UNIVERSITAT POLITÈCNICA DE CATALUNYAEscola Tècnica Superior d’Enginyers de Camins, Canals i Ports

Mecànica del Sòl

Tema 6 Introducció al comportament

mecànic del sòl no saturat

Tema 6: Índex

• Problemes geotècnics associats als sòls no saturats– Sòls naturals– Sòls “artificials”

• Assaigs de compactació Proctor• Compactació i microstructura• Mapes de deformació volumètrica• Tensions efectives – Espais de tensions• Influència de la succió i la microstructura sobre

la deformació volumètrica• Estructures fonamentades sobre rebliments• Efecte de la pluja sobre terraplens de carretera

6.1

Problemes geotècnics associats als sòls no saturats

Sòls naturals

ALTA POROSIDAD (Tropicales, residuales, suelos aluviales)

COLAPSO: Asiento al humedecer bajo carga

ESTABILIDAD DE TALUDES

ALTA PLASTICIDAD

HINCHAMIENTO Y RETRACCIÓN

CLIMAS SEMIÁRIDOS Y ÁRIDOS. FUERTES VARIACIONES DE SUCCIÓN (incluyendo árboles, vegetación)

(Movimientos horizontales y verticales)

EDIFICIO DE VIVIENDAS EN TARRAGONA

ESTABILIDAD DE TALUDES (fluencia)

PRESIONES SOBRE MUROS

SUELOS CEMENTADOS

COLAPSO POR HUMEDECIMIENTO BAJO CARGA

( y no saturados) LOESS LIMOS YESIFEROS SUELOS RESIDUALES /

TROPICALES

Aspecto de limos naturales colapsables de baja densidad en el canal Algerri-Balaguer, provincia de Lleida

Colapso del terreno en el trasdós del cajero del

canal

Sòls “artificials”

RELLENOS DE ALTA POROSIDAD

TERRAPLENES COMPACTADOS (carreteras y presas)

COLAPSO al humedecer bajo carga

COLAPSO si baja compactación, lado seco

HINCHAMIENTO si alta compactación, lado seco

EMBANKMENT 40 m HIGHMadrid-Sevilla High Speed Train. Schist and slate rockfill

(Soriano & Sánchez, 1999)

ESCOLLERAS

COLAPSO al humedecerse

CALANDA dam. Teruel. Spain

COLAPSO DE LA PRESA DE MARTÍN GONZALO

OTROS PROBLEMAS GEOTÉCNICOS

Túneles en roca expansiva Coberturas de residuos

LEVANTAMIENTO DELA SOLERA. TÚNEL DE LILLA

OTROS PROBLEMAS GEOTÉCNICOS

Cimentaciones

ASCÓ NUCLEAR POWER STATION

OTROS PROBLEMAS GEOTÉCNICOS

Almacenamiento de residuos nucleares

de alta actividad

OTROS PROBLEMAS GEOTÉCNICOS

Pavimentos

Canales Pilotajes

6.2

Assaigs de compactació Proctor

En la práctica convencional, la compactación de un suelo queda

definida por la pareja de valores (d , w) que se pueden representar en

el denominado “plano de compactación”

SE CUMPLE :

Y

d s

r w s

/ 1 e

w S e /

wd

s

sr

1

ws

CURVAS Sr = CONSTANTE EN EL

PLANO DE COMPACTACIÓN

CURVAS CLÁSICAS DE COMPAC-

TACIÓN

ENSAYOS CLÁSICOS PROCTOR (por golpeo repetido)

ENERGÍA PROCTOR NORMAL (PN) : 596 kJ/m3

ENERGÍA PROCTOR MODIFICADO (PM) : 2672 kJ/m3

PN : 2.5kg ; h = 300 mm ; 3 capas ; 25 golpes/capa

PM : 4.5kg ; h = 450 mm ; 5 capas ; 25 golpes/capa

¡ALTA!

ENSAYOS CLÁSICOS PROCTOR (por golpeo repetido)

EJEMPLO: tomado de Head “Manual of Laboratory Testing, 1980)

Arena limosa grue-sa bien graduada

Grava + arena + li-mo + arcilla

Arcilla arenosa

Arena fina uniforme

Arcilla plástica

1

2

3

4

5

VOLUMEN DE AIRE EN LOS POROS

ES UNA MEDIDA ALTERNATIVA DE LA SATURACIÓN. SE DEFINE:

totalVolumen

airedeVolumenVa

SE CUMPLE:

sd

ar

rs

da

ra

/1

V1S

S11V

e1

S1eV

Sr = 1

COMPACTION OPTIMUM CORRESPONDS, APPROXIMATELY, TO 5% AIR VOIDS

Curvas de compactación en el plano (d, w).

La mayor parte de la investigación sobre suelos no saturados se ha efectuado sobre muestras compactadas estáticamente para conseguir condiciones de homogeneidad

También en suelos compactados estáticamente se encuentra un óptimo de compactación

(Ver curvas de compactación estática de una arcilla de alta plasticidad: arcilla de Boom, Bélgica)

SUCCIÓN Y COMPACTACIÓN

La medida de succión en muestras compactadas permite dibujar curvas de igual succión.

Son subparalelas a las curvas Sr constante pero, en el lado seco, la succión está esencialmente controlada por la humedad

Compactación estática de arcilla de

Boom. Datos de UPC

BARCELONA RED SILTY CLAY. UPC DATA

Relación entre contenido de humedad y succión para cinco mezclas de

suelo (Marinho y Chandler, 1993).

Succión medida en el óptimo de compactación en función del índice de plasticidad, según datos de a) Acar y

Nyeretse (1992); b) Marinho y Chandler (1993).

6.3

Compactació i microstructura

Las ideas iniciales de Lambe (1958) (ver figura adjunta):

LADO SECO : Estructura “floculada”

LADO HÚMEDO : Estructura “dispersa

han permanecido en los textos. Sin embargo, el microscopio electrónico permitió una descripción más precisa de la microestructura, así como la determinación de porosimetrías:

LADO SECO : Agregados de partículas de arcilla estructura “granu-

lar”: varios tamaños de poros dominantes

LADO HÚMEDO : Estructura homogeneizada Un tamaño de poro dominante

(ver porosimetría y fotografías M.E. de limo de Jossigny, P. Delage)

CONSECUENCIAS:

LADO SECO : Estructuras abiertas, más propensas al colapso Estructuras de tamaño de poro uniforme y reducido, menos propensas al colapso

(Lambe, 1958)

LIMO DE JOSSIGNY. CURVA DE COMPACTACIÓN

JOSSIGNY SILTCOMPACTED WET OF OPTIMUM (Delage et al., 1996)

JOSSIGNY SILTCOMPACTED DRY OF OPTIMUM (Delage et al., 1996)

LIMO DE JOSSIGNY. POROSIMETRÍA

LIMO DE JOSSIGNY. POROSIMETRÍA

MICROPOROSITY. MERCURY INTRUSION DATA. COMPACTED BOOM CLAY (Romero, 1998)

Microfotografía de arcilla limosa de Barcelona compactado del lado

seco.

Microfotografía de arcilla limosa de Barcelona compactado del

lado húmedo.

0

0,03

0,06

0,09

0,12

0,15

1,E+00 1,E+01 1,E+02 1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06

Pore size (nm)

Lo

g. d

if. I

ntr

. (m

L/g

)

Serie DD

Serie WW

Porosimetrías de muestras compactadas del lado seco (DD) y húmedo (WW) de la arcilla limosa de Barcelona

6.4

Mapes de deformació volumètrica

SE HAN REUNIDO EN FIGURAS ADJUNTAS “MAPAS” DE DEFORMACIÓN

VOLUMÉTRICA, DIBUJADOS EN EL PLANO DE COMPACTACIÓN (d , w),

PARA DIFERENTES MATERIALES:

Cox (1978) : Marga del Keuper de baja plasticidad

Escario (1987) : Arcilla Miocena

Lawton et al. (1989) : Arena arcillosa

Limo arcilloso de baja plasticidad de la Ciudad de Barcelona (3 mapas bajo tensiones verticales de 0.1, 0.3 y 0.6 MPa)

(WL = 30.5% ; IP = 11.8% ; A = 0.5)

LA INFLUENCIA DE LA TENSIÓN DE CONFINAMIENTO SE INDICA EN LA FIGURA SIGUIENTE:

Cox, 1978

LOW PLASTICITY KEUPER MARL

MIOCENE CLAY (vertical stress = 0.4 kg/cm2) (Escario, 1987)

LAWTON, FRAGASZY & HARDCASTLE (1989, 1991)

TESTS ON COMPACTED SAMPLES OF SLIGHTLY EXPANSIVE CLAYEY

SAND (wL = 34 , Pl = 15 , A = 1)

Lawton et al. (1989): Data on collapse/swelling strains under oedometric conditions

Lawton et al. (1991): Data on the effect of stress ratio on collapse under triaxial conditions

MOISTURE DRY DENSITY RELA-TIONSHIPS GIVEN BY LAWTON ET AL (1989).

ALSO INDICATED ARE THE INITIAL CONDITIONS OF SAMPLES TESTED

COMPACTED CLAY SAND (SC) (Vertical stress = 0.4 MPa)

Lawton et al (1989).

BARCELONA SILTVOLUME CHANGE OF SATURATION (%)

BARCELONA SILTVOLUME CHANGE OF SATURATION (%)

BARCELONA SILTVOLUME CHANGE ON SATURATION (%)

Variación de las densidades secas correspondientes a la transición entre comportamiento expansivo y colapso con la tensión vertical aplicada (Suriol y

otros , 2002)

TODOS LOS GRÁFICOS SON SIMILARES:

Todos los suelos (con algún contenido en arcilla) tienden a expandir o colapsar en función de su densidad seca (o índice de poros)

Alta densidad ExpansivoBaja densidad Colapso

Para que se produzca el cambio volumétrico al saturar es necesario que exista una succión inicial significativa (humedades bajas – infe-riores al óptimo). Si se da esta condición, la expansión o colapso final sólo depende de la humedad (o succión) inicial.

Los cambios volumétricos cuando w > wopt de compactación son pequeños porque la succión inicial es baja.

Se puede identificar una d “crítica” para la que no existen cambios volumétricos. Pero su valor cambia con la tensión de confinamiento (ver los 3 “mapas” del limo arcilloso de Barcelona):

d crítico = 1.80 g/cm3 si v = 0.1 MPa

d crítico = 1.85 g/cm3 si v = 0.6 MPa

6.5

Tensions efectivesEspais de tensions

SUELO SECO (Tensión total)

SUELO SATURADO (Tensión efectiva)

COMPACTED BOOM CLAY (CH). Ensayos edométricos con succión controlada

(Romero, 1997)

ECUACIÓN AUTOR PARÁMETROS

Croney, Coleman y Black (1958)

Bishop (1959)

Lambe (1960) Definición en texto

Aitchinson (1961) parámetro del suelo entre 0 y 1

P” = deficiencia presión agua = Pa - Pw

Jennings (1961)

Richards (1966)hs = succión osmótica

hm = succión estructural

Sparks (1963)

TENSIONES EFECTIVAS EN SUELOS NO SATURADOS (Fredlund y Morgenstern, 1977)

wP

waa PPP

cwaon A,A,Af

R AA A P A P

A

c a a w w

t

"P

"P

sas

mama

hP

hPP

a1PPP awa

c

on

wawon

Afa

PP,A,Tf

ron

sm Sf,

con Af

ron Sf

TENSIÓN EFECTIVA

Saturado : No saturado (Bishop, 1959) :p w p p p a w a

Pero estas tensiones efectivas no explican el fenómeno de colapso:

Alternativa: dos tensiones efectivas independientes. De esta manera, los fenómenos de hinchamiento y colapso pueden representarse en un espacio (e, -pa, pa-pw)

TENSIONES EFECTIVAS

DEFORMACIÓN PLANA

p p p 0 0

3D p y 0 p p 0

p 0 0 p p

1D p y p p

p

2D p y p p

x a xy xz a w

xy y a yz a w

xz yz z a a w

a a w

x a

y a a w

xy

TENSIÓN NETA SUCCIÓN (Esférica)

SUELO NO SATURADO (Tensión neta; Succión)

ESPACIOS DE TENSIONES. SUELOS NO SATURADOS

ISOTRÓPICOS

: Humedecimiento a tensión constante

: Carga en suelo saturado

: Secado a tensión constante

: Carga a succión constante

: Trayectoria seguida en un ensayo de presión de hinchamiento

ESPACIOS DE TENSIONES. SUELOS NO SATURADOS

TRIAXIAL

OA : Carga isotrópica – Suelo saturadoAB : Secado a tensión media constanteBC : Aplicación de un desviador a succión y tensión media constante

a a w

a a w

e b log p c log p p

d log p log p p

Superficie de Estado

(Lloret y Alonso, 1988)

6.6

Influència de la succió i la microstructura sobre la deformació volumètrica

SUCCIÓN : Controla el desarrollo del colapso (o el hinchamiento) amedida que se reduce (humedecimiento)

Ver Figura adjunta obtenida en un edómetro con control de succión (Arcilla compactada de Boom; Romero, 1997)

MICROESTRUCTURA : Es difícil aislar su influencia porque:

a) El el “lado seco” la estructura es abierta PERO TAMBIÉNexiste una succión alta. Por tanto no se puede inferir “apriori” que a microestructuras abiertas, bimodales, típi-cas del lado seco le corresponden colapsos elevados (ohinchamientos)

b) En el “lado húmedo” la estructura es unimodal (“disper-sa” en propuesta de Lambe) PERO TAMBIÉN existe unasucción baja. Por tanto no se puede inferir “ a priori”que a las estructuras unimodales/dispersas del lado hú-medo le corresponde una escasa deformación volumé-trica

SON NECESARIOS ENSAYOS AD HOC, QUE SE PRESENTAN EN LAS FIGURAS SIGUIENTES

LOW PLASTICITY CLAY (Barcelona). WETTING-TESTING PATHS: DD, WD, DW, WW, DWD

Idea: Compactar en un determinado estado (seco – D - o húmedo – W – y modificar a continuación la humedad de la muestra para convertirla en “húmeda” o “seca” y poder así compararla con muestras directamente compactadas como “húmedas” o “secas”

Porosimetría del limo arcilloso de Barcelona, compactado en las posiciones W y D

EQUIPO EDOMÉTRICO CON CONTROL DE SUCCIÓN UTILIZADO EN ESTA INVESTIGACIÓN

SUCTION CONTROL LOADING-WETTING

Suction dry = 1.0 MPa Suction wet = 0.1 MPaPATHS: DW, WW

SUCTION CONTROL LOADING-WETTING

PATHS: DD, WD, DWD

Propuesta de criterio de compactación. a) Suelos de plasticidad media y baja o suelos bajo tensiones de confinamiento elevadas. b) Suelos de plasticidad alta o

suelos bajo tensiones de confinamiento medias y bajas.

CONCLUSIONES

El valor de la succión inicial es el principal factor para explicar el cambio volumétrico posterior al saturar. Muestras compactadas del lado húmedo pueden colapsar (o hinchar) si experimentan un proceso de secado tras la compactación

No es fácil dar reglas de validez general para compactar un suelo a partir de los índices (d , w) únicamente

(Por las razones anteriores)En primera aproximación:

Proctor Modificado: conduce a densidades muy altas ries-go de hinchamiento

Proctor Normal: Insuficiente densidad en ocasiones para evitar colapsos

Las microestructuras del lado húmedo son menos propensas a cambios volumétricos que las obtenidas por el lado seco. Pero es-te factor es secundario frente a otros (densidad inicial y succión inicial)

6.7

Estructures fonamentades sobre rebliments

LA MINA DE DAROCA.

Construída en tiempos de Felipe II

para evitar las inundaciones

periódicas de la villa de Daroca, Teruel

6.8

Efecte de la pluja sobre terraplens de carretera

020406080

100120140

1-Sep

11-Sep

21-Sep

1-Oct

11-Oct

21-Oct

31-Oct

Inte

nsid

ad d

e llu

via

(mm

/día

)

Septiembre Octubre

Lluvia acumulada en 38 días: 374 l/m2

Máxima lluvia en un día: 123 l/m2

. Rainfall induced deformations of road embankments.

(Eix transversal, Catalunya)

Rainfall distribution

BRIDGE ABUTMENT

Erosion of slopes

Gaps opened between transition slab and fill

Collapse of earth fill

Shallow slides

ROAD EMBANKMENT (Lérida-Gerona, Cataluña)

CARACTERÍSTICAS:

Suelo residual de granito wL = 30-40%

IP = 10-16%

Proctor Normal (Proyecto) d opt = 1.75 Mg/m3

wopt = 14.7%

Control de campo (sonda nuclear) d opt = 1.85 Mg/m3

(1.76-1.99 Mg/m3)

wopt = 9.4%

(6.5-12.4%)

Muestras tomadas en sondeos tras fuertes lluvias

d opt = 1.76 Mg/m3

(1.67-1.95 g/cm3)

wopt = 13.2%

(8-17.8%)

Propiedades del terreno

0

10

20

30

10 20 30 40 50

Límite Líquido

Indi

ce d

e P

last

icid

ad

Muestras ensayadas

Valor promedio

CL

MLCL-ML

1.5

1.7

1.9

2.1

5 10 15 20 25Humedad (%)

Den

sida

d se

ca (

g/cm

3 )

Promedio construcciónMedidas construcciónOptimo Proctor Normal

Sr=0.6Sr=0.8

Sr= 1.0

< 74 m 45%Suelo residual de granito

Alonso et al. (1999)

Ensayos de inundación bajo carga

0 .0 1 0 .1 1T e n sió n e fe c tiv a v e rtic a l,

(v - u w ) M P a

0 .4 0

0 .5 0

0 .6 0

0 .7 0

Indi

ce d

e po

ros,

e

w f= 1 9 .8 %

w n= 1 5 .7 %

S atu rac ió n

n = 1 .8 9 g /c m 3

e o= 0 .6 8 1 ; S r o= 6 3 .2 %

.

Grados de saturación tras periodo de lluvias

0

2

4

6

40 50 60 70 80 90 100Grado de saturación (%)

Pro

fund

idad

(m

)

Coronación talud Eje de la calzada

Valor medio inicial

Alonso et al. (1999)

Ensayos de inundación bajo carga:Colapso remanente

-2

0

2

4

0 0.05 0.1 0.15Tensión vertical (MPa)

Def

orm

ació

n de

col

apso

(%

) = 1.7 g/cm =1.9 g/cm3

d3

d

Alonso et al. (1999)

TODAS LAS MUESTRAS CUMPLIERON EL CRITERIO d >

95% d OPT PN Y SIN EMBARGO LOS TERRAPLENES

COLAPSARON (deformaciones horizontales y verticales)

SE MIDIERON CORRIMIENTOS DE MÁS DE 30 cm EN TERRAPLENES DE 6-7 m DE ALTURA

Evitar humedades del lado seco

Modelación numérica de la evolución de la deformación

0 2 4 6 8 1 0 1 2 1 4x (m )

0

2

4

6

8

y (m

)

L L U V IA

P.

.

.

.

.

uw=0

Flujo de agua

0 .0 0

0 .0 1

0 .1 0

1 .0 0

Succ

ión

mat

rici

al, (

u a-uw

) M

Pa

(v - u a)= 0 .0 7 M P a

7 6 8 0 8 4 8 8 9 2 9 6 1 0 0G r a d o d e s a t u r a c i ó n , S r ( % )

.

.

.

.

kw(Sr)=Kws((Sr-0.25)/0.75)3

Sr (ua-uw)

Deformación

v= f ((ua-uw),(-ua))

Alonso et al. (1999)

Modelación numérica de la evolución de la infiltración

kws= 5· 10-9 m/s

0 5 1 0 1 5x (m )

0

2

4

6

y (m

)

Sr (t=92 días)

-0.6

-0.4

-0.2

0.0

0.1 1.0 10.0 100.0

Tiempo (días)

Pre

sión

del

agu

a (M

Pa)

Prof.=1m

P

P

Alonso et al. (1999)

Modelación numérica de la evolución de la deformación

1 E -5 1 E -4 1 E -3 1 E -2 0 .1

T · K / H

0 .0

0 .2

0 .4

0 .6

0 .8

1 .0

Asi

ento

/ as

ient

o fi

nal

w s

1

2

3

t

t

t

.

Asiento remanente

0 2 4 6 8 1 0 1 2 1 4 1 6x (m )

0

2

4

6

8

y(m

)

t1t2

t3

ttt

1

32

D e sp la z a m ie n to s (1 0 c m )

.

.

kws= 5· 10-9 m/s

H= 7 mt1= 21 días

Alonso et al. (1999)

RESISTENCIA AL ESFUERZO CORTANTE DE SUELOS NO

SATURADOS

banf tans'tanp'c

(Fredlund et al., 1978)

Direct shear tests under controled suction for Madrid clayey sand (“Arena de miga”)

Shear strength versus normal stress for different values of the

suction

Shear strength versus suction for different values of the normal

stress

Escario & Saez, 1986

Results of shear box tests on three different soils under high suctions

Escario & Jucá, 1989

bwaanf tanpp'tanp'c

Cerca de saturación: f n wc ' p tan '

Y, (df/ds) = (df /d’) btan tan '=

Condiciones de consistencia cerca de saturación

CONCLUSIONES

La comprensión de los fenómenos de resistencia de suelos no satu- rados requiere realizar ensayos con succión controlada

La resistencia de un suelo no saturado puede expresarse como:

La superficie envolvente de rotura no es plana

Los efectos de succión son más fuertes cerca de la saturación (’) y pueden estabilizarse (o reducirse) a altas succiones

La dependencia del ángulo de fricción respecto a la succión es muy variable

s,pf anf

Estabilidad de los taludes. (Eix Transversal de Catalunya, Girona): Efecto de la succión en la resistencia del suelo

0 .0 0 0 .0 5 0 .1 0 0 .1 5 0 .2 0 0 .2 5

T e n s ió n v e rtic a l n e ta , (v - u a) M P a

0 .0 0

0 .0 5

0 .1 0

0 .1 5

0 .2 0

0 .2 5

0 .3 0

Ten

sión

de

cort

e,

(MPa

)

0 .0 0

0 .0 5

0 .1 0

0 .1 5

0 .2 0

0 .2 5

0 .3 0

0 .0 0 0 .1 0 0 .2 0 0 .3 0 0 .4 0 0 .5 0

S u cc ió n , (u a - u w ) M P a

' = 2 9 .0 º(u a-u w

) = 0 .4 0 M P a

w n= 1 5 .7 %

(u a-u w)= 0 (w f 2 1 .6 % )

'= 2 1 .0 º

( u a - u w )= 0 .0 5 M P a

w f 2 1 .6 %

b '(S r> 0 .9 5 )

b= 1 4 .1 º

(v - u a) :0 .2 0 M P a

0 .0 7 M P a

w n = 1 5 .7 %

.

.f = c’+ (ua-uw) tan b + (-ua) tan ’= cap+ (-ua) tan ’

Alonso et al. (1999)

Estabilidad de los taludes: Efecto de la succión en la resistencia del suelo

f = c’+ (ua-uw) tan b + (-ua) tan ’= cap+ (-ua) tan ’

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25

x (m)

cap= 10 kPa)

FS min=1.818

cap= 10 kPa

F.S. min. 1.82

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20 25

x (m)

y (m

)

cap= 0

F.S. Min0.82

Alonso et al. (1999)

Conclusiones (terraplenes en Girona):

•Un periodo de fuertes lluvias puede inducir daños de diversa índole: erosión, descalces, asientos y deslizamientos superficiales.

•Humedades de compactación por debajo de la humedad óptima con densidades secas del orden del Proctor Normal conducen, al aumentar la humedad del suelo, a deformaciones de colapso que se traducen en asientos importantes (del orden de 20-30 cm en el caso estudiado). Los asientos futuros se pueden estimar mediante ensayos de inundación bajo carga.

Conclusiones:

•Un análisis numérico que acople el flujo no saturado y la deformación por cambios de tensión y succión, puede modelar la evolución de los asientos.

•Con la permeabilidad obtenida en laboratorio, los tiempos de infiltración necesarios para saturar el terraplén son muy altos. Los asientos debidos a futuros aumentos de saturación son pequeños.

• La cohesión aparente aumenta rápidamente con la succión. En el interior del terraplén la cohesión aparente impide la existencia de roturas profundas.

WETTING UNDER LOAD TESTS