ANÁLISIS DE LA RESISTENCIA DE SUELOS ARCILLOSOS …

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.



i

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



ii

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



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.



2

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.



3

• 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.



4

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



5

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:



6

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.



7

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.



8

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



9

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.



10

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



11

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



12

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



13

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



14

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).



15

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



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.



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



18

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



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)



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



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)



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



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.



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)



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



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.



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:



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



29

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)



30

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.



31

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



32

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



33

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



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



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



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.



37

Consolidación Final “Muestra Vertical “


3.60

3.70

3.80

3.90

4.00

4.10

4.20

0.1 1.0 10.0


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



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



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



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



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



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



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



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


94

9698

100

102104

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Distancia (cm)

Hum

edad

(%

Serie Vertical Serie Horizontal

Fuste



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).



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



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



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



49

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



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



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



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



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 (



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

)



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,



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´



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



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)



59

6 ANÁLISIS DE RESULTADOS 6.1 EVOLUCIÓN DE LA CONSOLIDACIÓN Consolidación con muestra Vertical



60


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



61


3.703.753.803.853.903.954.004.054.104.154.20

0.1 1.0 10.0


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


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



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


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



63


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).



64

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.



65

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.



66

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.



67

• 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.



68

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.

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Hill.

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Arcillosos Blandos debi do a la Hinca de Pilotes a Presión”. Tesis.

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Geotecnia.

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Resistencia de suelos Li moarcillosos debi do a la Hinca de Pilotes a



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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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