ANÁLISIS DE LA RESISTENCIA DE SUELOS ARCILLOSOS BLANDOS DEBIDO A LA HINCA DE PILOTES A PRESIÓN
DIANA LORENA CASTAÑO ACEVEDO
TESIS
UNIVERSIDAD DE LOS ANDES FACULTAD DE INGENIERÍA
DEPARTAMENTO DE INGENIERIA CIVIL Y AMBIENTAL BOGOTÁ, D.C.
2005
Diana Lorena Castaño Acevedo ICIV 200510 33
AAA NNNÁÁÁLLL IIISSSIII SSS DDDEEE LLLAAA RRREEESSS IIISSSTTTEEE NNNCCC III AAA DDD EEE SSSUUU EEELLL OOOSSS AAA RRRCCCIII LLL LLLOOOSSSOOOSSS BBBLLLAAA NNNDDD OOOSSS DDD EEEBBB IIIDDDOOO AAA LLL AAA HHHIII NNNCCCAAA DDDEEE PPP III LLLOOOTTTEEESSS AAA PPP RRREEESSS III ÓÓÓNNN
A Dios y a mi Familia, a quienes tengo
que agradecer todo el apoyo y amor
que me han brindado para que hoy en
día esté donde estoy.
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ÍNDICE
1 OBJETIVOS ....................................................................................2
1.1 OBJETIVO GENERAL ..................................................................2
1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS...........................................................2
2 ANTECEDENTES...............................................................................4
2.1 PLATAFORMA CONCEPTUAL EN LA CUAL SE SOPORTA LA
INVESTIGACIÓN................................................................................4
2.2 CONDICIÓN NO DRENADA ..........................................................4
2.3 CONDICIÓN DRENADA ...............................................................5
2.4 COMPORTAMIENTO DEL SUELO DEBIDO A LA HINCA DE PILOTES A
PRESIÓN ..........................................................................................6
2.5 CONSIDERACIONES FUNDAMENTALES SOBRE CONSOLIDACIÓN .........9
2.6 ESFUERZOS EN UNA MASA DE SUELO...........................................9
2.7 CRITERIOS DE FLUENCIA Y ROTURA...........................................16
2.8 CAPACIDAD DE CARGA ÚLTIMA DE PILOTES .................................20
3 METODOLOGÍA ..............................................................................24
3.1 MODELO ...............................................................................24
4 ENSAYOS DE LABORATORIO ............................................................29
4.1 CONSISTENCIA DEL SUELO ......................................................29
4.2 CLASIFICACIÓN DEL SUELO......................................................30
4.3 CONSOLIDACIÓN....................................................................31
4.4 ENSAYO TRIAXIAL..................................................................38
4.5 HUMEDAD NATURAL ................................................................42
4.6 VELETA PEQUEÑA ...................................................................45
5 PROCESO DE HINCADO....................................................................47
5.1 DISEÑOS PRELIMINARES .........................................................47
5.2 HINCADO..............................................................................48
5.3 TIEMPO DE ESPERA DESPUÉS DE LA HINCA..................................56
5.4 PRUEBA DE CARGA...................................................................57 6 ANÁLISIS DE RESULTADOS .............................................................59
6.1 EVOLUCIÓN DE LA CONSOLIDACIÓN...........................................59
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6.2 EVOLUCIÓN DE LA RESISTENCIA ...............................................61
6.3 EVOLUCIÓN DE LA HUMEDAD ....................................................62
7 FUENTES DE ERROR .......................................................................65
8 CONCLUSIONES.............................................................................66
9 BIBLIOGRAFÍA ..............................................................................68
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1
INTRODUCCIÓN
En la práctica de la ingeniería geotécnica, se utilizan diferentes tipos de
pilotes dependiendo de la carga por tomarse, las condiciones del subsuelo y
del nivel de agua freática.
Como respuesta al problema de la ci mentación sobre depósi tos de limos y
arcillas normalmente consoli dados, surge la utilización de pilotes hincados a
presión, es decir, pilotes que se acoplan por segmentos pero actúan como
una uni dad. Esto permi te rehabilitar estructuras ya existentes además de
construir en espacios pequeños y de suelo blando.
Se ha demostrado con base en lo observado en terreno y por medio de
pruebas de carga, que la resi stencia final de este tipo de pilotes, obtenida
en este tipo de suelos (depósitos de li mos y arcillas normalmente
consoli dados), es mucho mayor que lo esperado según los cálculos1.
Como base de este proyecto, se pretende analizar el comportamiento de la
resistencia de suelos arcillosos blandos, debido a la hinca de pilotes a
presión, y su posterior comportamiento, así como comprobar los alcances del
mejoramiento del área de suelo afectado.
Logrando estos requerimientos se estaría avanzando enormemente en el
empleo de si stemas de cimentación con pilotes fragmentados y en
referencia a esto, se obtendrían ahorros en la construcción al limi tar los
materiales de obra, pues el número de pilotes se reduciría debi do a la
mejora ocasionada en la resistencia del suelo por el proceso de hinca.
1 REHABILITACIÓN DE LA CIMENTACIÓN DE UNA ESTRUCTURA CON PILOTES HINCADOS A PRESIÓN. Ing. GILBERTO RODRÍGUEZ, Ing. LUIS EDUARDO ESCOBAR. Vlll Congreso Colombiano de Geotécnica 2000 – Sociedad Colombiana de Geotécnica.
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1 OBJETIVOS
1.1 OBJETIVO GENERAL
• Determinar y analizar la resistencia últi ma debi do a la hinca de
pilotes a presión, la capaci dad de carga por fricción en el fuste del
pilote y las mejoras (incremento de la resistencia) ocasionadas a los
suelos arcillosos blandos debido a este ti po de cimentación.
1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
• Realizar un modelo a escala 1:1, que permita descubrir por completo el
depósito de arcilla , facilitando la toma de muestras.
• Por medio de ensayos de laboratorio, obtener el cambio presentado
por el suelo afectado en la hinca del pilote y la extensión de la zona
de suelo que se consolida.
• Evaluar el comportamiento de los esfuerzos de preconsolidación.
• Comparar los parámetros relevantes del suelo antes y después de la
hinca del pilote, así como la variación de la resistencia después de
aplicada una carga axial.
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• Obtener resultados lo suficientemente satisfactorios para plantear
una solución a la economía en obra y a la mejora en los diseños de
cimentaciones en suelos arcillosos blandos, para aumentar la
competi tividad de la ingeniería geotécnica en estas áreas.
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2 ANTECEDENTES
2.1 PLATAFORMA CONCEPTUAL EN LA CUAL SE SOPORTA LA INVESTIGACIÓN
El conocimiento de la resistencia al corte en un suelo, es requisito
indispensable para todo tipo de análisis de estabili dad en la masa de suelo.
Para determinar tales condiciones de estabilidad se plantean varias
condiciones debi das a los requeri mientos de diseño y del ti po de suelo con
que se este tratando.
2.2 CONDICIÓN NO DRENADA
Esta condición se establece en el momento de analizar la estabilidad a corto
plazo cuando la obra se realiza en suelos arcillosos blandos, en los que se
considera que debi do a la rapi dez en la construcción, no se deja el
suficiente tiempo para la debida disipación del exceso de presión
intersti cial, por no permitir un drenaje rápido de agua entre las partículas
por la baja permeabilidad de estos suelos.
Dados los parámetros de construcción para la hinca del pilote, se hace
necesario determinar la resistencia al corte no drenado, con el fin de
comparar este parámetro antes y después de la hinca del pilote.
La resistencia al corte no drenado en términos del esfuerzo total, esta dada
por la siguiente ecuación:
τ = σ * tan (φ u) + Cu Ecuación 2.1
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Donde
τ = Esfuerzo cortante
σ = Esfuerzo normal Total
φ u = Ángulo de fricción interna del suelo sin drenar
Cu = Cohesión del suelo sin drenar
Debi do a que el contacto entre partículas es nulo por la acción de la presión
de poros, el ángulo de fricción interno del suelo para esta condición es cero
(φ u = 0) y la resistencia al corte se ve determinada por la cohesión entre
las partículas de suelo.
τ = Cu Ecuación 2.2
2.3 CONDICIÓN DRENADA
Esta condición será analizada una vez el depósito de suelo tenga un tiempo
largo de reposo y logre disipar por completo la presión de poros mientras se
presentan unas condiciones óptimas para el desalojo de partículas de agua.
(Carga lenta)
Esta solicitación será importante para analizar el comportamiento del pilote
en un ti empo prudencialmente largo el que el suelo desarrollará una mayor
resistencia.
Tenemos pues de esta manera, que los parámetros que rigen a la resistencia
en condiciones drenadas esta dada por la ecuación:
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τ = σ ´* tan (φ ) + C Ecuación 2.3
Donde
τ = Esfuerzo cortante
σ = Esfuerzo normal efectivo
φ = Ángulo de fricción interno
C = Cohesión del suelo
En el caso de los pilotes hincados a presión se deben considerar ambos tipos
de resistencia al corte, analizando al momento de hincar la condición no
drenada y tiempo después, (al disipar completamente la presión de poros) su
comportamiento en condiciones drenadas.
2.4 COMPORTAMIENTO DEL SUELO DEBIDO A LA HINCA DE PILOTES A
PRESIÓN
En la práctica se han observado los beneficios debidos a la utilización de
pilotes hincados por segmentos en suelos blandos como base de la
cimentación y en la rehabili tación de estructuras ya existentes1, pero
teóricamente pocos son los autores que plantean la forma conceptual del
fenómeno fí sico presentado en el suelo alrededor del pilote.
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En la poca li teratura del tema encontrada, tenemos la descripción de la
formación de un anillo de material alterado alrededor del pilote después de
ser hincado2.
Se consi dera entonces, tomar el radio del anillo como r,o = 2 * ro en
términos del radio del pilote, así:
r,o = radio del anillo
ro = radio del pilote
Por la alteración y compresión del suelo alrededor del pilote hincado, se
presenta una consolidación de la zona alterada, produciendo un incremento
en la resistencia al cortante expresada en la siguiente fórmula.
Soz = σhz * tanϕ r Ecuación 2.4 En donde:
σhz = Esfuerzo efectivo horizontal a la profundidad z, de la superficie
del terreno consolidado.
tanϕ r = Factor de proporcionalidad que mi de la tasa de creci miento de la
resistencia a cortante al ti empo que el suelo se consolida
debida a los nuevos esfuerzos efectivos horizontales σhz.
2 Zeevaert, L. (1983), “Foundation Engineering for Difficult Subsoil Condi tions”, Van Nostrand Reinhold Company, 2nd Edi tion.
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MATERIAL ALTERADO DEBIDO A LA HINCA DEL PILOTE
σ hzσ hz
′ο
Figura 2.1 Esfuerzos hori zontales debidos a la hinca del pilote
ANILLO DE SUELO ALTERADO
Figura 2.2 Ani llo de suelo remoldeado
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2.5 CONSIDERACIONES FUNDAMENTALES SOBRE CONSOLIDACIÓN
El incremento de esfuerzos causado por la hinca del pilote, provoca una
compresión en los estratos de suelos vecinos, debi do a la deformación de las
partí culas de suelo, la reacomodación de las mi smas y la expulsión de agua y
aire de los espacios vacíos.
Dadas las condiciones mecánicas de la hinca del pilote el estrato de suelo
será remoldeado debido a la perturbación de las partículas, lo que afectará
la relación de presión-relación de vacíos para el suelo. Este es otro de los
cambios que se consideran medi r y analizar el los ensayos de laboratorio
como base para lograr los objetivos planteados en el proyecto.
2.6 ESFUERZOS EN UNA MASA DE SUELO
Los suelos son sistemas de fase múlti ple. Dadas estas condiciones, las
partí culas se encuentran distri buidas al azar con espacios vacíos entre ellas;
Estos espacios vacíos son continuos y están ocupados por agua, aire o ambos.
Para analizar todos los problemas relacionados con el suelo y sus
aplicaciones a la cimentación y en particular a la construcción de
estructuras que incluyen pilotes, se debe conocer la naturaleza de la
distri bución de los esfuerzos a lo largo de una sección transversal dada por
el perfil del suelo, es decir, que la fracción del esfuerzo normal a una
profundi dad determinada en la masa de suelo es tomada por el agua en los
espacios vacíos y cual por la armadura de suelo como tal.
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Incremento del esfuerzo vertical debido a varios tipos de carga
Cuando se construye una cimentación (pilotes hincados), ti enen lugar
cambios en el suelo bajo la ci mentación. El esfuerzo neto usualmente se
incrementa. Este aumento del esfuerzo neto en el terreno, depende de la
carga por área uni taria a la que la ci mentación esta someti da, de la
profundi dad debajo de la ci mentación, entre otros factores.
Por esta razón se hace necesario estimar el incremento neto del esfuerzo
vertical en el suelo, que ocurre como resultado de la carga aplicada al suelo
y de la hinca del pilote, para calcular en ambas condiciones los
asentamientos.
Esfuerzo causado por una carga puntual
Boussinesq (1883) resolvió el problema de los esfuerzos produci dos en
cualquier punto de un medio homogéneo, elástico e isotrópico como
resultado de una aplicación de carga en forma puntual, expresándolo de la
siguiente manera, tenemos que la solución para los esfuerzos normales
causados en un punto A por una carga P es:
zσ∆ =( ) 2
522
3
5
3
2
323
zr
PzL
Pz
+=
ππ Ecuación 2.5
Donde
22 yxr +=
22 zrL +=
µ = Relación de Poisson
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Esfuerzo vertical causado por una carga de línea
El incremento del esfuerzo vertical σ∆ dentro de la masa del suelo se
determina utilizando los principios de la teoría de la elasticidad, o
( )222
32ZX
qz+
=∆π
σ Ecuación 2.6
La ecuación anterior se utiliza más comúnmente escri ta como:
( )[ ]1
22 +
=∆zxz
q
πσ Ecuación 2.7
Figura 2.3 Carga de línea sobre la superficie de una masa de suelo semiinfinita
Z
X
X
Z
A
∆ σ
q / longi tud unitari a
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Esfuerzo vertical causado por una carga de franja (ancho finito y longitud infinita)
Considerando una franja elemental de ancho dr como una carga de línea,
tenemos que el incremento del esfuerzo vertical dσ en un punto A dentro
de la masa de suelo causado por esta franja, es el obtenido después de
reemplazar q dr por q y (x-r) por x en la ecuación 2.6, sería entonces:
( )( )( )222
32
Zrx
zqdr
+−=∆
πσ Ecuación 2.8
Fi gura 2.4 Esfuerzo vertical causado por una carga flexible de franja
B
dr
δ
X
A X
Z
∆σ
β
r
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Para determinar el σ∆ en el punto A causado por la carga de franja
completa de ancho B, se determina por la integración de la ecuación 2.8 con
lími tes de r de –B/2 a + B/2.
La ecuación se si mplifica en:
( )[ ]δβββπ
σ 2cos ++=∆ senq Ecuación 2.9
Esfuerzo vertical debajo del centro de un área circular uniformemente cargada
Figura 2.5 Esfuerzo vertical bajo el centro de un área flexible uniformemente cargada
d
dr r
R
dσ
z
Presión = q
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Utilizando la ecuación definida por Boussinesq para el esfuerzo vertical σ∆
causado por una carga puntual (ecuación 2.5), se desarrolla la expresión que
determina el esfuerzo vertical debajo del centro de un área flexible
circular uniformemente cargada.
El incremento en el esfuerzo en el punto A causado por el área entera se
encuentra integrando la siguiente ecuación:
( )( ) 2
522
3
23
zr
zqrdrdd+
=π
ασ Ecuación 2.10
Tenemos entonces como resultado:
( )[ ] ⎪⎭
⎪⎬⎫
⎪⎩
⎪⎨⎧
+
−=∆ 232 1
1
zRqσ Ecuación 2.11
Esfuerzo vertical causado por un área rectangularmente cargada
Recurriendo nuevamente a la solución de Boussinesq, se calcula el
incremento del esfuerzo vertical debajo de un área flexi ble rectangular
cargada, el área cargada se localiza en la superficie del terreno y tiene
longi tud L y ancho B.
Para encontrar el incremento del esfuerzo verti cal σ∆ en un punto A
localizado a una profundi dad z debajo de la esquina rectangular, se
considera una pequeña área diferencial dx dy del rectángulo (Figura 2.6).
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El incremento en el esfuerzo dσ en un punto a causado por la carga dq se
determina usando la ecuación 2.8. Sin embargo tenemos que reemplazar P
por dq = q dx dy y r2 por x2 + y2.
( ) 25222
3
23
zyxqdxdyzd
++=
πσ Ecuación 2.12
Figura 2.6 Esfuerzo vertica l bajo la esquina de un área rectangular
El incremento en el esfuerzo σ∆ en el punto A causado por el área
completamente cargada resulta de integrar la ecuación 2.12, después de
esto tenemos que:
dx dy
z
x
y
q
B
L
A
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16
2qI=∆σ Ecuación 2.13
Donde
I2 =⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
+−++++⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛++++
+++++ −
112tan
12
112
41
2222
221
22
2
222
22
nmnmnmmn
nmnm
nmnmnmmn
πEcuación 2.14
2.7 CRITERIOS DE FLUENCIA Y ROTURA
Con el fin de elaborar el modelo de carga, utilizando vigas de patín ancho,
se hace necesario conocer al máxi mo la resistencia de cada elemento
empleado para que estos no excedan sus esfuerzos admisibles y no se
produzca la transmisión de carga requeri da.
Esfuerzos Flexionantes
Al momento de analizar las vigas se hace necesario determinar la diferencia
entre flexión pura y flexión no uniforme.
La flexión pura hace referencia a la flexión de una viga bajo un momento
flexionante constante, por lo tanto, ocurre solo en las regiones donde la
fuerza cortante es cero. A diferencia de esto, la flexión no uniforme se
refiere a la flexión en presencia de fuerzas cortantes, lo que significa que
le momento cambia a lo largo de la viga.
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17
IMy
x −=σ Ecuación 2.15
La ecuación de flexión (Ec. 2.15), muestra como los esfuerzos son
inversamente proporcionales al momento de inercia I de la sección
transversal.
Figura 2.7 Esfuerzos normales y Flexionantes
Efectos de las deformaciones cortantes
Puesto que el esfuerzo cortante τ varía parabólicamente sobre la altura de
una viga rectangular, se infiere que la deformación unitaria cortante γ = τ / G
varía de igual forma3.
IbVQ=τ Ecuación 2.16
3 James M. Gere. ”Mecánica de Materiales”. International Thomson Editores. México. (1998)
c2
O
σ1
Esfuerzos de Tensión
Esfuerzos de compresión
y
x
σ2
c1
+M Momento flexionante
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Como resultado de esas deformaciones unitarias cortantes. las secciones
transversales del elemento, que se trataban de superficies planas en un
inicio, se tornan alabeadas.
Este comportamiento, se muestra en la Figura 2.8, en donde las secciones
transversales mn y pq, planas al principio, se muestran curvas m1n1 y p1q1, en
que la deformación uni taria cortante máxi ma se presenta en la superficie
neutra.
Figura 2.8 Alabeo de las secciones transversa les de una viga debido a las deformaciones unitarias cortantes Si la fuerza cortante V es constante a lo largo del eje de la viga, el alabeo
es igual en cada sección transversal, por lo que las deformaciones unitarias
cortantes no afectan el alargamiento y el acortamiento de los elementos
longi tudinales debido a los momentos flexionantes y la distri bución de los
esfuerzos normales es igual que en la flexión pura.
Esfuerzos cortantes en las almas de con patines
Para realizar el montaje del modelo de carga, se utilizan vigas de patín
ancho, las cuales van a estar someti das a esfuerzos de flexión y fuerzas
cortantes i mportantes, por ello se debe realizar un análisis detallado en las
m1
m
q1 n1
n
p
q P
p1
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19
almas de las vigas y evi tar de esta manera que el material llegue a fluencia y
ocasione esfuerzos inelásticos los cuales hacen que las cargas aplicadas
pierdan lineali dad.
Cuando una viga de patí n ancho (Figura 2.9) se encuentra someti da a fuerzas
cortantes y a momentos flexionantes, se desarrollan esfuerzos normales y
cortantes en sus secciones transversales.
Figura 2.9 Esfuerzos cortantes en el alma de una viga de patín ancho. a) viga de patín ancho y b) distribución de los esfuerzos cortantes vertica les en el a lma
El cortante máximo en el alma de una viga de patín ancho, se presenta en el
eje neutro, donde y1 = 0 y el esfuerzo cortante míni mo se manifiesta donde
el alma encuentra los patines (y1 = +- h1 / 2 ).
( )21
21
2
8thbhbh
ItV
máx +−=τ Ecuación 2.17
h1 h1/2 h/2
h
b
t
τ máx
z
y
a) b)
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20
( )21
2
8hh
ItVb
mín −=τ Ecuación 2.18
2.8 CAPACIDAD DE CARGA ÚLTIMA DE PILOTES
Considerando la interfase entre el suelo y el pilote, la capaci dad de carga
última de un pilote Qu, se determina al sumar la carga tomada en la punta
del pilote más la resistencia total por fricción.
Qu = Qp + Qs Ecuación 2.19
Donde
Qp = Capacidad de carga últi ma en la punta del pilote
Qs = Resistencia por fricción últi ma en el fuste del pilote
Capacidad de carga de un pilote de punta en arcilla
Se aplica la siguiente ecuación para pilotes en arcilla saturada en
condiciones no drenadas (φ = 0 ).
Qp = Nc*CuAp = 9 CuAp Ecuación 2.20
Donde Cu = Cohesión no drenada del suelo debajo de la punta del pilote
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21
Resistencia por fricción en arcilla
Existen varios métodos para obtener la fricción superficial de pilotes en
arcilla, si embargo los tres más utilizados son los expuestos a conti nuación.
1. Método4 λ : Esta técnica se basa en la hipótesis de un desplazamiento
del suelo ocasionado por la hinca de los pilotes. Como efecto se tiene
una presión lateral pasiva a cualquier profundidad y la resistencia
unitaria superficial promedio como:
)2´( uo Cfprom += σλ Ecuación 2.21
Donde
oσ = Esfuerzo vertical efectivo medio para toda la longi tud del
empotramiento
Cu = Resistencia cortante media no drenada (φ = 0)
El valor de λ varia con la profundidad de penetración del pilote. Dado
esto, la resi stencia por fricción se calcula como
Qs =PL fprom Ecuación 2.22
Donde
P = Perímetro de la sección del pilote.
L = Longi tud incremental del pilote sobre la P y f se consideran
constantes.
fProm = resistencia uni taria promedio por fricción. 4 Método propuesto por Viajayvergi ya y Focht (1972)
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22
2. Método α : Según este método, la resistencia uni taria superficial f,
en suelos arcillosos se presenta por la ecuación
F = α Cu Ecuación 2.23
Donde α = factor empírico de adhesión.
Tenemos entonces que la resistencia por fricción total se calcula
como
Qs = ∑ ∆LCuPα Ecuación 2.24
3. Método β : Al hincar pilotes en arcillas saturadas, la presión de poro
del agua en el suelo aumenta alrededor de los pilotes.
Por lo tanto, la resistencia por fricción del pilote se determina con
en los parámetros de esfuerzo efectivo de la arcilla en un estado
remoldeado (c = 0), de esta manera, a cualquier profundidad, la
resistencia por fricción será
f = β σ o
Ecuación 2.25
Donde
σ o = Esfuerzo vertical efectivo
β = Κ tan φ R
φ R = Ángulo de fricción drenada de la arcilla remoldeada
K = Coeficiente de presión de ti erra
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23
Aunque los tres métodos propuestos anteriormente son igualmente váli dos,
no todos se pueden aplicar a las condiciones requeridas para la investigación
ya que no se llegaría a datos certeros y congruentes con las características
del suelo, por esta razón se uti liza el método Zeevaert5.
5 Zeevaert,L. (1983),”Foundation Engineering for Difficult Subsoil Condi tions”, Van Nostrand Reinhol Company, 2nd Edi tion.
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24
3 METODOLOGÍA
3.1 MODELO
El modelo está conformado por un cubo de paredes de acero, ensamblado
de tal forma que permi te descubrir por completo el depósi to de arcilla,
posee además una formaleta metálica construida específicamente para
preveni r problemas de pandeo o deformaciones en la estructura, facilitando
de esta manera el transporte del material de un lugar a otro sin alterar el
sistema. (Figura 3.1).
Figura 3.1 modelo en acero sin formaleta. a) vi sta frontal y b) Vista superior
b)
1.1
1.1
1.1
1.1
a)
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25
Las dimensiones del modelo fueron escogi das para garanti zar la completa
formación del anillo de suelo consolidado alrededor del pilote una vez
hincado y lograr un análisis completo de su comportamiento.
El cubo posee un recubrimiento en geotexti l con fibras sintéticas, del tipo
no tejido para drenar el agua, reteniendo el suelo en el si tio, evi tando así
obstrucciones en el sistema de drenaje.
Como se debe modelar un estrato de suelo arcilloso blando, conservando al
máximo sus características, se plantea un diseño en donde suministrando
una carga6, al depósi to de suelo saturado, se logre un asentamiento total
después de drenar el agua de los poros (
Figura 3.2).
6 La carga se aplica en la muestra, creando un arreglo de 56 ladri llos sobre una superficie uniforme (tabla de madera), lo cual equivale a una carga de 0.5 Kg/cm2.
0.2 m
Grava
Arci lla
∆σ
H/2
H/2
1.1 m
1.1 m
0.05
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26
Figura 3.2 Capa 1. Consolidación doblemente drenada7
Cuando un estrato de suelo saturado está someti do a un incremento de
esfuerzos, la presión de poros del agua aumenta repentinamente. El drenaje
del agua de los poros va acompañado por una reducción en el volumen del
suelo, produciéndose un asentami ento.
Debi do a la baja permeabilidad presentada en los suelos arcillosos, el
asentamiento por consolidación depende del tiempo.
El suelo (li mo arcilloso habano claro) se amasó con una humedad uniforme de
120 %, humedad cercana el límite líquido, para garantizar homogenei dad en
el proceso de consolidación donde se pretende ganar consistencia y
resistencia a parti r de la aplicación de una carga uniforme.
Luego de este procedimiento se realiza, una consolidación a gran escala
conformada por cinco capas de arcilla con intermedios de geotextil no
tejido para proporcionar el drenaje en todas las direcciones, registrando los
asentamientos por medio de dos deformí metros, ubicados en caras opuestas
del modelo.
De esta manera se modela la primera parte del proyecto, si mulando un
proceso natural de consolidación debi do a una carga aplicada.
Filtración y sistema recolector de agua
El lecho filtrante esta compuesto por geotextil y una capa del 5 cm de grava
como material drenante.
7 Se realizaron 5 capas de 20 cm de arci lla con intermedios de geotexti l no teji do.
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27
La técnica utilizada para medir la canti dad de agua drenada por el modelo,
consistió en un sencillo montaje de vasos adheri dos al cubo de acero por
medio de una estructura hecha en madera, la cual proporciona la estabilidad
requeri da para la recolección de datos. (Figura 3.3)
Las medidas de los recipientes recolectores favorecen la toma de muestras
en limitado espacio presentado en el sitio donde se realiza la prueba.
Figura 3.3 Estructura recolectora de agua (todas las medi das en cm) Asentamiento
Teniendo una estructura de suelo cargada rectangularmente en un área
uniformemente distri bui da, el incremento en el esfuerzo vertical ∆σ en un
punto ubicado en la mitad del área sería:
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28
)*(4 qizz =∆σ
Con q = 500 Kg /m2, z = 0.5m y m = 1.1 = n, tenemos que I2 =0.18 entonces el
esfuerzo vertical ∆σ = 360 Kg / m2
Considerando la ecuación de asentamientos para arcillas normalmente
consoli dadas, encontramos que teóricamente el estrato de suelo estudiado
tendría que asentarse 9cm. En contraste con esto, en el capi tulo 4.3 se
muestra como experimentalmente el estrato de arcilla Presentó un
asentamiento total de 6cm.
A
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4 ENSAYOS DE LABORATORIO
4.1 CONSISTENCIA DEL SUELO
Cuando existen minerales de arcilla en un suelo de grano fino, este puede
ser remoldeado en presencia de alguna humedad sin desmoronarse. Esta
cohesión es debida al agua absorbida por las partículas de arcilla. A
principios de 1900, un científico sueco, Albert M. Atterberg, desarrolló un
método para descri bir la consistencia de los suelos de grano fino con
conteni dos de agua variable8.
Se determinaron en laboratorio los lí mites de Atterberg, con el fin de
evaluar la consi stencia del suelo al que nos enfrentaríamos durante la
prueba.
Limites de Atterberg
RESULTADOS
Límite Líquido WL 141%
Límite Plástico WP 57%
8 Braja M. Das. Fundamentos de Ingeniería Geotécnica. Californi a State Uni versity, Sacramento. (2001)
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Índice de Plasticidad IP 84
Índice de Consistencia 0.24
Tabla 4.1 Límites de consistencia
Con los resultados obtenidos en los lí mites de Atterberg, índice de
consistencia igual a 0.24, (Ic = (Wl-W)/Ip), comprobamos que la muestra se
trata de un suelo blando.
Se realizaron además, pruebas en los cinco estratos de arcilla para
comprobar la homogeneidad del suelo. O bteniendo resultados si milares para
cada capa.
4.2 CLASIFICACIÓN DEL SUELO
Los sistemas de clasificación proporcionan un lenguaje común para expresar
de forma conci sa las características generales del suelo, que por su infinita
variabilidad no poseen, a menudo, una descripción detallada de sus
condiciones.
Actualmente, son usados dos sistemas de clasificación que usan la
distri bución por tamaño de grano y plasticidad de los suelos. Para
determinar las características del suelo uti lizado para este ensayo, se
aplicó el sistema unificado9, obteniendo de acuerdo a los lí mi tes de
consistencia el símbolo de grupo MH. (Li mo arcilloso gris habano de alta
plasticidad).
9 Sistema unificado de c lasificación de suelos propuesto por Casagrande en 1942 para usarse en la construcción de aeropuertos, durante la segunda guerra mundial.
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4.3 CONSOLIDACIÓN
Se realizaron 5 ensayos de consolidación, con muestras verticales y
horizontales antes y después de la hinca del pilote, así como una
consoli dación a gran escala.
En estos ensayos se realizó el análisis de la deformación de un estrato de
arcilla saturada someti da a un incremento de esfuerzos10. El objetivo sería
entonces, determinar de forma precisa la variación de la preconsolidación
del suelo en las diferentes etapas del ensayo (antes y después de la hinca).
Por esta razón se determinó el rango de cargas aplicadas en el ensayo de
consoli dación, tal como se muestra en la
Tabla 4.2.
Tabla 4.2 Esfuerzo Aplicado en los ensayos de consolidación
10 En la determinación del coeficiente de consoli dación se utilizó el método de Taylor (1942)
CARGAS APLICADAS EN LOS ENSAYOS DE CONSOLIDACIÓN
ETAPA DE CARGA 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
Esfuerzo Aplicado (Kg/cm2)
0.00 0.20 0.30 0.40 0.50 0.55 0.60 0.65 0.70 0.75 0.80 0.85 0.90 0.95 1.00 1.10 1.20
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Consolidación a gran escala
Figura 4.1 Flujo de agua en A durante la consolidación
Para determinar la velocidad con que ocurre la consolidación y obtener el
ti empo aproximado de asentamiento total, se utiliza la ecuación planteada
por Terzaghi (1925) para suelos arcillosos saturados.
Tv = H
tcv2
* Ecuación 4.1
dz
dx
dy
dzdydxxvvx ⎟
⎠⎞⎜
⎝⎛
∂∂+
vzdxdy
dxdydzzvvz ⎟
⎠⎞⎜
⎝⎛
∂∂+
vxdzdy
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El factor de tiempo Tv es un número adimensional, que depende del
coeficiente de consolidación Cv, el tiempo de consolidación t y la longi tud de
la trayectoria más larga de drenaje. 11 (Gráfi ca 4.1)
U (%)
Tv
Gráfica 4.1 % consolidación Vs factor adimensional de tiempo (Tv)
El desarrollo de la consolidación a gran escala, tardó más de un mes
teniéndose que llevar a cada estrato de 20 cm a un nivel de consolidación
del 95%, para esto se utilizó el método de ajuste basado en la raíz cuadrada
del tiempo12. El nivel de asentamiento detallado se descri be en la Tabla 4.3.
11 PETER L. BERRY, DAVID REID.(1993), “Mecánica de Suelos”,McGRAW-HILL INTERAMERICANA, S.A. 12 Cri terio del 15% de D.W Taylor
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34
Tabla 4.3 Consoli dación Limo Arci lloso Gris Habano
Estrato Hora Tiempo (Min) Deformación
(cm) (Min)
09:00 a.m. 60 0 7.75 10:00 a.m. 120 0.1 10.95 08:00 a.m. 1440 0.8 37.9507:00 p.m. 2100 1 45.8307:00 a.m. 2820 1.1 53.1007:00 p.m. 3540 1.2 59.5007:00 a.m. 4260 1.3 65.2707:00 p.m. 4980 1.3 70.57 09:00 a.m. 60 0 7.7505:00 p.m. 540 0.3 23.24 08:00 a.m. 1440 0.6 37.9512:00 a.m. 1680 0.7 40.9907:00 p.m. 2100 0.8 45.8307:00 a.m. 2820 1.1 53.1007:00 p.m. 3540 1.3 59.5007:00 a.m. 4260 1.4 65.27 09:00 a.m. 60 0 7.75 10:00 a.m. 120 0 10.95 12:00 a.m. 240 0.2 15.4905:00 p.m. 540 0.5 23.2407:00 p.m. 660 0.7 25.69 08:00 a.m. 1440 1.2 37.9507:00 p.m. 2100 1.3 45.8307:00 a.m. 2820 1.3 53.1007:00 p.m. 3540 1.3 59.5007:00 a.m. 4260 1.3 65.27 09:00 a.m. 60 0 7.75 12:00 a.m. 240 0.1 15.4907:00 p.m. 660 0.2 25.69 08:00 a.m. 1440 0.4 37.9507:00 a.m. 2820 0.6 53.1007:00 a.m. 4260 0.9 65.2707:00 a.m. 5700 1 75.5007:00 p.m. 6420 1 80.12 09:00 a.m. 60 0 7.75 12:00 a.m. 240 0.1 15.4905:00 p.m. 540 0.2 23.24 08:00 a.m. 1440 0.4 37.9507:00 p.m. 2100 0.5 45.8307:00 a.m. 2820 0.7 53.1007:00 p.m. 3540 0.8 59.5007:00 a.m. 4260 0.8 65.2707:00 a.m. 5700 0.8 75.50
4
5
Los cambios de día se indican en color azul
3
1
2
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35
En las gráficas 4.2 y 4.3 se presenta la distri bución de la relación de vacíos
Vs el Logari tmo de la Presión, para las muestras tomadas antes de hincar el
pilote.
Consolidación Inicial “M uestra Vertical”
Relación de v acios Vs Log Presión
3.60
3.65
3.70
3.75
3.80
3.85
3.90
3.95
4.00
4.05
4.10
0.1 1.0 10.0
Log Presión P, (Kg/cm 2)
Rel
ació
n de
Va
cios
, e
Presión de preconsoli dación - σ' p 0.58Kg/cm2 Lími te líquido (WL) 141% Humedad Inicial W 101.3% Lími te plástico (WP) 57% Relación de vací os inicial (ei ) 4.017 γ Inicial 1.32Ton/m3 Relación de vací os fi nal (ef) 3.667
Gráfica 4.2 Consolidación muestra vertical antes de la hinca
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36
Consolidación Inicial “M uestra Horizontal “
Relación de vacios Vs Log Presión
3.70
3.80
3.90
4.00
4.10
4.20
4.30
0.1 1.0 10.0
Log Presión P, (Kg/cm2)
Rel
ació
n de
Vac
ios,
e
Presión de preconsoli dación - σ' p 1.20Kg/cm2 Lími te líquido (WL) 141% Humedad Inicial W 102.9% Lími te plástico (WP) 57% Relación de vací os inicia l (ei ) 4.225 γ Inicial 1.32Ton/m3 Relación de vací os fi nal (ef) 3.804
Gráfica 4.3 Consolidación muestra Hori zontal antes de la hinca
En las gráficas 4.4 y 4.5 se presenta la distri bución de la relación de vacíos
Vs el Logari tmo de la Presión, para las muestras tomadas después de hincar
el pilote.
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37
Consolidación Final “Muestra Vertical “
Relación de vacios Vs Log Presión
3.60
3.70
3.80
3.90
4.00
4.10
4.20
0.1 1.0 10.0
Log Presión P, (Kg/cm2)
Rela
ción
de
Vac
ios,
e
Presión de preconsoli dación - σ'p 0.74Kg/cm2 Lími te líquido (WL) 141 % Humedad Inicial W 97.04% Lími te plástico (WP) 57% Relación de vací os inicial (ei ) 4.185 γ Inicial 1.32Ton/m3 Relación de vací os fi nal (ef) 3.670
Gráfica 4.4 Consoli dación muestra vertical después de la hinca
Consolidación Final “Muestra Horizontal “
Relación de v acios Vs Log Presión
3.80
3.85
3.90
3.95
4.00
4.05
4.10
4.15
4.20
0.1 1.0 10.0
Log Presión P , (Kg/cm2)
Rela
ción
de
Vaci
os, e
Presión de preconsoli dación - σ' p 1.40Kg/cm2 Límite líquido (WL) 141 % Humedad Inicial W 97.9 Límite plástico (WP) 57% Relación de vacíos inicial (ei ) 4.167 γ Inicial 1.32Ton/m3 Relación de vacíos fi nal (ef) 3.830
Gráfica 4.5 Consoli dación muestra horizontal después de la hinca
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38
4.4 ENSAYO TRIAXIAL
Para determinar parámetros como la resistencia cortante del suelo y
modelar de forma preci sa el comportamiento esfuerzo-deformación
unitaria, se efectuaron ensayos triaxiales CUPP (Consolidado, no drenado
con medición de presión de poros).
De esta manera se logra determinar la evolución de la resistencia del suelo
en las condiciones observadas, (antes y después de la hinca).
Gráfica 4.6 Esfuerzo Desviador Vs Deformación Unitaria Pre-hi nca
σ3 σ1 − σ3 Uf Presi ón de Cámar a Desviador de Presi ón inter stici al σ3 σ1 σ1
Ensayo de consolidación esfuerzo en la falla en la fall a No kg/cm² kg/cm² kg/cm² kg/cm² kg/cm² kg/cm² 1 0.40 0.51 0.16 0.24 0.75 0.91 2 0.90 0.53 0.50 0.40 0.93 1.43 3 1.40 0.74 0.71 0.69 1.43 2.14
Tabla 4.4 Ensayo triaxial antes de la hinca13
13 Humedad inici al de la muestra W = 103.3 %
Esfuerzo Desviador Vs Deformación Unitaria
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14
Def. Unitaria
Esf.
Desv
iado
r (K
g / c
m2)
0.4 Kg / cm2 0.9 Kg /cm2 1.4 Kg / cm2
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39
Gráfica 4.7 Círculos de M ohr para esfuerzos efectivos
Gráfica 4.8 Círculos de M ohr para esfuerzos totales
Aunque los datos obteni dos antes y después de la hinca fueron filtrados
para evitar alteraciones en la tendencia, se presentan cambios abruptos en
0.24 0.40 0.69 0.75 0.93 1.43
C=0.158
φ = 11.74°
σ Kg/cm ^ 2
τ Kg/cm ^ 2
τ Kg/cm 2
σ Kg/cm 2
φ = 5.92°
C=0.188
2.141.431.400.910.900.40
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40
las curvas ocasionados muy posiblemente a partículas de humedades
menores a la del conjunto.
Gráfica 4.9 Esfuerzo Desviador Vs Deformación Unitaria Post-hi nca
σ3 σ1 − σ3 Uf
Presión de Cámara Desviador de Presión intersticial σ3 σ1 σ1 Ensayo de consolidación esfuerzo en la falla en la fall a
No kg/cm² kg/cm² kg/cm² kg/cm² kg/cm² kg/cm² 1 0.40 0.62 0.21 0.19 0.81 1.02 2 0.90 0.95 0.51 0.39 1.34 1.85 3 1.40 1.11 0.90 0.50 1.61 2.51
Tabla 4.5 Ensayo triaxial después de la hinca14
14 Humedad inici al de la muestra W = 97.8 %
Esfuerzo Desviador Vs Deformación Unitaria
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14
Def. Unitar ia
Esf.
Des
viad
or
(Kg
/ cm
2 )
0.4 Kg / cm2 0.9 Kg /cm2 1.4 Kg / cm2
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41
Gráfica 4.10 Círculos de Mohr para esfuerzos efectivos
Gráfica 4.11 Círculos de Mohr para esfuerzos totales
τ Kg/cm 2
σ Kg/cm 2
φ = 26.88°
C=0.094
1.611.340.810.500.390.19
0.40 0.90 1.02 1.40 1.85 2.51
φ = 7.89°
σ
τ Kg/cm ^ 2
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42
4.5 HUMEDAD NATURAL
Con el fin de conocer la distri bución exacta de la humedad en todo el
modelo y tener una medi da de correlación con el incremento de la
resistencia, se hicieron ensayos para determinar la humedad natural a lo
largo del perí metro evaluado de tal manera que se obtuvieran resultados
progresivos de dicho parámetro.
Para controlar la ubicación exacta de los sondeos, se uti lizaron tubos en PVC
de 2.5 cm de diámetro que fueron enterrados verti calmente en el centro
del cubo y horizontalmente el la mi tad del tercer estrato.
Figura 4.2 Sondeo de Humedades
En la figura 4.2 se muestra la ubicación de los sondeos realizados para el
análisis de humedades.
Las muestras tomadas después de la hinca, se realizaron de forma si milar,
omi tiendo el espacio de suelo ocupado por el pilote.
X
Y
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43
Sondeos de Humedad antes de la hinca
Gráfica 4.12 Distri bución de humedades en el terreno antes de la hinca
Tabla 4.6 Sondeo de humedades antes de hincar el pilote
Distancia Horizontal
(cm)
Humedad (%)
Distancia Vertical (cm)
Humedad (%)
2 100.3 4 97.84 104.6 8 98.66 104.6 12 100.38 104.6 16 100.310 104.6 20 101.512 104.6 24 101.014 104.6 28 101.816 104.6 32 101.718 104.7 36 101.720 104.7 40 101.622 104.7 44 101.724 104.6 48 101.626 104.6 52 101.828 104.6 56 101.830 104.7 60 102.032 104.8 64 101.834 104.8 68 101.836 104.7 72 101.738 104.8 76 101.840 104.8 80 101.242 104.8 84 101.444 105.0 88 101.446 104.8 92 101.548 105.3 96 101.450 105.2 100 101.6
Tomada en e l centro del estrato 3
Humedad Vs Distancia
96
98
100
102
104
106
0 20 40 60 80 100
Distancia (X,Y) (cm )
Hum
edad
(%)
Serie Vertical Serie Horizontal
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44
Sondeos de Humedad después de la hinca
Gráfica 4.13 Distribución de humedades en el terreno después de la hinca
Tabla 4.7 Sondeo de humedades después de hincar el pilote
Distancia Horizontal
(cm)
Humedad (%)
Distancia Vertical
(cm)
Humedad (%)
2 99.8 4 96.34 103.5 8 97.56 103.5 12 99.78 103.5 16 99.710 103.5 20 99.812 103.4 24 99.814 103.2 28 99.816 103.2 32 99.818 102.9 36 99.720 102.8 40 99.722 102.8 44 10024 102.7 48 100.326 102.7 52 100.328 102.7 56 100.230 102.7 60 100.232 102.7 64 100.334 100.9 68 100.336 99.8 72 100.4
76 100.480 100.584 100.588 100.592 100.696 100.6
Acercandose al fuste del pilote
Humedad Vs Distancia
94
9698
100
102104
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Distancia (cm)
Hum
edad
(%
Serie Vertical Serie Horizontal
Fuste
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45
4.6 VELETA PEQUEÑA
Resistencia al Corte Vs Humedad
0
0.02
0.04
0.06
0.08
0.1
0.12
0.14
0.16
0.18
46 51 56 61 66 71 76 81 86 91 96 101 106 111 116 121
Humedad (%)
Cu
(Kgf
/cm
2 )
Gráfica 4.14 Cambio de la resistencia al corte con la humedad
Con el objetivo de obtener resultados confiables para la resistencia
cortante sin drenaje Cu in si tu (φ = 0), y clasificar con base a la humedad
natural tomada a lo largo del espéci men la resi stencia en todo el modelo, se
hicieron ensayos de veleta con las humedades registradas (
Tabla 4.8).
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46
Tabla 4.8 Ensayo de veleta con humedades di ferentes
Humedad (%)
Lectura (Kgf/cm2)
Prom. Lectura (Kgf/cm2)
Cu (Kgf/cm2)
0.023117.9 0.024 0.02448 0.02448
0.0260.041
107.8 0.042 0.04182 0.041820.0430.062
96.8 0.063 0.06324 0.063240.0640.083
88.1 0.084 0.08364 0.083640.0850.103
80.8 0.104 0.10404 0.104040.1050.134
67.4 0.135 0.13464 0.134640.1360.164
46.0 0.163 0.16184 0.161840.158
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47
5 PROCESO DE HINCADO
Antes de iniciar el desarrollo de la hinca del pilote, se tuvieron en cuenta
varios elementos para lograr una buena respuesta del suelo en el momento
de hincar. Por este motivo se hicieron diseños estructurales preliminares
para garantizar la eficiencia y estabili dad del modelo de carga.
5.1 DISEÑOS PRELIMINARES
Para garantizar que la viga en I del marco superior del modelo resi stiera las
cargas aplicadas al pilote (
Figura 5.2), se modeló el sistema como una viga de patín ancho, apoyada
si mplemente en dos varillas 5/8” roscadas de acero que permi ten la
transferencia de carga deseada.
Figura 5.1 Diagrama de cortante y momento con P=1Ton
P
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48
Datos de modelación
Perfil S 8x18.4 Módulo de Elasticidad 2010000 Kg/cm2 Momento de Inercia 2397.5 cm4 Peso Propio 26.9 Kg . M Esfuerzo de Fluencia 250 Mpa
Tabla 5.1 Datos iniciales
Utilizando la fórmula de flexión (Ec. 2.15), se determina el momento de
fluencia del material My = 6 Ton.m, con esta referencia se compara el
momento resultante del análisi s elástico M = 0.34 Ton.m. De esta manera
vemos como el modelo es viable para la aplicación de carga requerida.
5.2 HINCADO
Figura 5.2 Modelo de Aplicación de Carga
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Materiales Utilizados
M ontaje
• 2 varillas 5/8” roscadas de acero (3 m)
• 8 tornillos (8 arandelas)
• 2 perfiles (vigas I)
• 2 prensas manuales
• 2 bandas de neopreno
• 1 Platina de acero
• Nivel de bolsillo
• Cubo de acero (1.1 m)
• Pilote de 35 cm de diámetro y 80 cm de altura
Aplicación de carga
• 2 gatos hidráulicos
• Versa Tester
• Celda de carga con capacidad de 5 Ton y sensibilidad de 1 Kg
Medición de parámetros
• Deformí metro Verti cal (LVDT de 9 cm y sensi bilidad de 0.01 cm)
• Deformí metro Horizontal (LVDT de 3 cm y sensibilidad de 0.001 cm)
• Bandeja recolectora de agua
• Computador Integrado
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50
Figura 5.3 Torre, gato hi dráulico y Versa Tester
En la foto 5.3 se ilustran tres de los elementos utilizados en el montaje del
modelo, la torre recolectora de datos, el gatos hi dráulico que aplica la carga
al segundo gato y la máquina Versa Tester que regula la velocidad del
incremento de carga y la mantiene constante al momento de hincar el pilote.
Figura 5.4 Celda de carga y Deformímetro
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51
Figura 5.5 Medición de asentamientos y Aplicación de carga
En las figuras 5.4 y 5.5, vemos el sistema de aplicación de carga, compuesto
por el gato hidráulico y la celda de carga así como la medición de
asentamientos por medio del LVDT verti cal.
Figura 5.6 Deformímetro Hori zontal
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52
En la figura 5.6 muestra el detalle de medición de desplazamientos
horizontales, conformado por un LVDT horizontal Pequeño y un i mán.
Figura 5.7 Pi lote hincado 10 cm
Figura 5.8 Pi lote hincado 40 cm
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53
Figura 5.9 Pi lote hincado 56 cm (fin de la hinca)
El proceso de hincado comenzó alrededor de las 10:00 a.m, el 10 de Julio del
presente año, extendiéndose hasta las 8:00 p.m del mi smo día, todos los
equipos requeridos para el montaje fueron ubicados en su si tio el día
anterior (9 de Julio).
En general el proceso no tuvo ningún ti po de inconveniente y generó
resultados satisfactorios, la resistencia en el últi mo tramo hincado fue de
1.7 Ton a los 56 cm.
Comparando los datos teóricos (1.1 Ton), con los obtenidos experimentalmente se observa en laboratorio un incremento de la resistencia últi ma del pilote (
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54
Gráfica 5.1), debido, muy posiblemente, a la disminución de la humedad natural en el espéci men. Dada esta reducción en la humedad, se registran grietas superficiales en la muestra ( Figura 5.10), presentando la más notoria una abertura de 1 cm por 4 cm de profundi dad (Figura 5.11).
Gráfica 5.1 Registro de Carga Aplicada en la hinca
0
10
20
30
40
50
60
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000
Carga Aplicada (Kgf)
Pene
trac
ión
(Cm
)
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55
Figura 5.10 Grietas
Figura 5.11 Grietas
Aunque la carga axial registrada, fue mayor a la considerada en los cálculos
para encontrar el momento de fluencia de la viga I del modelo de carga,
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56
este incremento no proporciona un aumento significativo en la condiciones
de dicho material que hubiera aportado un desequilibrio al sistema.
5.3 TIEMPO DE ESPERA DESPUÉS DE LA HINCA
Como nos enfrentamos a un suelo de alta plasticidad, (MH li mo arcilloso gris
habano) debemos esperar un tiempo de reposo, a que este alcance sus
condiciones óptimas y se consolide al 100%.
Según la li teratura expuesta en el capi tulo 2.4, el radio del anillo de suelo
consoli dado 0*2´ rr = =24.7cm, entonces H = r - 0r =7.3cm. Para mayor
seguridad, se utilizo H = 10cm.
Variando el coeficiente Cv obtenido en los ensayos de consolidación
anteriores a la hinca se obtuvo un tiempo máxi mo de seis días, (Tabla 5.2).
Figura 5.12 anillo de suelo consolidado de radio r
ro
H
r´
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57
Tabla 5.2 Análisis de sensibi lidad 5.4 PRUEBA DE CARGA15
Los ensayos de carga se hacen para determinar la carga máxi ma de falla de
un pilote o grupo de pilotes o para determinar si un pilote o grupo de pilotes
es capaz de soportar una carga sin asentamiento excesivo o continuo.
Se han propuesto muchos criterios diferentes para fi jar la carga admisible
o de trabajo, pero el mejor es el mismo que se emplea para cualquier otro
tipo de cimentación: la carga con un factor de seguri dad adecuado (1.5 a 2
cuando se ha hecho ensayo de carga) o la carga que produce el mayor
asentamiento total permi sible, cualquiera que sea menor.
15 La prueba de carga se reali zó a los 10 días de hincado el pilote
segundos días0.00679252 29444.2 0.34 2 100.00288083 69424.4 0.80 2 100.00252893 79084.7 0.92 2 100.00330192 60570.7 0.70 2 100.00172302 116075.5 1.34 2 100.00120993 165299.4 1.91 2 100.00123685 161701.7 1.87 2 100.00152348 131278.5 1.52 2 100.00182372 109665.8 1.27 2 100.00397510 50313.1 0.58 2 100.00062234 321365.2 3.72 2 100.00111487 179393.6 2.08 2 100.00145235 137708.1 1.59 2 100.00038723 516488.1 5.98 2 100.00061063 327531.3 3.79 2 100.00056731 352540.9 4.08 2 10
Tiempo Cv Tv
H cm
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58
En este caso, las cargas se aplicaron por medio de gatos hi dráulicos en
incrementos de un quinto la carga registrada en el pilote hasta que se
produjo la falla a los 2.55 cm de profundidad (2.4 Ton). (Gráfica 5.2)
Gráfica 5.2 Prueba de carga
Figura 5.13 Prueba de carga
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
10 100 1000 10000
Carga (Kgf)
Ase
ntam
ient
o (c
m)
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6 ANÁLISIS DE RESULTADOS 6.1 EVOLUCIÓN DE LA CONSOLIDACIÓN Consolidación con muestra Vertical
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60
Relación de vacios Vs Log Presión
3.60
3.70
3.80
3.90
4.00
4.10
4.20
0.1 1.0 10.0Log Presión P, (Kg/cm2)
Rela
ción
de
Vaci
os, e
Antes de hincar Después de hincar
Gráfica 6.1 Comparación Consoli dación Vertical
Presión de preconsolidación - σ' p (Kg / cm2)
Antes de la Hinca
Después de la Hinca
0.58 0.74 Variación (%) 27.6
Tabla 6.1 Variación del esfuerzo de Preconsolidación
Los datos obteni dos de la muestra tomada después de hincar el pilote,
muestran un incremento del esfuerzo de preconsoli dación de un 27.6 %,
mostrándose la curva de relación de vacíos contra Log de Presión,
desplazada hacia la derecha del plano y manteniendo una pendiente
equivalente a la primera muestra adquirida antes de hincar el pilote. Consolidación Horizontal
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Relación de vacios Vs Log Presión
3.703.753.803.853.903.954.004.054.104.154.20
0.1 1.0 10.0
Log Presión P, (Kg/cm2)
Rel
ació
n de
Vac
ios,
e
Después de hincar Antes de hincar
Gráfica 6.2 Comparación Consolidación Hori zontal
Presión de preconsolidación - σ' p (Kg / cm2)
An tes de la Hinca
Después de la Hinca
1.2 1.4
Variación (%) 16.7
Tabla 6.2 Variación del esfuerzo de preconsoli dación
Aunque las curvas pre y post-hinca no comparten pendientes i dénticas,
debido al salto presentado en la muestra correspondiente a la pre-hinca, se
muestra una variación en el esfuerzo de preconsolidación de 16.7 %, al
interpolar la primera curva de relación de vacíos contra Log de presión. 6.2 EVOLUCIÓN DE LA RESISTENCIA
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62
Con base en los ensayos triaxiales, se encontró que el esfuerzo necesario
para que ocurra la falla, esfuerzo desviador, se incrementa en la muestra
tomada luego de hincar el pilote, viendo una vez más el incremento en la
resistencia debido a la hinca de pilotes a presión.
Cohesión C Ángulo de Fricción f
Antes de la
Hinca Después de la Hinca
Antes de la Hinca
Después de la Hinca
Esfuerzos Totales 0.188 0.288 5.92 7.89
Esfuerzos Efectivos 0.158 0.094 11.74 26.88
Tabla 6.3 Comparación parámetros triaxial
El aumento de la resistencia al corte después de hincado el pilote, se hace
evidente luego de observar los resultados obtenidos en la muestra post-
hinca y expresar los círculos de Mohr en términos de esfuerzos totales.
Aunque el ángulo de fricción muestra una diferencia aparente alrededor de
un grado, error debido muy posiblemente a la forma de realizar el triaxial
escalonado, la cohesión se incrementa un 53%.
De esta misma forma, comparando los círculos de Mohr en términos de
esfuerzos efectivos vemos como el ángulo de fricción crece al encontrarse
las partículas fuertemente unidas, luego de estar sometidas a una
consoli dación.
6.3 EVOLUCIÓN DE LA HUMEDAD
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63
Humedad Vs Distancia
95
96
97
98
99
100
101
102
103
104
105
106
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100
Distancia (X,Y) (cm)
Hum
edad
(%)
Wv después de la hinca Wh después de la hincaWv antes de la hinca Wh antes de la hinca
Fus te
Gráfica 6.3 Variación de la humedad
Al analizar la gráfica de humedades verti cales, se observa claramente una
porción de suelo remoldeado, que sugiere una consolidación desde los
primeros centí metros de suelo alrededor del fuste del pilote hasta el final
de la porción de terreno estudiado.
El cambio de humedad no es muy notorio hasta los 15 cm de profundidad
donde la continui dad de la gráfica varía al producirse un cambio en la
pendiente ascendente y continuar en línea recta hasta el final del recorrido.
El cambi o promedio de las humedades después de la hinca es del 2%,
implicando un incremento en la resistencia cortante del suelo Cu del 13.5 %.
(Ver Gráfica 4.14).
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Al igual que en las gráficas de humedades verticales, la distri bución de
horizontal, descri be una porción de suelo consolidado en que la pendiente
de la curva varia, indicando el desecamiento del suelo y por ende el
incremento de la resi stencia al corte, para mayor claridad ver Gráfi ca 4.14,
donde se muestra dicho fenómeno.
El análi sis realizado con el moni toreo de humedades, muestra de forma
tangi ble, la existencia de una zona consoli dada alrededor del pilote,
comprobando lo expuesto en el capi tulo 2.4, de la formación del anillo de
suelo remoldeado en la franja contigua a los pilotes hincados a presión.
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7 FUENTES DE ERROR
• Como se trata de un modelo experi mental en el cual se simula las
condiciones de un suelo arcilloso blando, se pudo incurrir en errores
al manipular las muestras alteradas de suelo y fusionarlo para la
consoli dación, en este proceso las humedades pudieron no quedar
totalmente homogéneas en cada tramo.
• La ubicación del modelo al aire libre, pudo provocar aumentos en la
temperatura superficial del sistema construi do en acero y modificar
las humedades evaluadas, produciéndose desecación en zona aledaña a
las paredes del cubo.
• Al momento de destapar el cubo, se provoca una descompensación en
el suelo, propiciando una inclinación hacia la cara descubierta
generando más esfuerzos en las capas inferiores.
• Al realizar los ensayos triaxiales escalonados se pueda disminuir la
confiabilidad en los resultados, al induci r tres fallas en una sola
muestra. Aunque se puede tomar como ventajoso el hecho de realizar
el ensayo con las mismas caracterí sticas, tratándose del mi smo suelo.
• Aunque se tuvieron todos los cuidados al momento de hincar el pilote,
la variación en la calibración de los instrumentos de medición pudo
ocasionar cambios en los resultados.
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8 CONCLUSIONES
• La hinca de pilotes a presión mejora sustancialmente las
características de un suelo blando, formando en la zona aledaña al
pilote un anillo de suelo consolidado que incrementa la resistencia al
corte. Esta mejora en la resi stencia, se hace notoria en la condición
drenada, por esta razón las verdaderas mejoras del si stema
constructivo se verán reflejadas a largo plazo es las estructuras
donde se i mplementen.
• El sistema constructivo hace más limpia, fácil y accesi ble la
implementación en obra.
• Los monitoreos de los diferentes ensayos, especialmente los sondeos
de humedad, comprueban la existencia de un anillo de suelo
consoli dado de un radio aproximado de 25 cm, lo cual hace
incrementar parámetros como la resistencia al corte y el esfuerzo de
preconsolidación.
• El espesor H calculado con el método Zeevaert brinda un margen de
seguridad bastante bueno, por esta razón los resultados son muy
conservadores y no coinciden con el valor exacto de dicho espesor,
que se exti ende 25 % más del valor teórico.
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• Se observa un incremento en el esfuerzo de preconsoli dación luego
de la hinca del pilote a presión en las muestras verticales de un
27.6% contra un 16.7% en las muestras horizontales.
• Al hacer la prueba de carga 10 días después de hincado el pilote, se
obtuvo una resi stencia por fricción en el fuste del pilote de un 33%.
• El cambio promedio de las humedades después de hincado el pilote
fue del 2% , implicando un incremento en la resistencia cortante del
suelo Cu del 13.5%.
• Al i mplementar pilotes hincados a presión como método constructivo,
se asegura para la obra un ahorro en costos, teniendo se utilizar
menos pilotes para alcanzar la resistencia deseada, mini mizar los
asentamientos y tener un mayor factor de seguridad.
• El método se puede uti lizar en obras de rehabili tación, facili tando el
acceso al si tio y mejorando las característi cas del suelo aledaño.
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9 BIBLIOGRAFÍA
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Engineering”, John Wiley and Sons, 2nd Edi tion.
• Zeevaert, L. (1983), “Foundation Engineering for Difficult Subsoil
Condi tions”, Van Nostrand Reinhold Company, 2nd Edi tion.
• Berry Peter L., Reid David. (1993), “Mecánica de Suelos”. MC GRAW
Hill.
• Bowles, J.E. (1996) “Foundation Analysi s and Design”, MC GRAW Hill,
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Arcillosos Blandos debi do a la Hinca de Pilotes a Presión”. Tesis.
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Cimentación de una Estructura con Pilotes Hincados a Presión” Vlll
Congreso Colombiano de Geotecnia 2000 Sociedad Colombiana de
Geotecnia.
• Gere, M. James. (1997), “Mecánica de Materiales”, International
Thomson Editores, 4a Edición.
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Presión”, Xl Jornadas Geotécnicas de la Ingeniería Colombiana y V
Foro sobre Geotécnia de la Sabana de Bogotá
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