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Unidad 4 Cimentaciones superficiales y profundas.
4 Cimentaciones superficiales y profundas
4.1. Clasificación de las cimentaciones
4.2. Factores que determinan el tipo de cimentación
4.3. Cimentaciones en taludes [pag. 195 Braja PIC]
4.4. Cimentaciones compensadas [pag. 433 Braja FIG]
4.5. Tipos de cimentaciones profundas
4.6. Desarrollo y uso de los pilotes
4.7. Hinca de pilotes
4.8. Grupos de pilotes
4.9. Pruebas de carga en pilotes
4.10. Deterioro y protección de pilotes.
4.11. Pilas, cilindros y cajones de cimentación. [Cajones de cimentaciones, pag. 715 Braja PIC]
[Pilas pag. 553 Braja FIG], [Pilas pag. 674 Braja PIC]
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Una aplicación simple del Análisis Límite al problema de la capacidad de Carga en suelos
puramente “cohesivos”.
La teoría de la elasticidad permite establecer la solución para el estado de esfuerzos en un medio semiinfinito, homogéneo, isótropo y linealmente elástico, cuando sobre el actúa una carga uniformemente
distribuida, sobre una banda de ancho 2b y de longitud infinita. Fig. VII.1.
2B
q
.
máx= .c = q/
qmáx = c/ 
(Ec. 7-1)
 = 0°
B
Fig. VII.I Esfuerzos cortantes máximos bajo una banda de
longitud , según la teoría de la Elásticidad.
Fuente: Juárez Badillo, Rico Rodríguez, Mecánica de Suelos 2,
Noriega-Limusa, 2a Ed. México, 2001
En efecto, puede demostrarse que para la condición de carga mostrada los máximos esfuerzos
cortantes inducidos en el medio valen
q/ y ocurre en puntos cuyo lugar geométrico es el semicírculo
mostrado cuyo diámetro es 2b.
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Skempton.
Aplicación a suelos puramente cohesivos
qu = c Nc +  Df
Ec. 7-19.
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Cimentaciones poco profundas (401)
En general, estas refieren a aquellas a las cimentaciones en las que la profundidad de desplante no es
mayor que un par de veces el ancho del cimiento, sin embargo, es evidente que no existe un límite
preciso en la profundidad de desplante que separe a una cimentación poco profundad de una profunda.
Clasificación de las cimentaciones poco profundas (402)

Zapatas aisladas
Son elementos estructurales, generalmente cuadrados o rectangulares y más raramente
circulares, que se construyen bajo las columnas con el objeto de transmitir la carga de éstas al
terreno en una mayor área, para lograr una presión apropiada. En ocasiones las zapatas aisladas
soportan más de una columna. Las zapatas aisladas se construyen generalmente de concreto
reforzado.

Zapatas corridas
Son elementos en los que la longitud supera en mucho al ancho. Soportan varias columnas o un
muro y pueden ser de concreto reforzado o de mampostería, en el caso que transmiten cargas
no muy grandes. Se utilizan cuando el suelo tienen una resistencia baja, que obliga al empleo de
mayores áreas de repartición o en el caso en que deban transmitirse al suelo grandes cargas.

Losas de cimentación.
Se justifican cuando la resistencia del terreno es muy baja o las cargas sean muy altas, y las
áreas requeridas para apoyo de la cimentación deban aumentarse llegándose al empleo de losas
de cimentación que puedan llegar a ocupar toda la superficie construida.

Cimentaciones combinadas
Consisten en una combinación de los tres tipos básicos de cimentaciones donde se combinan los
factores estructurales con las características del terreno de la manera más ventajosa.
Si aún en el caso de emplear una losa corrida la presión transmitida al suelo sobrepasa la
capacidad de carga de éste, es evidente que habrá de recurrirse a soportar la estructura en
estratos más firmes, que se encuentren a mayores profundidades, llegándose así a las
cimentaciones profundas.
Factores que determinan el tipo de cimentación (403).
 Relativos a la super-estructura, que engloban su función, cargas que trasmite al suelo, materiales
que la constituyen, etc.
 Relativos al suelo, que se refiere a sus propiedades mecánicas, especialmente a su resistencia al
corte y compresibilidad, a sus condiciones hidráulicas, etc.
 Factores económicos, que deben balancear el costo de la cimentación en comparación con la
importancia y aun el costo de la super-estructura.
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De hecho el balance de los factores anteriores puede hacer que diferentes proyectistas de experiencia
lleguen a soluciones ligeramente distintas para una cimentación dada, pues el problema carece de
solución única por faltar un criterio exacto para efectuar tal balance, que siempre tendrá una parte de
apreciación personal.
Debe observarse que al balancear los factores anteriores, adoptando un punto de vista estrictamente
ingenieril debe estudiarse no sólo la necesidad de proyectar una cimentación que se sostenga en el
suelo disponible sin falla o colapso, sino también que no tenga durante su vida útil asentamientos o
expansiones que interfieran con la función de la estructura. Será necesario calcular los asentamientos o
expansiones que el suelo va a sufrir con tales esfuerzos, cuidando siempre que estos queden en niveles
tolerables para la estructura de que se trate.
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Consideraciones sobre el contacto suelo-estructura (405).
Es necesario analizar cómo afecta la rigidez de las áreas cargadas a la distribución de asentamientos y
presiones en el suelo sub-yacente.
Caso 1 Área uniformemente cargada y cimiento flexible.
Debido a su flexibilidad las presiones que el área cargada pasa al suelo serán idénticas a la presión
uniforme sobre el área. Por otra parte el asentamiento no será uniforme, sino que es máximo al centro
del área cargada y menor en la periferia para suelos arcillosos, adoptado una ley a similar a la mostrada
en la figura VIII-1.a, si es que el medio cargado se supone idealmente elástico
Q
a) Asentamiento de una cimentación
flexible sobre arcillas saturadas
Q
b) Asentamiento de una cimentación flexible
sobre arenas y gravas.
La rigidez de estos suelos aumente con el confinamiento
Fig. VIII.1 Perfil del asentamiento inmediato sobre la superficie de un medio semi-infinito elástico
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Caso 2 Presión de contacto de un cimiento rígido.
Para el caso de la presión que trasmite un cimiento rígido se espera un asentamiento uniforme, por lo
que la presión de contacto entre el cimiento y el medio no podrá ser uniforme.
En la figura VIII.2 se observa que la presión en el medio homogéneo y elástico (arcillas) es mínima en el
centro y máxima en las orillas, puesto que para llegar al asentamiento uniforme éste deberá disminuir en
el centro y aumentar en las orillas. Un análisis análogo para el caso de las arenas y gravas indica que la
presión es máxima bajo el centro del área cargada y mucho menor bajo la periferia
Q
a) Asentamiento de una cimentación rígida
Q
Q
b) Arcillas
c) Gravas y arenas
La rigidez de estos aumenta con el
confinamiento
Fig. VIII.2 Distribución de presiones bajo un cimento de rigidez infinita.
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Cimentaciones compensadas (422).
El principio en que se basan estas cimentaciones es sencillo; se trata de desplantar a una profundidad
tal que el peso de la tierra excavada iguale al peso de la estructura, de manera que el peso de la tierra
excavada iguale al peso de la estructura, de manera que al nivel de desplante el suelo no experimente
un incremento de presión adicional a la originalmente existente.
Este tipo de cimentación exige, por supuesto, que las excavaciones efectuadas no se rellenen
posteriormente, lo que se logra con una losa corrida en toda el área de cimentación o construyendo
cajones huecos en el lugar de cada zapata. El primer tipo de cimentación es usual en edificios
compensados, el segundo en puentes entre otras obras.
Las cimentaciones compensadas han sido particularmente utilizadas para evitar asentamientos en
suelos altamente compresibles, pues teóricamente, los eliminan por no dar al terreno ninguna
sobrecarga.
Sin embargo, como el proceso de carga no es simultáneo con el de descarga, resultado de la
excavación, tienen lugar expansiones en el fondo de ésta, que se traduce en asentamientos cuando, por
efecto de la carga de la estructura, dicho fondo regrese a su posición original. Así, los problemas
principalmente de una cimentación compensada emanan de la excavación necesaria, generalmente
profunda.
Todo lo anterior se refiere a las cimentaciones denominadas de compensación total. En las que el peso
de la estructura es igual al de la tierra excavada. También existe, por supuesto la compensación parcial,
en donde el peso de la estructura, en tanto que el restante se toma con pilotes o descanso sobre el
terreno, si es que la capacidad de carga y la compresibilidad de éste lo permiten.
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Falla de fondo en excavaciones de arcilla.
Cuando se construyen excavaciones para fines de cimentación se plantean una gran cantidad de
problemas prácticos. Una de las fallas más frecuentes y peligrosas en excavaciones abiertas en arcillas
es la falla de fondo.
En este tipo de falla ocurre un asentamiento del terreno vecino, acompañado por el levantamiento
general rápido del fondo de la excavación; lo que sucede es que el material vecino fluye hacia el centro
de la excavación, que se levanta correspondientemente. Este tipo de falla ha sucedido en zanjas para
tubos y drenajes en excavaciones relativamente profundas.
Las excavaciones para cimentaciones se realizan lo suficientemente rápidas como para que sean
despreciables los cambios en presión neutral dentro de la arcilla, por lo que todos los análisis de
estabilidad pueden hacerse con datos provenientes de pruebas triaxiales rápidas.
q
Df
 *Df + q
Superficie de falla
Fig. VIII.6 Mecanismo de falla de fondo en excavaciones en arcilla.
La capacidad de carga de una arcilla, a la profundidad Df está dada, por ejemplo según la fórmula se
Skempton por:
qu = c*Nc + *Df
Si sobre el suelo existe una sobrecarga de magnitud q, el valor de qu, pasa a ser
qu = c*Nc + *Df + q
(Ec. 8-6)
En el segundo miembro de la ec. 8-6 el término c*Nc representa la resistencia del suelo a lo largo del la
superficie de falla, en tanto que el término*Df + q representa el esfuerzo al nivel de desplante debido al
peso del suelo suprayacente y a las sobrecargas que hubiere. En el caso de una excavación, en el
instante de falla de fondo incipiente (fig. VIII.6), la resistencia a lo largo de de la superficie de falla c*Nc
se opone al flujo del material del talud hacia el fondo de la excavación, a donde tiende a moverse por
efecto de la presión*Df + q . Es evidente que, en el instante de falla de fondo incipiente se tendrá:
c*Nc = *Df + q
(Ec. 8-7)
La fórmula 8-7 da la profundidad máxima a que puede llevarse la excavación, sin que falle por fondo. En
realidad será necesario adoptar una preocupación adicional por medio de un factor de seguridad, así
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*Df + q = c*Nc/FS
(Ec. 8-8)
De donde.
FS = c*Nc/(*Df + q)
(Ec. 8-9)
Nc = 6.2 mín. para excavaciones cuadradas.
Nc = 5.14 mín. para excavaciones largas.
Nc: Fig. VII-11 Valores de Nc según Skempton, para suelos puramente cohesivos
La expresión 8-9 permite calcular la seguridad de la excavación contra falla de fondo. En la práctica un
valor de 1.5 para FS parece ser suficiente en todos los casos, pues la aproximación de los cálculos
resulta del orden de ± 20%, cuando se les compara con los resultados obtenidos de fallas reales.
Una observación de interés es que la falla de fondo es independiente de la falla de talud como tal y no
es causada por un mal ademado de los mismos. De hecho en una excavación no ademada la falla de
talud siempre ocurre antes que la de fondo, pues el número de estabilidad de un talud es como mínimo 4
y como máximo 5.3,
Así teóricamente, la falla de fondo sólo puede ocurrir en excavaciones ademadas, en que la falla de los
taludes está restringida; sin embargo, la distorsión que la falla de fondo implica, puede llevar a la
excavación a un colapso más general.
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4.3 Capacidad de carga de cimentaciones sobre talud.
Método de Meyerhof.
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Meyerhof estudia el caso de cimientos poco profundos construidos en taludes, combinando su propia
teoría de capacidad de carga con los estudios referentes a la estabilidad de aquellos.
Se consideran dos casos diferentes para el cimiento.
1. El cimiento está colocado sobre la ladera del talud.
2. El cimiento está sobre la corona del terraplén, pero a distancia tal del borde del talud que éste
deja sentir su influencia.
Desde luego en ambos casos, la amplitud de las zonas plásticas es menor que la que se tiene en un
cimiento situado sobre un terreno horizontal, razón por la cual la capacidad de carga influenciada por el
talud siempre será mejor.
CASO 1
Cimiento alojado en el talud sobre suelos puramente cohesivos Fig. VIII-d.1
qc = c* Ncq + ½  *B* Nq
Ec. 8.d.1 Capacidad de carga del suelo.
Ns = ( H)/c Ec. 8.d.2 Número de estabilidad del talud
Si B<H, use las curvas para Ns = 0
Si B  H, use las curvas para el número Ns de estabilidad calculado
H: altura del talud
Ncq: depende de ángulo de inclinación y de la relación Df/B.
Nq: rige la capacidad de carga de un cimiento continuo colocado en el talud de un material puramente
friccionante. Este factor depende del ángulo de fricción  , de la inclinación del talud, , y otra vez de la
relación D/B. En ambos casos la línea llena se refiere al valor Df/B=0 y la punteada a Df/B=1
Ns=5.53, se tiene un estado crítico en el talud; congruente con la capacidad de carga del cimiento
en tal caso es nula (Ncq=0). Analogamente si Ns=0, y =0 se tiene una superficie horizontal y el
factor Ncq resulta igual a 5.2, valor que coincide con el que, como se dijo resulta en la teoría de Prandtl
Para
para un cimiento común largo en material cohesivo. En las gráficas se observa que para cierto valor de
Ns, la capacidad de carga disminuye con el ángulo del talud,  y al crecer
el valor de
Ns por aumentar
la altura del talud, la capacidad de carga disminuye rápidamente.
Cimiento alojado en el talud sobre suelos puramente friccionantes Fig. VIII-d.2
En taludes de suelo puramente friccionante el factor
sentido evidente y disminuye también cuando
,
Nq:
disminuye al disminuir
,
lo cual es de
crece, observando que aun para el caso
desplantado el cimiento en un talud cuya inclinación sea crítica (
capacidad de carga.
=0
D/B=0,
), el sistema conserva una
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CASO 2.
Cimiento alojado en la corona de un talud Fig. VIII-d.2
Para un suelo puramente cohesivo cimientos largos.
Ncq
Ns, de su inclinación, , de la relación Df/B=0,
b, expresada por la relación b/B o b/H. Las líneas llenas
El valor de Ncq depende del número de estabilidad,
y de la distancia al borde del talud,
punteadas tienen el mismo sentido ya visto.
y
Para un suelo puramente friccionante cimientos largos. Nq
El factor
Nq
que rige la capacidad de cimientos sobre taludes friccionantes, depende del ángulo de
fricción , del ángulo del talud , de la relación Df/B y del la relación b/B.
Puede observarse en ambos casos que existe un valor de la distancia b tal que para valores mayores la
capacidad de carga del cimiento ya no se ve influida por la presencia del talud. Este valor, de gran
importancia práctica, oscila entre 2 y 6 veces el ancho del cimiento y depende de la relación
Df/B y del
ángulo  de fricción interna.
Comentarios finales.
Nótese que al colocar un cimiento en un talud, sea cual sea su posición (Talud o Corona), la estabilidad
de éste probablemente cambia, por lo que siempre deberá verificarse por los métodos usuales que el
talud sigue siendo estable, considerando la sobrecarga que el cimiento representa.
También debe insistirse que las soluciones antes descritas valen sólo para taludes en suelos puramente
cohesivos o puramente friccionantes según el caso. Así la formula 8-d.1 deberá aplicarse siempre
desglosada: el primer término del segundo miembro para suelos cohesivos y el segundo para
friccionantes.
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Q
b
.
h
. Df
c
f
E
45- /2
ro
r

.
a
. 45+ /2
d
.
B
Fig. VIII.d.2 Cimiento en la corona de un talud
Q
g
. Df
.
E
f
45- /2
r
ro
a
. 45+ /2
d
.
B
Fig. VIII.d.1 Cimiento en ladera de un talud
Fuente: Juárez Badillo, Rico Rodrígez, Mecánica de
suelos tomo 2, Noriega-Limusa, México, 2a Ed. 2001
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8
- - - - - Df/B=1
Ns=0
 =0°
7
400
15°


6 30° 45° 60°
__ _ _ _
300
Ns=0
Df/B=1
0°
5
40°
N q
Ncq
0°
200
20°
________
40°
100 0°
25
40°
0°
Ns=2
0° 30°
3
60°
90°
2
30°
30°
40°
1
Ns=4
0°
30°
60°
1
30°
0
90°
30°
20°
10
5
1
60°
4
Df/B=0
0°
50
90°_____ Df/B=0
90°
2
3
4
b/B
a) N  q for granular soils
 0 y c=0
5
6
0
0
1
2
b/B for Ns=0;
3
4
5
b/H for Ns>0
b) Ncq for cohesive soils
 =0 y c0
Figura 4.14 Meyerhof bearing capacity factor N  q, Ncq
for foundation on Top a Slope.
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8
600
__ _ _ _
 ' Ángulo efectivo de fricción interna
500
6
300
__ _ _ _
Ns= H/c
0
Df/B=1
200
Ncq
N q
400
Df/B=1
4
0
1
100
2
45°
50
25
3
2
40°
30°
10
5
_________ Df/B=0
1
0°
10°
20°

4
_________ Df/B=0
30°
30°
(Deg.)
40° 45°
40°
a) N  q for granular soils
 0 y c=0
60°
0
0°
30°
5
5.53
40°
60°
(Deg.)

80°
b) Ncq for cohesive soils
 =0 y c0
Figura 4.18 Meyerhof bearing capacity factor N  q, Ncq
for foundation on a Slope.
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3.16 Consideraciones finales cimentaciones sobre el talud o la corona
1. La cohesión predomina en un suelo cohesivo.
2. El factor q =
Df
puede ser tomado como sobrecarga efectiva, esfuerzo efectivo o presión
intergranular, en el caso de un nivel freático cercano, los métodos propuestos son una simplificación de
esta consideración.
3. El término de profundidad (qNq) predomina en suelos menos cohesivos.
Únicamente una profundidad de desplante pequeña (Df) incrementa la capacidad de carga última
sustancialmente.
4. El término del ancho de la base 0.5BN provee un incremento en la capacidad de carga tanto para
suelos cohesivos como para suelos no cohesivos. En casos conde B < 3 a 4 metros este término puede
ser despreciado con un pequeño margen de error.
5. Una cimentación no se colocará en una superficie de terreno no cohesivo.
6. La ecuación de Terzaghi es de fácil manejo, particularmente para bases con una carga vertical y Df/B
≤ 1, también puede utilizarse para cimentaciones profundas pero ajustando los factores N (factores de
capacidad de carga).
7. Vesic recomendó que los factores de profundidad no sean utilizados para cimentaciones superficiales
(Df/B ≤ 1) debido a la incerteza en la sobrecarga. Sin embargo dio los valores mostrados en su ecuación
a pesar de la recomendación.
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3.15.1 Ejemplo 10
Determine la capacidad de carga del siguiente suelo, por medio de los datos obtenidos en el ensayo de
Problema 10
triaxial (ver figura 52). Descripción del suelo: limo arenoso color café (M1)
1.55
1.00
1.25
B
2.45
36°
Limo Arenoso color café.
= 1.77 Ton/m³

tr = 32.27°
Cu = 7.3 Ton/m²
FS = 3
Solución.
Caso 2. Cimiento alojado en la corona del talud.
Evaluación del Ns, como B < H. el número de estabilidad Ns
por lo que se determinan las siguientes relaciones:
= 0,
Df/B = (1m/1.25m)=0.80
b/B = (1.55m/1.25m) = 1.24
Teniendo Df/B =
0.8, los valores de los factores Ni se encuentran en el rango de;
Df/B = 0 (líneas continuas) y.
Df/B = 1 (líneas discontinuas),
pueden tomarse los valores de Ncq y Nq
para
Df/B = 0
o realizarse una interpolación lineal de la
siguiente forma:
Evaluación de
Para Df/B
Nq __________________________________________________________
= 0 (líneas continuas, gráfico 4.14 a):
Las curvas para determinar los factores están dadas para valores de
también puede realizarse interpolación lineal:
Del gráfico 4.14 a), con:
b/B=1.24, para = 30º, β = 36º,
b/B=1.24, para  = 40º, β = 36º,
 =30º y  = 40º así que
⇒ Nq ≅ 9
⇒ Nq ≅ 44
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Para  = 32.27º:
(44-9)/ (40º - 30º) = (Nq – 9) / (32.27º - 30º)  Nq = 16.95, (Df/B = 0)
==========================================================================
Para Df/B
= 1 (líneas discontinuas, gráfico 4.14 a):
Del gráfico 4.14 a), con:
b/B=1.24, para = 30º, β = 36º ⇒ Nq ≅ 26
b/B=1.24, para  = 40º, β = 36º ⇒ Nq ≅ 110
Para  = 32.27º:
(110-26)/ (40º - 30º) = (Nq – 26) / (32.27º - 30º)  Nq
= 45.07, (Df/B = 1)
Determinar entonces el valor de Nq para (Df/B = 1)
(44.07 – 16.95)/ (1 - 0) = (Nq – 16.95) / (0.8 - 0)  Nq
= 39.45 valor de diseño
Ncq (gráfico 4.14 b):____________________________________________
Para el número de estabilidad Ns = 0 y Df/B = 0 (líneas continuas).
Evaluación de
b/B= 1.24
β = 36º ⇒ Ncq ≅ 5, (Df/B = 0)
Para el número de estabilidad Ns = 0 y Df/B
b/B= 1.24
β = 36º ⇒ Ncq ≅ 6.4, (Df/B = 1)
= 1 (líneas discontinuas).
Determinar el factor Ncq para Df/B = 0.8:
(6.4 – 5)/ (1 - 0) = (Ncq – 5) / (0.8 - 0)  Ncq
= 6.12 valor de diseño.
Determinar la capacidad de carga última:_______________________________________________
qu = cNcq + ½BNq
(Ec. 3.81)
qu = 7.3 (Ton/m2) *6.12 + 0.5*1.77 (Ton/m3)*1.25 (m)*39.45 = 88.32 Ton/m2.
Si se aplica un factor de seguridad de 3:
qadm = 88.32/3 = 29.44 ton/m2
Respuesta:
qu = 88.32 ton/m2
qadm = 29.44 ton/m2
Pág.| 20

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Ejemplo 3.10
Para las condiciones que se muestran en la siguiente figura. Determine la capacidad de carga total
admisible para la cimentación indicada.
0.80
1.20
6.20
30°
1.20
B
Arcilla
= 17.5 KN/m³

 = 0°
B
C = 50.0 KN/m²
FS = 4
2B
Solución:
Como B<H, supondremos el número de estabilidad Ns=0. De la ecuación (3.38)
qu = c*Ncq
si Df/B = 1.2/1.2=1
b/B=0.8/1.2=0.75
del gráfico 4.14 b), para =30°, Df/B = 1 (línea punteada) y b/B = 0.75, Ncq
= 6.3. Por consiguiente,
qu = (50)(6.3) = 315 kN/m2.
qadm= qu /FS = 315/4 = 78.8 KN/m2.
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Problema 1 Cimentaciones profundas.
Calcule la capacidad de carga última qu y la admisible q adm con un FS=3, de un cajón de longitud
infinita, de 2 m de ancho, desplantado a 1 m de profundidad, en todos los casos siguientes.
CASO 1. y CASO 2.
a) En base al esfuerzo cortante máximo calculado con la teoría de la elasticidad.
b) Con la teoría de Terzaghi.
c) Con la teoría de Skempton.
d) Con la teoría de Meyerhof.
CASO 3.
a) Con la teoría de Terzaghi.
b) Con la teoría de Meyerhof.
1.00
Cajón
2mxm
2.00
1.00
Cajón
2mxm
2.00
1.00
Cajón
2mxm
2.00
CASO 1.
Arcilla blanda
qu = 4 Ton/m².
m = 1.70 Ton/m³.
CASO 2.
Arcilla firme
qu = 20 Ton/m².
m = 1.80 Ton/m³.
CASO 3.
Arena y grava seca
d = 1.60 Ton/m³.

 = 32°
 = 36°
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CASO 4.
En arcilla estratificada.
CASO 5.
En arcilla estratificada.
1.00
Cajón
2mxm
2.00
2.00
CASO 4.
Arcilla 1
c1 = 0.50 Kg/cm².
m = 1.80 Ton/m³.
CASO 4.
Arcilla 2
c2 = 1.00 Kg/cm².
.
m = 1.80 Ton/m³.
1.00
Cajón
2mxm
2.00
2.00
.
CASO 5.
Arcilla 1
c1 = 1.00 Kg/cm².
m = 1.80 Ton/m³.
CASO 5.
Arcilla 2
c2 = 0.50 Kg/cm².
m = 1.80 Ton/m³.
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CASO 6.
En arena y arcilla, con el nivel freático coincidiendo con la profundidad de desplante del cimiento y
considerando seco el material sobre dicho nivel..
1.00
Cajón
2mxm
2.00
CASO 6.
Arena y grava seca
d = 1.60 Ton/m³.

 = 36°
N.A.F.
CASO 6.
Arena y grava seca
Sat = 2.00 Ton/m³.

 = 36°
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