CIMENTACIONES SUPERFICIALES. Ó PRESIÓN DE HUNDIMIENTO

Transcripción

Tomada de internet
CIMENTACIONES
SUPERFICIALES.
PRESIÓN
Ó DE
HUNDIMIENTO
Modificada del ASCE
Luis Ortuño
CIMENTACIONES SUPERFICIALES
1.- INTRODUCCIÓN
El terreno
t
es una prolongación
l
ió d
de lla estructura.
t t
E
Es
un material más (salvo para el que se vaya a dedicar
a las plataformas flotantes o las estaciones
aeroespaciales).
Lo malo (y lo bueno y divertido)) es q
que, en
comparación con el resto de los materiales, el suelo
suele ser, con diferencia, el menos resistente y el más
deformable.
Por ello resulta preciso dotar a la estructura de
elementos de apoyos o “cimentaciones”
cimentaciones que repartan
y transmitan al terreno presiones que sean
compatibles con su resistencia y su deformabilidad.
Luis Ortuño
1.- CRITERIOS DE DISEÑO
Para el buen diseño de una cimentación es preciso:
1. Que no se hunda, o que el coeficiente de seguridad
p
con relación a la carga
g q
que p
produciría el
disponible
agotamiento de la resistencia del terreno, y el hundimiento
de la cimentación, sea adecuado.
2. Que no se dañe, o que los movimientos (asientos,
desplazamientos horizontales, giros) causados por la
deformación del terreno sometido a las tensiones
transmitidas por la cimentación, sean tolerables por la
estructura.
3. Que no dañe a otros, en el sentido de que los
efectos originados en el terreno por una cimentación se
hacen notar más allá de los límites estrictos de la estructura
a construir. Por lo tanto, hay que asegurar que no afecta
negativamente a construcciones vecinas.
Luis Ortuño
La forma y las dimensiones de las cimentaciones son
función de la estructura, de las cargas
g y de la
naturaleza del terreno.
Cuando el terreno lo permite se suele acudir a
cimentaciones directas o superficiales, que reparten
las cargas de estructura en un plano de apoyo
horizontal Habitualmente
horizontal.
Habitualmente, pero no siempre
siempre, este tipo
de cimentación se construye a poca profundidad bajo
la superficie, por lo que también son llamadas
cimentaciones superficiales.
superficiales
En otras ocasiones el suelo no tiene la competencia
suficiente,
f
la resistencia o rigidez adecuadas para
permitir el apoyo directo, y es necesario acudir a
cimentaciones profundas, que transmiten las cargas de
estructura fundamentalmente en vertical, ya sea de
forma repartida o concentrada
Tomadas de Macaulay, D. (1975)
Luis Ortuño
No hay una
repuesta única.
Tomadas de Macaulay, D. (1975)
Luis Ortuño
TIPOS DE CIMENTACIONES SUPERFICIALES
Tomadas de Calavera, J. (1987)
Tomadas de G&C III
Luis Ortuño
DEFINICIONES BÁSICAS (CTE)
- qb (o con “p”!!) : Presión total bruta: Es la presión vertical
total que actúa en la base del cimiento
cimiento. Incluye todas las
componentes verticales: sobrecargas, peso de la estructura, peso
del propio cimiento, etc).
- qneta (o con “p”!!) : Presión total neta: Es la diferencia
entre qb y la presión vertical total que actúa en el terreno en la base
del cimiento:
(qneta = qb - q0). Es por tanto el incremento de presión total vertical
en el suelo al nivel de la cimentación.
-q'b (o con “p”!!) : Presión efectiva bruta: Es la diferencia
entre la presión vertical total bruta y la presión intersticial (u) al
nivel de la cimentación:
(q'b = qb - u).
q'neta (o con “p”!!)
p !!) : Presión efectiva neta: Es la diferencia
-q
entre q'b y la presión efectiva vertical q'0 al nivel de la cimentación:
Obsérvese que qneta = q'neta
q'neta = q'b - p'0
Luis Ortuño
DEFINICIONES BÁSICAS (CTE)
- qh (q
(q'h) (o con “p”!!)
p !!) : Presión de hundimiento. Es la
presión vertical para la cual el terreno agota su resistencia al corte
y se produce el hundimiento. Puede expresarse en términos de
tensiones totales o efectivas, brutas o netas.
- qad (q'ad) (o con “p”!!) : Presión admisible: Presión vertical de cimentación para la cual
existe un coeficiente de seguridad adecuado frente al hundimiento. Puede expresarse en
términos de tensiones totales o efectivas, brutas o netas. (Obsérvese que esta tensión no tiene
por qué ser la admisible para la estructura, ya que aunque no se alcance el hundimiento, podrían
producirse asientos excesivos que obligaran a reducir más la tensión de trabajo)
trabajo).
(q‘s) (o
( con “p”!!)
p ) : Presión de servicio. Es la ppresión vertical admisible de una
- qs. (q
cimentación teniendo en cuenta no sólo la seguridad frente al hundimiento sino también su
tolerancia a los asientos. Obviamente no puede ser mayor que qad. Puede expresarse en
tensiones totales o efectivas, brutas o netas.
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO
Tomado del CTE
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO
Terzaghi & Peck (1948) definen 3 zonas de
equilibrio plástico cuando una cimentación
en faja alcanza el hundimiento. Una cuña
triangular (I), una zona de corte radial (II) y
una cuña
ñ pasiva
i (III)
(III).
En principio la forma de rotura es simétrica,
pero puede perderse con cualquier
heterogeneidad.
Tomada de FHWA-SA-02-054 (2002)
Tomada de G&C, II
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO
- Modos de rotura (arenas).
(arenas)
Generalizado :
Local
Punzonamiento
Tomadas de FHWA-SA-02-054 (2002)
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO. ENSAYOS EN EL LABORATORIO DE LA ESCUELA.
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO. ENSAYOS EN EL LABORATORIO DE LA ESCUELA.
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO. HIPÓTESIS HABITUALES DE LOS MÉTODOS DE
CÁLCULO ANALÍTICO.
El terreno se supone rígido-perfectamente plástico
En g
general se supone
p
q
que el terreno es isótropo,
p es decir, q
que su
resistencia es la misma en cualquier dirección.
Se suele suponer que el terreno es homogéneo, esto es:
¾ En cálculos sin drenaje (corto plazo en suelos cohesivos), la
resistencia al corte sin drenaje Su se supone constante
¾En cálculos con drenaje (suelos cohesivos a largo plazo o suelos
granulares a corto y largo), los parámetros de resistencia efectiva c' y φ'
se suponen constantes.
t t
La mayoría de las teorías suponen que el suelo bajo la cimentación no pesa
(densidad nula)
nula). Para incluir el efecto de la densidad del suelo en los cálculos se
recurre a métodos semiempíricos bien comprobados.
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO. FORMULACIÓN BÁSICA
La presión de hundimiento de una cimentación directa en faja (indefinida en la dirección
perpendicular al ancho B de la carga) se suele evaluar mediante la formulación
trinómica propuesta por Terzaghi:
1
ph (bruta ) = c·N c + p0 ·N q + ·B·γ ·N γ
2
• Nc, Nq, Nγ se denominan factores de capacidad de carga y dependen exclusivamente
d l ángulo
del
á
l de
d rozamiento
i t interno
i t
efectivo
f ti del
d l suelo
l
• c es la cohesión del terreno
• p0 es la presión vertical debida a la sobrecarga de tierras al nivel de la cimentación
• B es el ancho del cimiento
• γ es el peso específico representativo del suelo por debajo de la cimentación.
Nq =
1 + senφ ' π ·tan φ '
·e
1 − senφ '
φ = 0 ⇒ Nq = 1
N c = ( N q − 1)·ctgφ '
φ = 0 ⇒ N c = 5,14
Nγ = (1,5 a 2)·( N q − 1)·tan φ '
φ = 0 ⇒ Nγ = 0
Luis Ortuño
Tomadas de G&C, II. Páginas 814 y 815
Luis Ortuño
La ecuación básica anterior no tiene en cuenta una serie de efectos que pueden resultar de cierta
relevancia en el cómputo de la tensión de hundimiento de una cimentación determinada. Así, la
zapata no tiene por qué ser indefinida en una dirección
dirección, la resultante de cargas puede no ser
exclusivamente vertical, la base de la cimentación puede encontrarse inclinada , etc. Para tener en
cuenta estos aspectos, se aplican determinados coeficientes o factores de influencia a cada uno de
los términos de la ecuación básica, q
que dan lugar
g a la formulación g
generalizada p
propuesta
p
p
por
Brinch Hansen, J. (1970). La fórmula general con “algunos” de estos factores sería la siguiente:
1
ph (bruta ) = c·N c ·sc ·d c ·ic ·ξc ·tc + p0 ·N q ·sq ·d q ·iq ·ξ q ·tq + ·B *·γ ·N γ sγ ·dγ ·iγ ·ξγ ·tγ
2
sc, sq, sγ: factores de influencia para tener en cuenta la forma en planta de la zapata
• dc, dq, dγ : factores de influencia para tener en cuenta la profundidad del plano de apoyo de la zapata
• ic, iq, iγ : factores de influencia para inclinación de la carga
• ξc, ξq, ξγ : factores de influencia para tener en cuenta la eventual existencia de una capa rígida próxima
• tc, tq, tγ : factores de influencia para considerar el efecto de la proximidad del un talud
•
• Por otra parte:
• B*: es el “ancho equivalente” del cimiento en el caso de excentricidad de la carga (para cimentación
rectangular de longitud en planta L, L* sería la longitud equivalente). Ver siguiente diapositiva.
Tomadas de la GCOC
Luis Ortuño
CASO DE CARGA EXCÉNTRICA
Para aquellos casos en que exista excentricidad de la resultante de las acciones
respecto al centro geométrico del cimiento, la comprobación del estado último de
hundimiento se lleva a cabo adoptando una “cimentación
cimentación equivalente
equivalente” de las siguientes
dimensiones:
Ancho equivalente: B*
B = B – 2eB
Largo equivalente: L* = L - 2eL
donde eB y eL son las excentricidades según las dos direcciones ortogonales de la
zapata, supuesta de sección rectangular en planta.
Tomadas de la GCOC
Luis Ortuño
A efectos prácticos, para zapatas aisladas y corridas de dimensiones habituales, es común suponer una
distribución de presiones lineal
En la figura 4.11.a se representa el caso de una zapata sometida a una carga vertical centrada V y un momento
en base de pilar MB. Este conjunto equivale a la carga V, vertical, situada a una cierta distancia del eje del pilar e,
que es la excentricidad (e = M/V).
Cuando la excentricidad es menor que la sexta parte del ancho de la zapata, las expresiones para las tensiones
máxima y mínima son las siguientes:
V
6··e ⎫
·(1 +
)
B· L
B ⎪e ≤ B
V
6··e ⎬
6
=
·(1 −
)⎪
B· L
B ⎭
σ max =
σ min
Luis Ortuño
Si la excentricidad es superior a la sexta parte del ancho de la zapata, entonces la distribución de presiones no es
trapezoidal, sino triangular, y el valor de la tensión máxima y del ancho de la zapata que está sometido a presión
vienen dados por las expresiones siguientes :
4
V
B
B
; b = 3·(( −·e); e >
3 ( B − 2·e)·L
2
6
σ max = ·
Luis Ortuño
Tomado de la GCOC
Luis Ortuño
COEFICIENTES DE SEGURIDAD. PRESIÓN ADMISIBLE
Tomadas de la GCOC
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO. FACTORES DE CORRECCIÓN.
Factores de forma (sc, sq, sγ)
La tensión de hundimiento de una zapata circular o cuadrada puede ser mayor que la
de una zapata corrida. Este hecho es bastante intuitivo, ya que cuando una zapata en
faja (indefinida en una dirección) alcanza el hundimiento, la superficie de rotura es
marcadamente bidimensional. Sin embargo, en una zapata cuadrada del mismo ancho
B la
B,
l superficie
fi i de
d rotura
t
resulta
lt marcadamente
d
t tridimensional
t idi
i
l (la
(l “cuña”
“ ñ ”d
de rotura
t
se
expande más allá de los límites geométricos de la zapata). En otras palabras, las
zapatas corridas movilizan la resistencia de un volumen menor de suelo por unidad de
área del cimiento
cimiento. Este efecto de aumento de resistencia en función de la forma se tiene
en cuenta mediante unos factores de corrección (s). Llamando B* y L* a las
dimensiones en planta equivalentes de una zapata rectangular:
sq = 1 +
sc =
B*
tan φ '
L*
N q ·sq − 1
Nq − 1
B*
L*
sγ =
B*
1+
L*
1 + 0,2
; φ → 0 sc ≈ 1 + 0,2
B*
L*
Luis Ortuño
Tomados de G&C, II
Factores de profundidad
(dc, dq, dγ)
La ecuación trinómica de Terzaghi no considera
que el terreno situado sobre la base de la zapata
tenga resistencia. Su acción estabilizadora (p0 =γD)
proviene tan sólo del efecto de sobrecarga. Sin
embargo,
b
es evidente
id t
que para producir
d i ell
hundimiento del cimiento, la superficie de rotura
teórica deberá no sólo “levantar” el terreno situado
junto a la zapata,
zapata sino también atravesarlo
movilizando su resistencia al corte. Para tener en
cuenta este efecto, que obviamente aumenta la
tensión de hundimiento disponible,
disponible se emplean
usualmente unos factores de corrección “por
profundidad” (d):
Para D/B≤1:
d q = 1 + 2tg (1 − senφ ) 2 ·D / B *
2
Para D/B>1: d q = 1 + 2tg (1 − senφ ) ·arc tgD / B *
dγ = 1
dc = dq +
2
D
(1 − senφ ) 2
Nc
B*
φ = 0 → d c = 1 + 0,4
Tomados de apuntes del catedrático
D
B*
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO. FACTORES DE CORRECCIÓN
Factores de profundidad y término de sobrecarga (qNq). Observaciones
prácticas.
En ocasiones puede ser prudente no considerar el factor de profundidad. Este sería
el caso, por ejemplo, de zapatas poco profundas en un terreno arcilloso de plasticidad
elevada, ya que en épocas secas podrían desarrollarse grietas por retracción que
alcanzaran la profundidad del cimiento. En estas circunstancias la superficie de
deslizamiento teórica habría de levantar las tierras, pero no movilizar su resistencia al
ya q
que existirían discontinuidades abiertas y sin resistencia. Evidentemente en un
corte,, y
terreno granular o simplemente no susceptible de agrietamiento por desecación, no
habrá inconveniente en aplicar la corrección.
Un segundo aspecto de interés, ligado en cierta medida con el anterior pero más
general, radica en el empleo del término de sobrecarga de tierras en su conjunto. Basta
con observar la expresión de la presión de hundimiento para comprobar que ésta
aumenta de forma directa con la profundidad D del cimiento. Pues bien, sobre todo
cuando se trata de cimentaciones someras, será necesario asegurarse de que las
hipótesis realizadas se mantendrán durante la vida útil de la estructura. Será necesario
por tanto considerar
id
sii en ell futuro
f
se podrán
d á realizar
li
excavaciones
i
para alojar
l j
servicios, saneamientos, etc, junto a las cimentaciones, ya que darían lugar a una
reducción, incluso anulación, de la sobrecarga de tierras.
Luis Ortuño
Influencia de una capa rígida somera (factores ξc, ξq y ξγ)
Tomadas de G&C, II (págs 824-827)
Ejemplo de ábaco para ξc (G&C, II, pág 825)
(En caso de excentricidad se emplearía B*)
Luis Ortuño
Factores de inclinación (ic, iq, iγ)
La expresión
H
1
=
Sc + Vtgφ Fd
Inversa del coeficiente de seguridad
g
al deslizamiento
G&C, II (Pág. 836): La figura muestra las líneas características para terreno sin peso ni
cohesión.
1 + senφ ·sen ( 2α − φ ) −( π2 +φ −2α ) tgφ
·e
iq =
1 + senφ
ic =
N q ·iq − 1
Nq − 1
Luis Ortuño
Corregido de G&C, II
Errata en libro
→
Htgφ
S ·c + Vtgφ
A modo de ejemplo, si se supone cohesión nula, el eje de abscisas de la figura pasa a ser tgβ. Si se supone
ahora una inclinación de la resultante de 20º para un terreno de rozamiento 30º, resulta que el coeficiente iq se
sitúa en torno a 0,45.
0 45 Es decir,
decir la contribución a la presión de hundimiento del término de sobrecarga de tierras se
reduciría a menos de la mitad (OJO CON LOS MUROS, LOS ESTRIBOS DE PUENTE, etc. !!!).
Luis Ortuño
Tomadas de G&C, II (págs 837, 838)
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO . CONDICIONES SIN DRENAJE
Este es el caso teórico más simple,
p , aplicable
p
a suelos cohesivos ((saturados)) en los q
que
las condiciones más desfavorables se suelen producir inmediatamente tras la carga, es
decir, antes de que los excesos de presión intersticial generados hayan podido disiparse
El cálculo sin drenaje se efectúa en tensiones totales, adoptando (φ = 0, c = Su). Para
un ángulo de rozamiento nulo, los factores de capacidad de carga adoptan los
siguientes valores:
Nq (φ =0) = 1
Nc (φ =0) = 5,14
N (φ =0)
Nγ
0) = 0
En consecuencia, la tensión de hundimiento total bruta para una carga en faja resulta:
ph (bruta ) = Su ·N c + p0 = 5,14·Su + γ ·D
• γ es la densidad aparente del terreno situado por encima de la base de la cimentación
• D es la profundidad de la base del cimiento.
Luis Ortuño
Ejemplo a resolver por los alumnos
Se pretende construir un edificio sobre un potente estrato arcilloso. El nivel freático se
encuentra prácticamente en superficie. El reconocimiento geotécnico realizado muestra
que la densidad aparente del suelo es γap = 20 kN/m3 y que se trata de una arcilla firme
con una resistencia a la compresión simple qu = 150 kN/m2.
Suponiendo que las zapatas del edificio serán cuadradas de 2 m de lado y que se
cimentará a 2 m bajo la superficie del terreno, estimar la presión de hundimiento
Solución:
Luis Ortuño
Ejemplo histórico
(Tomado De Uriel, A. (1982). La figura muestra el hundimiento parcial del silo de Transcona (Canadá). Está
cimentado con una losa de 23 m de ancho y 59 m de largo situada a 3,6 m de profundidad. Soporta cinco filas de
13 celdas circulares, de 27 m de altura y 4,20 m de diámetro. Cuando se comenzó a llenar, al alcanzar las 30000
toneladas se produjo un asiento uniforme de 30 cm , seguido de un giro de hasta 27º.
27º Entonces se calló la cúpula
con la cintra transportadora y se paró. En el momento del asiento y giro se calcula a que la presión transmitida al
terreno era de 306 kPa. El terreno estaba constituido por una arcilla saturada de Su media 46 kPa. ¿Cómo de
cerca estuvo el hundimiento?
Luis Ortuño
EL HUNDIMIENTO . CONDICIONES CON DRENAJE
Cuando la permeabilidad del suelo es suficientemente elevada como para que el
exceso de presión intersticial generado por la aplicación de las cargas de la cimentación
se disipe de forma casi simultánea con la construcción – caso de los suelos
eminentemente granulares – el cálculo de la presión de hundimiento se realiza en
t
tensiones
i
efectivas.
f ti
Ob i
Obviamente
t este
t cálculo
ál l también
t bié es aplicable
li bl a los
l suelos
l de
d baja
b j
permeabilidad (arcillas) cuando se desee determinar la capacidad de carga una vez se
haya alcanzado el equilibrio de presión intersticial y hayan concluido los procesos de
consolidación La expresión básica de la tensión de hundimiento efectiva bruta para una
consolidación.
carga en faja (zapata corrida indefinida), resulta:
1
p'h (bruta
b
) = c'·' N c + p'0 ·N q + ·B *·
* γ ' '·' N γ
2
Los factores de capacidad de carga tienen el mismo significado que en los apartados
anteriores, y los parámetros de resistencia al corte (c’, φ’) vienen expresados en
tensiones efectivas. La densidad γ’’ es aquélla necesaria para calcular las tensiones
efectivas por debajo del cimiento ´(ver
(ver a continuación).
continuación)
Luis Ortuño
INFLUENCIA DEL NIVEL FREÁTICO
El peso específico γγ’’ a introducir en la formulación analítica de la presión de
hundimiento en tensiones efectivas será el que represente el estado de tensiones
efectivas por debajo del cimiento:

El peso específico aparente,
aparente γap, si el nivel freático se encuentra a una
profundidad (d) suficiente bajo el plano de cimentación (ver más adelante)
El peso específico sumergido, γ', si el nivel freático está situado en o por
encima del plano de cimentación
Un peso específico intermedio, γ’’=γ’+f(γap-γ’) (figura adjunta) si el nivel
freático está comprendido entre los indicados anteriormente
Si existiera un flujo de agua ascendente, de gradiente i, que afectara al plano
peso específico
p
de cálculo será γ
γ’’=γ’-iγ
γ γw. Esta
de cimentación,, el p
expresión sería válida para gradientes menores de 2/3. Para gradientes
mayores, puede darse erosión interna local por flujo de agua.
Luis Ortuño
INFLUENCIA DEL NIVEL FREÁTICO
Para niveles freáticos p
por debajo
j de la cimentación ,
γγ’’=γ’+f(γ
γ (γap-γ’)
γ)
En el caso f=0, el nivel se encuentra en el plano de la cimentación.
En el caso f=1, el nivel se encuentra a una profundidad suficiente como para no intervenir en la presión de
hundimiento.
Tomadas de G&C, II
Luis Ortuño
En un aluvial de arenas y gravas se pretende cimentar las pilas de un viaducto. De acuerdo con los sondeos
realizados el nivel freático se encuentra profundo, por debajo de la zona de influencia de la cimentación. La
densidad aparente del terreno es γap=20 kN/m3, y el ángulo de rozamiento interno efectivo, deducido de las
penetraciones dinámicas realizadas,
realizadas ha resultado ser φ
φ’ = 35°.
35° Se desea determinar la tensión efectiva de
hundimiento para las zapatas del viaducto, de 4 m de ancho (B) y 8 de longitud (L) en planta, si se empotran 2 m
bajo la superficie. Se puede suponer que la carga es exclusivamente vertical
SOLUCION:
Luis Ortuño
(a) Determinar la presión efectiva de hundimiento neta en el caso del ejemplo anterior. (b) Si en el caso del
ejemplo anterior se comprueba que el nivel freático se encuentra a 2 m de profundidad, coincidiendo con la base
de la cimentación, determinar a cuánto se habrá reducido la presión efectiva de hundimiento bruta (suponer que
con la saturación no cambia la densidad aparente del suelo). (c) Idem si el nivel freático se sitúa en la superficie
del terreno. Comentar los resultados.
SOLUCION:
Luis Ortuño
Una de las pilas de un puente se encuentra situada en el cauce de un río. El terreno está formado por una arena arcillosa cuyo peso específico
Aparente es de 18 kN/m3 por encima del nivel freático, y de 20 kN/m3 bajo el mismo (suelo saturado). Su cohesión efectiva es c’= 20 kPa y su
ángulo de rozamiento interno efectivo es φ’=32°.
Se piensa ejecutar la cimentación de la pila del puente mediante una zapata de dimensiones B= 6 m, L= 6 m, empotrada 2 m bajo el lecho del
río.
í
Para construir la cimentación se ha previsto ejecutar un recinto estanco mediante tablestacas (cofferdam), de manera que se pueda agotar por
el interior de dicho recinto mediante un bombeo, manteniendo el nivel de agua a la cota del lecho del río mientras se construyen zapata y pila. El
estudio de la red de filtración correspondiente para el rebajamiento previsto indica que con el bombeo se originará un flujo ascendente de agua
en el terreno situado alrededor del emplazamiento de la zapata, de forma que la altura piezométrica de cualquier punto situado a 2 m bajo su
base será de 6
6,5
5m
m. A efectos prácticos se puede suponer que el gradiente hidráulico originado será constante
constante.
Se pide calcular las presiones de hundimiento para carga vertical centrada en las siguientes situaciones:
1.- En la situación provisional de construcción, con la excavación realizada y el agotamiento en funcionamiento.
2.- En la situación más común de servicio, con el puente construido y con la lámina de agua del río situada a 5 m sobre el lecho del cauce.
3.- Suponiendo que se realiza un trasvase aguas arriba del río y que, en una época de sequía, la lámina de agua desciende por debajo del
l h h
lecho
hasta
t que ell nivel
i l ffreático
áti coincide
i id con lla b
base d
de lla zapata.
t
4.- Suponiendo que la sequía se prolonga y el nivel freático profundiza 6 m por debajo de la base de la zapata.
5.- Explicar las diferencias obtenidas.
Luis Ortuño
BIBLIOGRAFÍA
Burland, J.B., Broms, B. & De Mello, V.F.B.(1977): “Behaviour of Foundations and Structures”.
State.of-the-art-report.
State.of
the art report. Session 2. Proc. 9th ICSMFE. Tokyo. Vol. 2, pp 495
495-546.
546.
Brinch Hansen, J. (1970): “A Revised and Extended Formula for Bearing Capacity”. Danish
Geotechnical Institute, Bulletin No 28.
Calavera, J. (1987): Cálculo de Estructuras de Cimentación”.
Cimentación . 2
2º edición. INTEMAC.
Código Técnico de la Edificación (CTE). Documento Básico SE-C (Seguridad Estructural.
Cimientos). Marzo, 2006
) “Geotechnical Engineering
g
g Circular No. 6. Shallow Foundations”.
FHWA-SA-02-054 ((2002):
González de Vallejo, L., Ferrer, M., Ortuño, L. & Oteo, C. (2002): “Ingeniería Geológica”. Prentice
Hall. Madrid.
) Dirección General de Carreteras del
Guía de Cimentaciones en Obras de Carreteras ((2002).
Ministerio de Fomento. Series monográficas.
Jiménez Salas, J.A. et al. (1976-1980): Geotecnia y Cimientos I, II y III. Editorial Rueda. Madrid.
y, D. (1975):
(
) “Nacimiento de una ciudad moderna. El subsuelo”. Ed. Timun Mas.
Macaulay,
Simons, N. & Menzies, . (2000): “A short course in Foundation Engineering”. Thomas Telford,
London.
(
) Patología
g de las Cimentaciones. Fallos Intrínsecos. Cimentaciones en la
Uriel,, A. (1982):
edificación. Escuela de la Edificación. Madrid
Luis Ortuño

CIMENTACIONES SUPERFICIALES. Ó PRESIÓN DE HUNDIMIENTO

Transcripción

Documentos relacionados

paula onet - pelin films