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Colores de los perfiles geotécnicos
Cuando realizamos un informe geotécnico es importante los colores que asignamos a cada material. Si todos empleáramos el mismo criterio al ver un plano sabríamos rápidamente qué tipo de material es.
A continuación os dejo los criterios habituales para el empleo de los colores.
Según edad geológica
Cuaternario: amarillo muy claro
- Terciario: amarillo
- Cretácico: verde claro
- Jurásico: azul
- Triásico: violeta
- Pérmico: café-azul
- Carbonífero: gris
- Devónico: café
- Silúrixo: cerde-azul
- Ordovíciso: verde oscuro
- Cámbrico: gris-verde
Según litología
- Roca intrusiva antigua: roja
- Roca intrusiva joven: rosada
- Roca volcánica antigua: violeta
- Roca volcánica joven: vilote clara
- Roca caliza: azul
- Roca sedimentarias: amarillo
Carga admisible en pilotes en roca
Los dos documentos de referencia más importantes en España para el diseño de las cimentaciones son la Guía de Cimentación en Obras de Carretera (GCOC) y las Recomendaciones de Obras Marítimas 0.5-05 (ROM). Normalmente las expresiones son similares en ambos casos. Sin embargo para el caso de pilotes en roca ésto no es así. Los valores admitidos en la ROM son mayores que las de la Guía.
Esto es debido a que en la ROM no se considera el parámetro que es función del tipo de roca, mientras que en la GCOC sí se incluye un parámetro que varía entre 0.4 y 1.0.
Pero además, analizan de manera diferente la influencia del espaciamiento entre litoclasas. Asi el término correspondiente al RQD o separación de litoclasas es para un diámetro de 1 m del orden del doble en la ROM . Para diámetros superiores a un metro la diferencia es menor y mayor para diámetros inferiores a un metro. Esta diferencia es debida a que en la ROM si se tiene en cuenta para evaluar este parámetro el diámetro del pilote y en la GCOC es independiente de dicho diámetro.
Esta diferencia también aplicaría para el cálculo de la carga de hundimiento de cimentaciones superficiales en roca.
El término de penetración en roca (Lr) es igual en ambas normativas y también el que corresponde al grado de meteorización.
Por último, hay otra diferencia en los coeficientes de seguridad que se deben aplicar en ambos documentos. En la ROM se indica un coeficiente de seguridad de 2.6 para combinación cuasipermanente y en la GCOC de 3. Por tanto, en términos de carga admisible, el valor obtenido mediante la ROM puede ser del orden del doble o incluso el triple del de la GCOC.
Cálculos con programas de equilibrio límite
En esta entrada quiero compartir algunas ideas que debemos conocer cuando empleemos un programa de equilibrio límite para estudiar la estabilidad de una excavación, la seguridad de una presa o de un terraplén…
Una de las limitaciones de este tipo de cálculo es que sólo es posible llevar a cabo cálculos bidimensionales (en deformación plana). En muchos cálculos esto no será un inconveniente.
En el caso del método del equilibrio límite, una vez definidos los datos se han de introducir posibles superficies de deslizamiento, que pueden ser círculos, tramos rectilíneos unidos o combinación de ambos. El programa calcula el coeficiente de seguridad para cada una de las superficies introducidas, suponiendo que el coeficiente de seguridad es constante a lo largo de la misma. Suele ser habitual tantear superficies circulares.
Para calcular el coeficiente de seguridad, los programas basados en el equilibrio límite divide en rebanadas, mediante líneas verticales, el área comprendida entre la superficie de deslizamiento introducida y la superficie del terreno. Para cada rebanada calcula el diagrama de fuerzas actuantes y plantea un sistema de ecuaciones a resolver.
Con los datos introducidos (cohesión, fricción, densidad, geometría), no se puede resolver el sistema de ecuaciones planteado, siendo necesario conocer más datos o realizar hipótesis, concretamente la dirección, magnitud y/o punto de aplicación de algunas fuerzas.
Existen varios procedimientos para resolver el sistema de ecuaciones planteado (Morgenstern-Price, Spencer, …). A modo de resumen, en la Tabla I se presenta un breve resumen de los métodos de cálculos realizado por Frediund en 1984.
Tabla I.- Métodos de cálculo
| Método | Equilibrio de fuerzas | Equilibrio momentos | Hipótesis | |
| Dirección 1 | Dirección 2 | |||
| Fellenius | Sí | No | Sí | Sólo equilibrio según la dirección perpendicular. Se desprecian las fuerzas entre rebanadas |
| Bishop simplificado | Sí | No | Sí | Sólo equilibrio según la dirección vertical. Las fuerzas entre rebanadas son horizontales |
| Janbu simplificado | Sí | Sí | No | Sólo equilibrio según la dirección vertical. Las fuerzas entre rebanadas son horizontales. Se añade un factor corrector |
| Spencer | Sí | Sí | Sí | Inclinación constante entre las fuerzas entre rebanadas |
| Morgenstern-Price | Sí | Sí | Sí | La dirección de las fuerzas entre
rebanadas se define de una manera arbitraria. |
La fuerza normal N puede alcanzar valores no razonables debido a que el denominador sea próximo a cero o negativo (se puede producir cuando la salida de la línea de rotura se encuentra en contrapendiente). Cuando el denominador se aproxima a cero la fuerza normal que resulta llega a ser desproporcionada. Como resultado, la resistencia al corte movilizado es muy grande lo que conduce a coeficientes de seguridad muy elevados. Si el denominador es negativo la fuerza normal en la base de la rebanada se convierte en negativa lo que produce que el coeficiente de seguridad disminuya hasta valores próximos a cero que no tienen un significado real.
Como se acaba de ver los problemas de convergencia son debidos, principalmente, a una geometría de la superficie de rotura inapropiada. Para evitar esta cuestión se puede aplicar la teoría clásica de empujes de tierra para determinar la forma de la superficie de rotura. De acuerdo con esta teoría el terreno es dividido en dos zonas: activa y pasiva. La inclinación de la superficie en la zona pasiva debe ser limitada a 45 – Ø/2 y en el otro extremo de la línea de rotura (zona activa) la inclinación no debe superar el siguiente límite 45 + Ø/2
Si se aplican estas limitaciones a la geometría de la superficie de rotura no suelen aparecer problemas de convergencia en el cálculo.
Además de las superficies de rotura circulares se deben tantear superficies poligonales. Este tipo de líneas pueden ser las más desfavorables si existe algún estrato débil en el cimiento, la existencia de un tapiz bajo el espaldón de una presa… Pero ojo que las superficies poligonales pueden conducir a resultados engañosos si no aseguramos que sean superficies cinemáticamente posibles.
Existen otras variables de cálculo que también deben ser analizadas para comprobar su influencia en el cálculo. Entre otras, serían las siguientes; relación entre la fuerza normal y tangencial de la rebanada, considerar como rígida o flexible la cimentación, el método de cálculo (Bishop, Morgenstern-Price, Spencer…). Se ha comprobado que la influencia de estas variables es pequeña en el resultado de la carga de hundimiento de una cimentación superficial.
Por último, se ha comprobado, que si la discretización es poco detallada (número de rebanadas pequeña) los resultados quedarían del lado de la seguridad.
Asiento de consolidación
En esta breve entrada se puede comprobar que el asiento por consolidación para un incremento de tensión no depende del espesor de la capa si el grado de consolidación es menor que el 60%. Jesús, ¿seguro que es verdad? No parece intuitivo.
Vamos a verlo a continuación.
Para un tiempo t desde la aplicación de la carga el asiento se podría calcular con la siguiente expresión:
st = s∞ · u (%)
Como el valor a tiempo se puede poner en función de la tensión, del módulo edométrico y del espesor de la capa, la expresión anterior se puede expresar como sigue:
st = Δσ/Em· H u (t)
Si el grado de consolidación es inferior al 60% el grado de consolidación de puede expresar de la siguiente forma si la distancia de drenaje fuera igual a H (drenaje sólo por una cara del estrato):
Y, por tanto, el asiento en un tiempo t resultaría:
Como se puede comprobar el asiento en el tiempo t no depende del espesor del estrato. Si el espesor es mayor el grado de consolidación será más pequeño, pero el asiento el mismo.
Consolidación secundaria
Estos días estamos viendo en las clases de mecánica del suelo el fenómeno de la consolidación. Para completar lo visto en clase resumo qué se entiende por consolidación secundaria y algunos datos que nos pueden permitir saber si se produce o no este fenómeno.
La consolidación secundaria un asiento adicional debido al reajuste del esqueleto mineral y luego de que la carga está casi toda soportada por el esqueleto del suelo y no por el agua. Aunque en realidad durante este proceso existen pequeñas sobrepresiones intersticiales. Sin embargo, la velocidad del flujo es muy pequeña de manera que las sobrepresiones se pueden considerar inapreciables. Es un fenómeno análogo al de fluencia que presentan materiales sobreconsolidados en el estado plástico.
A continuación comento algunos factores que influyen en la existencia o no de consolidación secundaria:
- Cuanto más tiempo esté aplicada la carga después de la consolidación primaria, mayor será la compacidad obtenida en el terreno.
- La consolidación secundaria es muy importante cuando el incremento de presión aplicada sobre el suelo es pequeñas
- La consolidación secundaria es menos importante si el suelo está sobreconsolidado.
- La consolidación secundaria es más importante cuando son muestras de pequeño espesor. Si se pudiera ensayar una muestra muy delgada la consolidación primaria sería muy corta (se disiparían rápidamente el exceso de presiones intersticiales).
- La consolidación secundaria aumenta al incrementarse el coeficiente de permeabilidad de un suelo ya que el fenómeno de la consolidación primaria se concluiría en menos tiempo.
- La consolidación secundaria es muy importante en suelos con materia orgánica y, especialmente, en la turba.
- También se ha comprobado que el fenómeno es más significativo en aquellos suelos que son muy plásticos.
