Hay distintas versiones de los mismos, aunque yo prefiero esta que incluyo por permitir estimar la adherencia límite a partir del SPT en arenas y gravas y de la resistencia a compresión simple y presión límite en el caso de arcillas, limos y rocas.

Si pinchamos sobre la imagen, esta aparecerá a mayor tamaño y podremos incluso guardarla.

La figura está tomada de “Guía para el diseño y la ejecución de anclajes al terreno en obras de carretera”, publicada por la Dirección General de Carreteras del Ministerio de Fomento.

Sin embargo, podemos considerar equivalentes los anclajes a los micros en lo que respecta a adhrencia límite y resistencia unitaria por fuste.

Recomiendo visitar la web del grupo, pues hay más cosas interesantes, pero a mí me han sido especialmente útiles unas Jornadas de 3 días sobre Geomecánica Computacional, cuyas ponencias pueden descargarse desde aquí, pulsando en Conferencias y buscando la de “Geomecánica Computacional” (no he encontrado la forma de incluir el enlace directo).

En esta jornada encontramos documentación teórica y práctica de este interesante campo, con aplicaciones de PLAXIS a la resolución de distintos problemas geotécnicos.

La documentación está en pdf o rar.

Sorprendentemente, los temas estaban disponibles en pdf para su descarga gratuita.

En su momento creo que dejé en el foro de ingeniería geológica una entrada en relación a este hallazgo.

En 5 capítulos, realiza un recorrido de nivel medio por la mecánica de suelos, cimentaciones y estructuras de contención, basado en lo expuesto en el CTE.

Podéis darle un vistazo y descargar los capítulos desde aquí.

Decir que en su redacción han participado “gurús” de la geotecnia como Rodríguez Ortiz, Oteo Mazo, Jiménez Salas y González de Vallejo, entre otros.

Me parece un texto a tener en cuenta.

Revisando la norma UNE del ensayo de corte (103401/98) encuentro solamente una referencia a que debe dejarse el carro de corte en desplazamiento hasta que alcance el final de su recorrido.

Buscando distinta documentación, solamente he encontrado una referencia a esta circunstancia en unos apuntes sobre corte directo de una ingeniería de minas, en los que pone que, en caso de no darse un pico de rotura claro, puede darse por completada la rotura para un desplazamiento del carro de entre el 15 y el 20% del diámetro de la célula.

Es decir, si consideramos una célula de corte circular de 60 mm de diámetro, podríamos dar por concluída la rotura para un desplazamiento del carro de entre 9 y 12 mm.

Personalmente prefiero quedarme con el valor de 12 mm, por si acaso.

su = (0,11+0,0037IP)p’

Siendo IP el índice de plasticidad del suelo.

Esta expresión la suelo emplear por dos caminos distintos:

- Evidentemente, para obtener la su de una muestra bajo una presión p‘ determinada, conociendo su plasticidad.

- Tener idea de la posible preconsolidación del suelo, si puedo disponer de ensayos para determinar su e IP, conociendo la p’ resultante y comparándola con la presión vertical efectiva actual.

En estos casos, puede resultar útil estimar los asientos edométricos de forma muy simplificada a partir de parámetros básicos que pueden obtenerse de forma rápida, en concreto hablo de la densidad, los límites de Atterberg y la humedad natural, todos determinables mediante ensayos de laboratorio muy sencillos que pueden ejecutarse en un plazo de uno o dos días.

El procedimiento es bastante simple.

En primer lugar, determinaremos el espesor de suelo susceptible de experimentar asientos importantes por consolidación. Este espesor vendrá determinado ya sea por la presencia de una capa “rígida” en profundidad o por la denominada “profundidad de influencia de la cimentación”, asumiendo habitualmente que esta es igual a 2 veces el ancho de cimentación bajo el plano de apoyo de la misma.

Esta capa blanda debemos dividirla en subcapas de 2 m de espesor. Convendría tomar una muestra aproximadamente en el centro de cada subcapa para determinar en laboratorio su densidad, humedad y plasticidad.

Después, calcularemos la presión vertical efectiva inicial, pv0′, en el centro de cada subcapa, teniendo en cuenta que se deberá emplear en su determinación la densidad sumergida del suelo (dsum = dsat-10 kN/m3).

A partir de la teoría de la elasticidad, obtendremos el incremento de tensión vertical en el centro de cada subcapa, Dpv’, producido por la carga impuesta en superficie (nuestra cimentación).

A continuación, estimaremos el índice de compresión, Cc, de cada subcapa a partir del límite líquido, LL, por medio de la expresión Cc=0,0097(LL-16,4) propuesta por Jiménez Salas et al. (1975) para suelos españoles.

Después, obtendremos el índice de poros inicial, eo, de cada subcapa a partir de la expresión e0=Gsw, donde “Gs” es el peso específico de las partículas sólidas (habitualmente puede considerarse de 2,65) y “w” es la humedad natural.

El asiento edométrico de cada subcapa de espesor “H” se puede obtener por la expresión siguiente:

s=(H/(1+e0))Cclog((pv0′+Dpv’)/(pv0′))

Si sumamos el asiento edométrico de cada subcapa, obtendremos el asiento edométrico del sistema.

El método solamente resulta válido para arcillas normalmente consolidadas y saturadas.

A pesar de todo, la experiencia me dice que el Cc estimado a partir de la plasticidad y el obtenido a partir de la curva edométrica de campo (tras corrección de Schmertmann) suelen ser bastante diferentes, por lo que los resultados obtenidos con este método simplificado deberán tomarse siempre con cautela.

De esta forma, evitamos que los bordes biselados de la cuchara del tomamuestras se deterioren y queden inservibles.

El uso de puntaza supone tener que renunciar a la extracción de muestra y además tiene que aplicarse un factor de corrección, puesto que los índices obtenidos de este modo son distintos a los que resultan con cuchara, de hecho, son sensiblemente superiores a estos.

El primer aspecto (la ausencia de muestra) puede paliarse si se toma una muestra en bolsa cerrada del material obtenido en la maniobra de limpieza posterior a la realización del SPT. No es lo mismo, pero al menos obtenemos una muestra que mantendrá relativamente su humedad. Muchas veces, sin embargo, el propio calor generado durante la rotación de la batería produce el secado del material.

El segundo aspecto, el de la corrección, es tal vez más complicado. Distintos autores no se han puesto de acuerdo en este sentido, ofreciendo factores de corrección que van desde 2 a 1,2.

En Jiménez Salas et al. (1975) se recomienda el uso de un factor de corrección de 1,3:

N(puntaza) = 1,3N(cuchara)

O lo que es lo mismo:

N(cuchara) = (1/1,3)N(puntaza)

Esta es la relación que empleo habitualmente.

Evidentemente, hablo de rellenos controlados, nunca debería apoyarse una cimentación sobre un relleno incontrolado o de dudosa procedencia.

A continuación, analizo las consideraciones geotécnicas más importantes para el diseño de cimentaciones sobre rellenos controlados, según las dos situaciones anticipadas más arriba.

Relleno preexistente

Ante la situación de un relleno preexistente sobre el que deba plantearse una cimentación directa, es fundamental tratar de obtener las características del material utilizado y su adecuada puesta en obra.

Esta información puede tratar de obtenerse si se tiene acceso al control de calidad llevado a cabo durante su ejecución.

En caso contrario, es recomendable abordar los siguientes puntos:

• Verificar la compacidad del relleno mediante ensayos de penetración;
• Obtener muestra representativa del material, mediante calicata, para someterla en laboratorio a un ensayo Proctor Modificado;
• Aprovechar la calicata para observar la existencia o no de tongadas y determinar el espesor de las mismas, si es posible.

De este modo, los resultados del Proctor nos permitirán conocer la densidad máxima y la humedad óptima a la que se alcanza esta. Por otro lado, los penetrómetros nos proporcionarán información aproximada de si efectivamente esa compactación se ha llevado a cabo. En este sentido, un material granular correctamente puesto en obra es dificil que no alcance tensiones admisibles de 2,00 kg/cm2.

Relleno de nueva construcción

Esta situación puede plantearse como mejora por sustitución de un material sobre el que no sea posible apoyar la cimentación (relleno antrópico, suelo blando de espesor reducido, etc.).

Puesto que no hay forma de conocer a priori la calidad ni la correcta puesta en obra del material de sustitución, es necesario recomendar el cumplimiento de al menos los siguientes aspectos:

• El material empleado será granular, con un contenido de arcilla no excesivo y totalmente exento de elementos degradables o agresivos, tales como sales, materia orgánica o yesos, entre otros; puede ser conveniente precisar en este sentido, haciendo referencia a los materiales seleccionados definidos en el PG-3 de carreteras;
• Será necesario obtener en laboratorio el Proctor Modificado de referencia del material a utilizar;
• La puesta en obra del relleno será en tongadas de 30 cm de espesor, compactadas al 100% del Proctor de referencia;
• Deberá comprobarse la compactación real obtenida en cada capa mediante el control de densidades y humedades de puesta en obra.
• Tras la construcción del relleno, es recomendable efectuar comprobaciones de compacidad mediante ensayos de penetración, al menos en las zonas de apoyo de los elementos de cimentación.

Generalmente, puede asumirse una tensión admisible de 2,00 kg/cm2, sin que deban esperarse asientos superiores a 25 mm, si se cumplen las condiciones de calidad detalladas.

EJEMPLO

En un emplazamiento va a construirse una nave industrial de 40 x 15 m. Los reconocimientos geotécnicos revelan la presencia de un conjunto antrópico de unos 3,50 m de espesor. Bajo este, aparecen arcillas de consistencia media. Finalmente, a estos materiales les subyace un sustrato rocoso detrítico.

En estas condiciones, son posibles diversas opciones de cimentación.

En primer lugar, es necesario descartar el apoyo sobre los rellenos antrópicos, dado que estos son heterogéneos y potencialmente compresibles, por lo que pueden dar problemas de asientos diferenciales.

Por otro lado, su espesor (3,50 m) aún siendo notable, puede ser viable en cuanto a plantear una sustitución total por material adecuado, de forma que después sea posible diseñar una cimentación directa sobre este suelo mejorado.

Alternativamente, cabe la posibilidad de plantear pozos de cimentación que permitan atravesar este relleno antrópico y transferir las cargas de la estructura a la arcilla infrayacente.

Finalmente, si los pozos pueden plantear problemas de ejecución por modulación de apoyos (apoyos muy próximos entre sí), problemas de excavación bajo el nivel freático o de estabilidad de las paredes, sería interesante estudiar el pilotaje de la estructura hasta el sustrato rocoso.

El coste de cada opción será seguramente el factor determinante a la hora de decidir una u otra forma de cimentación.

A pesar de que la sustitución del relleno antrópico pueda parecer más económica, puede ser costosa si no se dispone de material adecuado próximo o si el volumen a reemplazar es elevado. Además, requiere un control de calidad exhaustivo para garantizar una buena capacidad de carga.

• Determinación del asiento “inmediato” a partir de los parámetros elásticos no drenados, es decir, Eu y vu=0,50.
• Determinación del asiento total con los parámetros elásticos totales, es decir, E’ y v’.
• Obtención del asiento de consolidación por diferencia entre el total y el inmediato.

El problema reside en la adopción de los módulos elásticos adecuados a cada situación de cálculo.

El módulo elástico no drenado, Eu, puede obtenerse a partir de ensayos triaxiales, aunque se citan habitualmente problemas relacionados con la posible alteración de muestras durante su extracción y manipulación que afectan enormemente al resultado final.

Por ello, suele recomendarse su estimación a partir de la resistencia al corte sin drenaje, su, aparentemente mucho menos sensible a la alteración de la muestra. Sin embargo, no parece existir un acuerdo tácito en este sentido y, a pesar de que se admite una relación directa entre Eu y su, los coeficientes de proporcionalidad suelen ser distintos según autores.

Así pues, la relación entre Eu y su se admite generalmente que tiene la forma siguiente en arcillas:

Eu=asu

siendo a un coeficiente de proporcionalidad que puede estar comprendido entre 100 y 500.

En Jiménez Salas (1981) se citan los buenos resultados en la predicción de asientos obtenidos por Butler (1974) en arcillas sobreconsolidadas con un Eu empíricamente obtenido según:

Eu=400*su

En lo referente al módulo elástico drenado, E’, el mismo autor indicado anteriormente cita referencias a Butler (1974) en relación al éxito en la predicción de asientos elásticos sobre arcillas fuertemente sobreconsolidadas para valores de módulo E’ obtenidos según:

E’=130*su

En estos casos, el coeficiente de Poisson, v’, puede oscilar dentro de amplios rangos, si bien el resultado es mucho menos sensible a estas variaciones de lo que sucede en el caso de E. Por ello, habitualmente se considera aceptable v’=0,30-0,40.

Finalmente, si se puede admitir un comportamiento lineal-elástico del suelo, lo cual es cierto al menos en niveles de tensión suficientemente alejados de la rotura, existe una relación entre módulos Eu y E’:

Eu=(3/2)*(E’/(1+v’))

Nuevamente según Butler (1974), existe una buena relación entre el módulo edométrico, Em, y la resistencia al corte sin drenaje, su:

Em=100*su

En resumen, podemos establecer las siguientes conclusiones:

• Es relativamente sencillo obtener la resistencia al corte sin drenaje, su, por medio de ensayos in situ (vane test) o de laboratorio (por ejemplo, por compresión simple);
• El módulo elástico sin drenaje, Eu, puede estimarse a partir de la resistencia al corte sin drenaje, su;
• El asiento inmediato podría estimarse con Eu y un v=0,50;
• Existe una relación entre módulos Eu y E’, por lo que el asiento total podrá estimarse a partir de E’ y v’=0,30-0,40;
• El asiento de consolidación puede aproximarse por diferencia entre el total y el inmediato.