos en la NRS-10

6.1 DIPLOMA DE INGENIERO CIVIL Y DE ESPECIALISTA EN GEOTÉCNIA






51






52

6.2 MATRÍCULA PROFESIONAL






53

6.3 CERTIFICADO DEL COPNIA






54

6.4 ENSAYOS DE LABORATORIO

Los ensayos realizados para el presente informe se hicieron según su respectiva normativa del invias y son los siguientes:

➢ DETERMINACIÓN EN LABORATORIO DEL CONTENIDO DE AGUA (HUMEDAD) DEL SUELO, ROCA Y MEZCLAS DE SUELO –AGREGADO (I.N.V. E – 122 – 07).

➢ ANÁLISIS GRANULOMÉTRICO DE SUELOS POR TAMIZADO (I.N.V. E – 123 – 07) ➢ DETERMINACIÓN DEL LÍMITE LÍQUIDO DE LOS SUELOS (I.N.V. E – 125 – 07) ➢ LÍMITE PLÁSTICO E ÍNDICE DE PLASTICIDAD DE SUELOS (I.N.V. E – 126 – 07)

6.5 ESTIMACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOTÉCNICOS POR MEDIO DEL ENSAYO DE SPT

Correlaciones geotécnicas terrenos sin cohesión

Liquefacción

Permite calcular, utilizando datos Nspt, el potencial de licuefacción de los suelos (predominantemente arenosos). Con la relación de SHI-MING (1982), aplicable a terrenos arenosos poco finos, la licuefacción resulta posible solamente si Nspt del estrato considerado resulta inferior a Nspt crítico calculado con la elaboración de SHI-MING.

Corrección Nspt en presencia de nivel freático

Nspt correcto = 15 + 0.5 * (Nspt - 15)

Nspt es el valor promedio en el estrato

La corrección se aplica en presencia de nivel freático solo si el número de golpes es mayor que 15 (la corrección se efectúa si todo el estrato está en nivel freático).

ángulo de rozamiento interno

(Peck-Hanson-Thornburn-Meyerhof 1956) válida para suelos que no sean blandos en prof. < 5 mt.; correlación válida para arenas y gravas representa valores medios. - Correlación histórica muy usada, válida para prof. < 5 mt. para suelos sobre nivel freático y < 8 mt. para terrenos en nivel freático (tensiones < 8-10 t/mq).






55

(Meyerhof 1956) Correlación válida para suelos arcillosos y arcillosos-margosos fracturados, terrenos sueltos mantos fragmentados (en variación experimental de datos).

(Sowers 1961) Ángulo de rozamiento interno en grados válido para arenas en general (cond. óptimas para prof. < 4 mt. sobre nivel freático y < 7 mt. para terrenos en nivel freático) >5 t/mq.

(De Mello) Correlación válida para suelos predominantemente arenosos y arenosos-gravosos (en variación experimental de datos) con ángulo de rozamiento interno < 38°.

(Malcev 1964) Ángulo de rozamiento interno en grados válido para arenas en general (cond. óptimas para prof. > 2 mt. y para valores de ángulo de rozamiento interno < 38°

(Schmertmann 1977) Ángulo de rozamiento interno (grados) para varios tipos litológicos (valores máximos). Nota: valores a menudo demasiado optimistas ya que se deducen de correlaciones indirectas de Dr %.

Shioi-Fukuni 1982 (ROAD BRIDGE SPECIFICATION) Ángulo de rozamiento interno en grados válido para arenas - arenas finas o limosas y limos orgánicos (cond. óptimas para prof. > 8 mt. sobre nivel freático y > 15 mt. para terrenos en nivel freático) >15 t/mq.

Shioi-Fukuni 1982 (JAPANESE NATIONALE RAILWAY). Ángulo de rozamiento interno válido arenas medias gruesas a gravosas.

Ángulo de rozamiento interno en grados (Owasaki & Iwasaki) válido para arenas - arenas medias y gruesas-gravosas (cond. óptimas para prof. > 8 mt. sobre nivel freático y > 15 mt. para terrenos en nivel freático) s>15 t/mq.

Meyerhof 1965 - Correlación válida para terrenos por arenas con % de limo < 5% a profundidad < 5 mt. y con % di limo > 5% a profundidad < 3 mt.

Mitchell y Katti (1965) - Correlación válida para arenas y gravas.

Densidad relativa ( %)

Gibbs & Holtz (1957) correlación válida para cualquier presión eficaz, para gravas Dr se sobre estima, para limos es subestimado.

(Skempton 1986) elaboración válida para limos y arenas y arenas de finas a gruesas NC en cualquier presión eficaz, para gravas el valor de Dr % se sobreestima, para limos se subestima.

Meyerhof (1957).






56

(Schultze & Menzenbach 1961) para arenas finas y gravosas NC, método válido para cualquier valor de presión eficaz en depósitos NC, para gravas el valor de Dr % se sobreestima, para limos es subestimado.

Modulo De Young (Ey)

Terzaghi- elaboración válida para arena limpia y arena con grava sin considerar la presión eficaz.

Schmertmann (1978), correlación válida para varios tipos litológicos.

Schultze-menzenbach, correlación válida para varios tipos litológicos.

D'Appollonia y otros (1970), correlación válida para arena, arena SC, arena NC y grava

Bowles (1982), correlación válida para arena arcillosa, arena limosa, limo arenoso, arena media, arena y grava.

Modulo Edométrico

Begemann (1974) elaboración derivada de experiencias en Grecia, correlación valida para limo con arena, arena y grava.

Buismann-sanglerat, correlación valida para arena y arena arcillosa.

Farrent (1963) valida para arenas, algunas veces para arenas con grava (en variación experimental de datos).

Menzenbach y Malcev valida para arenas finas, arena gravosa y arena y grava.

Estado de consistenciaa

Clasificación A.G.I. 1977

Peso Específico Gama

Meyerhof y otros, válida para arenas, gravas, limos, limo arenoso.

Peso Específico saturado






57

Bowles 1982, Terzaghi-Peck 1948-1967.Correlación valida para especifico del material igual a cerca G=2,65 t/mc) y para peso específico seco variable de 1,33 (Nspt=0) a 1,99 (Nspt=95)

Modulo de poisson

Clasificación A.G.I.

Potencial de licuefacción (Stress Ratio)

Seed-Idriss 1978-1981. Tal correlación es válida solamente para arenas, gravas y limos arenosos, representa la relación entre el esfuerzo dinámico promedio Tau y la tensión vertical de consolidación para la valuación del potencial de licuefacción de las arenas y suelos areno-gravosos con gráficos de los autores.

Velocidad ondas transversales Vs (m/sec)

Tal correlación es válida solamente para suelos sin cohesión arenosos y gravosos.

Modulo de deformación de corte (G )

Ohsaki & Iwasaki – elaboración válida para arenas con finos plásticos y arenas limpias.

Robertson e Campanella (1983) e Imai & Tonouchi (1982) elaboración válida sobretodo para arenas y para tensiones litostáticas comprendidas entre 0,5 - 4,0 kg/cmq.

Modulo de reacción (Ko)

Navfac 1971-1982 - elaboración válida para arenas, gravas, limos, limos arenosos.

Resistencia a la punta del Penetrómetro Estático (Qc)

Robertson 1983 Qc

Correlaciones geotecnicas terrenos cohesivos






58

Cohesión no drenada

Benassi & Vannelli- correlaciones provenientes de experiencias de la empresa constructora Penetrometri SUNDA 1983

Terzaghi-Peck (1948-1967), correlación valida para arcillas arenosas –orgánicas NC con Nspt <8, arcillas limosas-orgánicas medianamente plásticas, arcillas margosas alteradas-fracturadas.

Terzaghi-Peck (1948). Cu mín.-máx.

Sanglerat, de datos Penetr. Estático para suelos cohesivos saturados, tal correlación no es válida para arcillas sensitivas con sensitividad >5, para arcillas sobre consolidadas fracturadas y para limos de baja plasticidad.

Sanglerat, (para arcillas limo-arenosas con poca cohesión), valores válidos para resistencias penetrométricas < 10 golpes. Para resistencias penetrométricas > 10 la elaboración válida es siempre la de las "arcillas plásticas " de Sanglerat.

(U.S.D.M.S.M.) U.S. Design Manual Soil Mechanics Cohesión sin drenaje Cu (Kg/cmq) para arcillas limosas y arcillas de baja, media y alta plasticidad, (Cu-Nspt-grado de plasticidad).

Schmertmann 1975 Cu (Kg/cmq) (valores medios), válida para arcillas y limos arcillosos con Nc=20 y Qc/Nspt=2

Schmertmann 1975 Cu (Kg/cmq) (valores mínimos), válida para arcillas NC.

Fletcher 1965 - (Arcilla de Chicago) Cohesión sin drenaje Cu (Kg/cmq), columna valores válidos para arcillas de media-baja plasticidad

Houston (1960) - arcilla de media-alta plasticidad.

Shioi-Fukuni 1982, valida para suelos poco cohesivos y plásticos, arcilla de media-alta plasticidad.

Begemann.

De Beer.

Resistencia a la punta del Penetrómetro Estático (Qc )

Robertson 1983 Qc

Modulo Edométrico-Confinado (Mo)






59

Stroud e Butler (1975) - para litotipos de media plasticidad, válida para litotipos arcillosos de media-medio-alta plasticidad - de experiencias con arcillas glaciales.

Stroud e Butler (1975), para litotipos de media-baja plasticidad (IP< 20), válida para litotipos arcillosos de media-baja plasticidad (IP< 20) - de experiencias con arcillas glaciales.

Vesic (1970) correlación válida para arcillas blandas (valores mínimos y máximos).

Trofimenkov (1974), Mitchell e Gardner Modulo Confinado -Mo (Eed) (Kg/cmq)-, válida para litotipos arcillosos y limosos-arcillosos (relación Qc/Nspt=1.5-2.0).

Buismann- Sanglerat, valida para arcillas compactas ( Nspt <30) medias y blandas ( Nspt <4) y arcillas arenosas (Nspt=6-12).

Modulo De Young (EY)

Schultze-Menzenbach - (Mín. e Máx.), correlación válida para limos coherentes y limos arcillosos con I.P. >15

D'Appollonia y otros (1983) - correlación válida para arcillas saturadas-arcillas fracturadas.

Estado de consistencia

Clasificación A.G.I. 1977

Peso Específico Gama

Meyerhof y otros, valida para arcillas, arcillas arenosas y limosas predominantemente con cohesión.

Peso Específico saturado

Correlación Bowles (1982), Terzaghi-Peck (1948-1967), valida para condiciones específicas: peso específico del material igual a cerca G=2,70 (t/mc) y para índices de vacío variables da 1,833 (Nspt=0) a 0,545 (Nspt=28)






60

6.6 MEMORIAS DE CÁLCULO DEL MODELO GEOTÉCNICO

CÁLCULO DE LA CAPACIDAD DE CARGA Y ASIENTOS

DE CIMENTACIONES SUPERFICIALES

CARGA ÚLTIMA DE CIMENTACIONES SOBRE TERRENO

La carga última de una cimentación superficial se puede definir como el valor máximo de la carga con el cual en ningún punto del subsuelo se alcanza la condición de rotura (método de Frolich), o también refiriéndose al valor de la carga, mayor del anterior, para el cual el fenómeno de rotura se extiende a un amplio volumen del suelo (método de Prandtl e sucesores).

Prandtl ha estudiado el problema de la rotura de un semiespacio elástico como efecto de una carga aplicada sobre su superficie con referencia al acero, caracterizando la resistencia a la rotura con una ley de tipo:

= c + tg válida también para los suelos.

Las hipótesis y las condiciones dictadas por Prandtl son las siguientes:

Material carente de peso y por lo tanto =0

Comportamiento rígido - plástico

Resistencia a la rotura del material expresada con la relación =c + tg

Carga uniforme, vertical y aplicada en una franja de longitud infinita y de ancho 2b (estado de deformación plana)

Tensiones tangenciales nulas al contacto entre la franja de carga y la superficie límite del semiespacio.

En el acto de la rotura se verifica la plasticidad del material contenido entre la superficie límite del semiespacio y la superficie GFBCD.






61

En el triángulo AEB la rotura se da según dos familias de segmentos rectilíneos e inclinados en 45°+/2 con respecto al horizontal.

En las zonas ABF y EBC la rotura se produce a lo largo de dos familias de líneas, una constituida por segmentos rectilíneos que pasan respectivamente por los puntos A y E y la otra por arcos de familias de espirales logarítmicas.

Los polos de éstas son los puntos A y E. En los triángulos AFG y ECD la rotura se da en segmentos inclinados en ±(45°+ /2) con respecto a la vertical.

2b

EA

B C

DG

F

Individuado así el volumen de terreno llevado a rotura por la carga límite, éste se puede calcular escribiendo la condición de equilibrio entre las fuerzas que actúan en cualquier volumen de terreno delimitado debajo de cualquiera de las superficies de deslizamiento.

Se llega por lo tanto a una ecuación q =B c, donde el coeficiente B depende solo del ángulo de rozamiento del terreno.

−+= 1)2/45(

2cot

tge

tggB

Para =0 el coeficiente B es igual a 5.14, por lo tanto q=5.14 c.

En el otro caso particular de terreno sin cohesión (c=0, 0) resulta q=0. Según la teoría de Prandtl, no sería entonces posible aplicar ninguna carga en la superficie límite de un terreno incoherente.






62

En esta teoría, si bien no se puede aplicar prácticamente, se han basado todas las investigaciones y los métodos de cálculo sucesivos.

En efecto Caquot se puso en las mismas condiciones de Prandtl, a excepción del hecho que la franja de carga no se aplica sobre la superficie límite del semiespacio, sino a una profundidad h, con h 2b; el terreno comprendido entre la superficie y la profundidad h tiene las siguientes características: 0, =0, c=0 es decir un medio dotado de peso pero sin resistencia.

Resolviendo las ecuaciones de equilibrio se llega a la expresión:

q = A 1 + B c

que de seguro es un paso adelante con respecto a Prandtl, pero que todavía no refleja la realidad.

Método de Terzaghi (1955)

Terzaghi, prosiguiendo el estudio de Caquot, ha aportado algunos cambios para tener en cuenta las características efectivas de toda la obra de cimentación - terreno.

Bajo la acción de la carga transmitida por la cimentación, el terreno que se encuentra en contacto con la cimentación misma tiende a irse lateralmente, pero resulta impedido por las resistencias tangenciales que se desarrollan entre la cimentación y el terreno.

Esto comporta un cambio del estado tensional en el terreno puesto directamente por debajo de la cimentación; para tenerlo en cuenta, Terzaghi asigna a los lados AB y EB de la cuña de Prandtl una inclinación respecto a la horizontal, seleccionando el valor de en función de las características mecánicas del terreno al contacto terreno-obra de cimentación.

De esta manera se supera la hipótesis 2 =0 para el terreno por debajo de la cimentación. Admitiendo que las superficies de rotura resten inalteradas, la expresión de la carga última entonces es:






63

q =A h + B c + C b

donde C es un coeficiente que resulta función del ángulo de rozamiento interno del terreno puesto por debajo del nivel de cimentación y del ángulo antes definido; b es la semianchura de la franja.

Además, basándose en datos experimentales, Terzaghi pasa del problema plano al problema espacial introduciendo algunos factores de forma.

Una sucesiva contribución sobre el efectivo comportamiento del terreno ha sido aportada por Terzaghi.

En el método de Prandtl se da la hipótesis de un comportamiento del terreno rígido-plástico, en cambio Terzaghi admite este comportamiento en los terrenos muy compactos.

En éstos, de hecho, la curva cargas-asentamientos presenta un primer tracto rectilíneo, seguido por un breve tracto curvilíneo (comportamiento elástico-plástico); la rotura es instantánea y el valor de la carga límite resulta claramente individuado (rotura general).

En un terreno muy suelto en cambio la relación cargas-asentamientos presenta un tracto curvilíneo acentuado desde las cargas más bajas por efecto de una rotura progresiva del terreno (rotura local). Como consecuencia la individualización de la carga límite no es tan clara y evidente como en el caso de los terrenos compactos.

Para los terrenos muy sueltos, Terzaghi aconseja tener en consideración la carga última; el valor que se calcula con la fórmula anterior pero introduciendo valores reducidos de las características mecánicas del terreno y precisamente:

tgrid = 2/3 tg e crid= 2/3c

Haciendo explícitos los coeficientes de la fórmula anterior, la fórmula de Terzaghi se puede escribir así:

qult = c Nc sc + D Nq + 0.5 B N s






64

donde:

−=

−=

−=

+=

12cos2

tan

cot)1(

tan)2/75.0(

)2/45(2cos2

2

pKN

qNcN

ea

aNq

Fórmula de Meyerhof (1963)

Meyerhof propuso una fórmula para calcular la carga última parecida a la de Terzaghi. Las diferencias consisten en la introducción de nuevos coeficientes de forma.

Introdujo un coeficiente sq que multiplica el factor Nq, factores de profundidad di y de pendencia ii para el caso en que la carga trasmitida a la cimentación sea inclinada en la vertical.

Los valores de los coeficientes N se obtuvieron de Meyerhof hipotizando varios arcos de prueba BF (v. mecanismo Prandtl), mientras que el corte a lo largo de los planos AF tenía valores aproximados.

A continuación se presentan los factores de forma tomados de Meyerhof, junto con la expresión de la fórmula.

Carga vertical qult = c Nc sc dc+ D Nq sq dq+ 0.5BN s d

Carga inclinada qul t=c Nc ic dc+ D Nq iq dq + 0.5 B Nid






65

( )

( ) ( )

4.1tan1

cot)1(

2/452tantan

−=

−=

+=

qNN

qNcN

eNq

factor de forma:

0 para 1.01

10 para 2.01

=+==

+=

L

Bpksqs

L

Bpkcs

factor de profundidad:

0 para 1

10 para 1.01

2.01

===

+==

+=

dqdB

Dpkdqd

B

Dpkcd

inclinación:

0 para 0i

0 para 2

1

2

901

==

−=

−==

i

ici

donde :

Kp = tan2(45°+/2)

= Inclinación de la resultante en la vertical.






66

Fórmula de Hansen (1970)

Es una extensión ulterior de la fórmula de Meyerhof; las extensiones consisten en la introducción de bi que tiene en cuenta la eventual inclinación en la horizontal del nivel de cimentación y un factor gi para terreno en pendencia.

La fórmula de Hansen vale para cualquier relación D/B, ya sean cimentaciones superficiales o profundas; sin embargo el mismo autor introdujo algunos coeficientes para poder interpretar mejor el comportamiento real de la cimentación; sin éstos, de hecho, se tendría un aumento demasiado fuerte de la carga última con la profundidad.

Para valores de D/B <1

B

Dqd

B

Dcd

2)sin1(tan21

4.01

−+=

+=

Para valores D/B>1:

B

Dqd

B

Dcd

1tan2)sin1(tan21

1tan4.01

−−+=

−+=

En el caso = 0

--------------------------------------------------------------------------------------------

D/B 0 1 1.1 2 5 10 20 100

--------------------------------------------------------------------------------------------

d'c 0 0.40 0.33 0.44 0.55 0.59 0.61 0.62

--------------------------------------------------------------------------------------------






67

En los factores siguientes las expresiones con ápices (') valen cuando =0.

Factor de forma:

L

Bs

L

Bcs

L

B

cNqN

cs

L

Bcs

4.01

tan1qs

continuas nescimentacio para 1

1

2.0''

−=

+=

=

+=

=

Factor de profundidad:

1 si 1tan

1 si

cualquier para 1

)sin1(tan21

4.01

4.0''

−=

=

=

−+=

+=

=

B

D

B

Dk

B

D

B

Dk

d

kqd

kcd

kcd






68

Factores de inclinación de la carga

0)(

5

cot)450/7.0(1

0)(

5

cot7.01

5

cot5.01

1

1

15.05.0'

+−

−=

=

+−=

+−=

−

−−=

−−=

acfAVHi

acfAVHi

acfAVH

qi

qNqi

qici

acfAH

ci

Factores de inclinación del terreno (cimentación sobre talud):

5)tan5.01(147

1

147'

−==

−=

=

gqg

cg

cg

Factores de inclinación del nivel de cimentación (base inclinada)

)tan7.2exp(

)tan2exp(147

1

147'

−=

−=

−=

=

qbqb

cb

cb






69

Fórmula de Vesic (1975)

La fórmula de Vesic es análoga a la fórmula de Hansen, con Nq y Nc como en la fórmula de Meyerhof y N como se indica a continuación:

N=2(Nq+1)*tan()

Los factores de forma y de profundidad que aparecen en las fórmulas del cálculo de la capacidad portante son iguales a los propuestos por Hansen; en cambio se dan algunas diferencias en los factores de inclinación de la carga, del terreno (cimentación en talud) y del plano de cimentación (base inclinada).

CARGA LÍMITE DE CIMENTACIÓN EN ROCA

Para valorar la capacidad de carga admisible de las rocas se deben tener en cuenta algunos parámetros significativos como las características geológicas, el tipo y calidad de roca, medida con RQD. En la capacidad portante de las rocas se utilizan normalmente factores de seguridad muy altos y legados de todas maneras al valor del coeficiente RQD: por ejemplo, para una roca con RQD igual al máximo de 0.75 el factor de seguridad varía entre 6 y 10. Para determinar la capacidad de carga de una roca se pueden usar las fórmulas de Terzaghi, usando ángulo de rozamiento y cohesión de la roca, o las propuestas por Stagg y Zienkiewicz (1968) donde los coeficientes de la fórmula de la capacidad portante valen:

1NN2

45tan5N

245tanN

q

4c

6q

+=

+=

+=

Con tales coeficientes se usan los factores de forma utilizados en la fórmula de Terzaghi.

La capacidad de carga última calculada es de todas formas función del coeficiente RQD según la siguiente expresión:

( )2ult

' RQDqq =

Si el sondeo en roca no suministra piezas intactas (RQD tiende a 0), la roca se trata como un terreno, estimando mejor los parámetros c y






70

Factor de corrección en condiciones sísmicas.

Criterio de Vesic

Según este autor, para tener en cuenta el fenómeno del aumento del volumen en el cálculo de la capacidad portante es suficiente disminuir en 2° el ángulo de rozamiento interno de los estratos de cimentación. La limitación de esta sugerencia está en el hecho que no toma en cuenta la intensidad de la fuerza sísmica (expresado con el parámetro de la aceleración sísmica horizontal máxima). Este criterio se confirma en las observaciones de diferentes eventos sísmicos.

Criterio de Sano

El autor propone disminuir el ángulo de rozamiento interno de los estratos portantes de una cantidad dada por la relación:

=

2maxA

arctgpD

donde Amax es la aceleración sísmica horizontal máxima.

Este criterio, respecto al de Vesic, tiene la ventaja de tomar en consideración la intensidad de la fuerza sísmica. Pero la experiencia demuestra que la aplicación acrítica de esta relación puede conducir a valores excesivamente reservados de Qlim.

Las correcciones de Sano y de Vesic se aplican exclusivamente a terrenos sin cohesión bastante densos. Es errado aplicarlas a terrenos sueltos o medianamente densos, donde las vibraciones sísmicas producen el fenómeno opuesto al del aumento del volumen, con aumento del grado de densidad y del ángulo de rozamiento.

Criterio Inercial

Para tener cruenta de los efectos de la inercia producida por el sismo sobre la determinación del qlim han sido introducidos los factores correctivos z:






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q

hc

35,0h

q

zzk32,01z

tgk1z

=−=

−=

donde gaSk a

h

= es el coeficiente sísmico horizontal.

ASIENTOS ELÁSTICOS

Los asentamientos de una cimentación rectangular de dimensiones BL puesta en la superficie de un semiespacio elástico se pueden calcular con base en una ecuación basada en la teoría de la elasticidad (Timoshenko e Goodier (1951)):

(1) 2121

121'

0 FIIIsE

BqH

−−

+−

=

donde:

q0 = Intensidad de la presión de contacto

B' = Mínima dimensión del área reactiva,

E e = Parámetros elásticos del terreno.

Ii = Coeficientes de influencia dependientes de: L'/B', espesor del estrato H, coeficiente de Poisson , profundidad del nivel de cimentación D;

Los coeficientes I1 y I2 se pueden calcular utilizando las ecuaciones de Steinbrenner (1934) (V. Bowles), en función de la relación L'/B' y H/B, utilizando B'=B/2 y L'=L/2 para los coeficientes relativos al centro y B'=B y L'=L para los coeficientes relativos al borde.

El coeficiente de influencia IF deriva de las ecuaciones de Fox (1948), que indican el asiento se reduce con la profundidad en función del coeficiente de Poisson y de la relación L/B.






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Para simplificar la ecuación (1) se introduce el coeficiente IS:

2121

1 IISI

−−

+=

El asentamiento del estrato de espesor H vale:

FISISE

BqH21'

0−

=

Para aproximar mejor los asientos se subdivide la base de apoyo de manera que el punto se encuentre en correspondencia con un ángulo externo común a varios rectángulos. En práctica se multiplica por un factor igual a 4 para el cálculo de los asentamientos en el centro y por un factor igual a 1 para los asentamientos en el borde.

En el cálculo de los asientos se considera una profundidad del bulbo tensiones igual a 5B, si el substrato rocoso se encuentra a una profundidad mayor.

A tal propósito se considera substrato rocoso el estrato que tiene un valor de E igual a 10 veces el del estrato que está por encima.

El módulo elástico para terrenos estratificados se calcula como promedio ponderado de los módulos elásticos de los estratos interesados en el asiento inmediato.

ASIENTOS EDOMÉTRICOS

El cálculo de los asientos con el método edométrico permite valorar un asiento de consolidación de tipo unidimensional, producto de las tensiones inducidas por una carga aplicada en condiciones de expansión lateral impedida. Por lo tanto la estimación efectuada con este método se debe considerar como empírica, en vez de teórica.

Sin embargo la simplicidad de uso y la facilidad de controlar la influencia de los varios parámetros que intervienen en el cálculo, lo hacen un método muy difuso.






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El procedimiento edométrico en el cálculo de los asientos pasa esencialmente a través de dos fases:

El cálculo de las tensiones verticales inducidas a las diferentes profundidades con la aplicación de la teoría de la elasticidad;

La valoración de los parámetros de compresibilidad con la prueba edométrica.

En referencia a los resultados de la prueba edométrica, el asentamiento se valora como:

'0

'0log0v

vvRR

+=

si se trata de un terreno súper consolidado (OCR>1), o sea si el incremento de tensión debido a la aplicación de la carga no hace superar la presión de preconsolidación ’p (

<’p).

Si en cambio el terreno es consolidado normal ( '0v =’p) las deformaciones se dan en el

tracto de compresión y el asiento se valora como:

'0

'0log0v

vvCR

+=

donde:

RR Relación de recompresión;

CR Relación de compresión;

H0 espesor inicial del estrato;

’v0 tensión vertical eficaz antes de la aplicación de la carga;

v incremento de tensión vertical debido a la aplicación de la carga.

Como alternativa a los parámetros RR y CR se hace referencia al módulo edométrico M; pero en tal caso se debe seleccionar oportunamente el valor del módulo a utilizar, teniendo en cuenta el intervalo tensional ( ) significativo para el problema en examen.

vv +'0

vv +'0






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Para la aplicación correcta de este tipo de método es necesario:

la subdivisión de los estratos compresibles en una serie de pequeños estratos de modesto espesor (< 2.00 m);

la estimación del módulo edométrico en el ámbito de cada estrato;

el cálculo del asiento como suma de las contribuciones para cada pequeño estrato

Muchos usan las expresiones antes indicadas para el cálculo del asentamiento de consolidación tanto para las arcillas como para las arenas de granulometría de fina a media, porque el módulo de elasticidad usado viene tomado directamente de pruebas de consolidación. Sin embargo, para terrenos con grano más grueso las dimensiones de las pruebas edométricas son poco significativas del comportamiento global del estrato y, para las arenas, es preferible utilizar pruebas penetrométricas estáticas y dinámicas.

Asiento secundario

El asiento secundario se calcula con referencia a la relación:

100logTTCcs =

en donde:

Hc es la altura del estrato en fase de consolidación;

C es el coeficiente de consolidación secundaria como pendencia en el tracto secundario de la curva asiento-logaritmo tiempo;

T tiempo en que se desea el asiento secundario;

T100 tiempo necesario para terminar el proceso de consolidación primaria.

ASIENTOS DE SCHMERTMANN

Un método alternativo para calcular los asientos es el propuesto por Schmertmann (1970), el cual ha correlaciona la variación del bulbo tensiones a la deformación. Schmertmann por lo tanto propone considerar un diagrama de las deformaciones de






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forma triangular donde la profundidad a la cual se tienen deformaciones significativas se toma como igual a 4B, en el caso de cimentaciones corridas, para cimentaciones cuadradas o circulares es igual a 2B.

Según este acercamiento el asiento se expresa con la siguiente ecuación:

=EzzIqCCw 21

en la cual:

q representa la carga neta aplicada a la cimentación;

Iz es un factor de deformación cuyo valor es nulo a la profundidad de 2B, para cimentaciones circulares o cuadradas, y a profundidad 4B, para cimentaciones corridas (lineales).

El valor máximo de Iz se verifica a una profundidad respectivamente igual a:

B/2 para cimentaciones circulares o cuadradas

B para cimentaciones corridas

y vale 5.0

'1.05.0max

+=

vi

qzI

donde ’vi representa la tensión vertical eficaz a la profundidad B/2 para cimentaciones circulares o cuadradas, y a profundidad B para cimentaciones corridas.

Ei representa el módulo de deformación del terreno correspondiente al estrato i-ésimo considerado en el cálculo;

zi representa el espesor del estrato i-ésimo;

C1 e C2 son dos coeficientes correctores.






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El módulo E se considera igual a 2.5 qc para cimentaciones circulares o cuadradas e igual a 3.5 qc para cimentaciones corridas. En los casos intermedios, se interpola en función del valor de L/B.

El término qc que interviene en la determinación de E representa la resistencia a la puntaza obtenida con la prueba CPT.

Las expresiones de los dos coeficientes C1 y C2 son:

5.0q

'0v5.011C

−=

que toma en cuenta la profundidad del plano de cimentación.

1.0log2.012

tC +=

que toma en cuenta las deformaciones diferidas en el tiempo por efecto secundario.

En la expresión t representa el tiempo, expresado en años después de haber terminado la construcción, de acuerdo con el cual se calcula el asentamiento.

ASIENTOS DE BURLAND Y BURBIDGE

Si acaso se dispone de datos obtenidos de pruebas penetrométricas dinámicas para calcular los asentamientos, es posible fiarse del método de Burland y Burbidge (1985), en el cual se correlaciona un índice de compresibilidad Ic al resultado N de la prueba penetrométrica dinámica. La expresión del asiento propuesta por los autores es la siguiente:

( ) C7.0'

0v'

C7.0'

0vtHS IBq3/IBfffS −+=

donde:

q' = presión eficaz bruta;

s'vo = tensión vertical eficaz a la cota de impuesto de la cimentación;

B = ancho de la cimentación;

Ic = índice de compresibilidad;






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fs, fH, ft = factores correctores que toman en cuenta respectivamente la forma, el espesor del estrato comprensible y el tiempo, para el componente viscoso.

El índice de compresibilidad Ic está legado al valor medio Nav de Nspt al interno de una profundidad significativa z:

4.1AV

CN

706.1I =

Por cuanto respecta a los valores de Nspt a utilizar en el cálculo del valor medio NAV, hay que precisar que los valores se deben corregir para arenas con componentes limosos debajo del nivel freático y Nspt>15, según la indicación de Terzaghi y Peck (1948)

Nc = 15 + 0.5 (Nspt -15)

donde Nc es el valor correcto a usar en los cálculos.

Para depósitos gravosos arenosos-gravosos el valor corregido es igual a:

Nc = 1.25 Nspt

Las expresiones de los factores correctores fS, fH y ft son respectivamente:

++=

−=

+

=

3tlogRR1f

zH2

zHf

25.0B/LB/L25.1f

3t

iiH

2

S

Con

t = tiempo en años > 3;

R3 = constante igual a 0.3 para cargas estáticas y 0.7 para cargas dinámicas; R = 0.2 en el caso de cargas estáticas y 0.8 para cargas dinámicas.


santa rosa del sur, departamento de bolivar estudio de

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