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2 8 A L 3 0 D E N O V I E M B R E D E 2 0 0 7 - V A L P A R A I S O

O R G A N I Z A N

S O C H I G E

ENSAYOS IN SITU EN ARENAS

Edgar Giovanny Diaz S. MSc., U. Nacional de Colombia, Candidato a Doctor P. Universidad Catlica de Chile

[email protected]

Fernando Rodrguez-Roa Profesor de Ingeniera Geotcnica, Pontificia Universidad Catlica de Chile

[email protected]

RESUMEN

Se presenta el estado actual del conocimiento en relacin a la interpretacin de los ensayos SPT y CPT en arenas. Las correlaciones empricas aqu presentadas fueron obtenidas para suelos granulares particulares, y en condiciones especficas. En consecuencia, su uso e interpretacin debiera hacerse con precaucin.

1. INTRODUCCIN. Debido a la dificultad para extraer muestras no perturbadas de arenas, tradicionalmente se ha recurrido a la ejecucin de ensayos in situ para la estimacin de sus propiedades geotcnicas. Entre los ensayos usados para la exploracin geotcnica de estratos profundos de arenas cabe mencionar el SPT (Standard Penetration Test), el CPT (Cone Penetration Test), el PMT (Pressuremeter Test), y el DMT (Dilatometer Test). Sin embargo, a la fecha son los ensayos SPT y CPT los que cuentan con una mayor base experimental. Ello ha permitido desarrollar diversas correlaciones empricas para estimar los parmetros de resistencia al corte y deformacin de una arena. De ah que el objetivo del presente trabajo se ha centrado en el anlisis de estos dos ensayos. La normalizacin de sus mediciones no ha estado exenta de controversias a nivel mundial. En efecto, en la literatura tcnica diversos autores han propuesto diferentes factores correctores a objeto de poder interpretar adecuadamente estos ensayos. Esto debido no slo a la necesidad de considerar el incremento de rigidez con la profundidad que presentan las arenas, sino tambin para incorporar la influencia de los diferentes elementos y/o tcnicas usadas en la ejecucin misma del ensayo, como ocurre en el caso particular del SPT.

2. STANDARD PENETRATION TEST (SPT). El Ensayo de Penetracin Normal tiene sus orgenes en la primera dcada del siglo XX. No obstante, slo en el ao 1947 Terzaghi introdujo el concepto de ndice de Penetracin N y propuso su uso para la estimacin de la compacidad o Densidad Relativa de una arena (Terzaghi y Peck, 1948). En 1958, la ASTM (American Society for Testing Materials) defini la metodologa del ensayo y public la primera Norma al respecto designada como ASTM D1586. Desde entonces, la prueba no ha sufrido variaciones significativas. La ltima revisin de la Norma se public en 1999 (ASTM D1586-99).

Se ha podido comprobar que el valor del ndice de Penetracin medido depende en forma significativa de algunos aspectos asociados al procedimiento mismo del ensayo no explicitados en la Norma (Skempton, 1986). Por tanto, con el fin de uniformizar el ndice de Penetracin se


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ha puesto nfasis en cuantificar la energa que realmente llega a la Cuchara Normal. Con este propsito se ha alcanzado consenso a nivel mundial en trabajar con el llamado ndice de Penetracin, N60, definido para el caso en que la energa real aplicada es igual al 60% de la energa terica de cada libre del martinete. En consecuencia, a fin de poder obtener dicho ndice se han propuesto algunos factores correctores que buscan incorporar la influencia de las diferentes variables que afectan las mediciones:

SBREmedido CCCCNN =60 (1)

siendo: Nmedido= ndice de Penetracin medido; CE= factor corrector por energa; CR= factor corrector por longitud de barras; CB= correccin de acuerdo al dimetro del sondaje; CS= correccin por el uso de una Cuchara Normal sin tubo muestreador en su interior o sin liner.

Por otra parte, a objeto de eliminar el efecto de la presin de confinamiento existente en el suelo en la cota en que se hace el ensayo, hay tambin consenso a nivel mundial en la necesidad de normalizar el ndice de Penetracin, N60, a una presin vertical efectiva de v = 100 kPa. Para tal efecto se introdujo el ndice de Penetracin (N1)60 dado por la relacin:

( ) 60601 NCN N = (2)

en donde, CN, es el factor de correccin por confinamiento.

Pese a los esfuerzos por conseguir una completa normalizacin del ndice de Penetracin, an subsisten discrepancias sobre la utilizacin de algunos de los factores correctores incorporados en las Ecuaciones 1 y 2. En los Apartados 2.1 a 2.5, que siguen a continuacin, se presenta el estado actual del conocimiento en relacin con el empleo ms apropiado de los cinco factores correctores involucrados.

2.1 CORRECCIN POR CONFINAMIENTO (CN). Las arenas experimentan un aumento de su rigidez con la profundidad, lo cual se traduce en un aumento del ndice de Penetracin, N, medido. Gibbs y Holtz (1957) observaron experimentalmente que la presin de confinamiento es uno de los factores de mayor influencia en el valor de N. Las expresiones pioneras para calcular el factor de correccin por presin de confinamiento (CN) fueron publicadas por Teng (1962) y Bazara (1967), quienes fueron los primeros en proponer como base de referencia para la correccin el ndice de Penetracin correspondiente a una presin vertical efectiva de una atmsfera (100 kPa). Las relaciones ms usadas a la fecha para CN han sido las propuestas por Peck et al. (1974):

=

'

20log77.0v

a

NpC

(3)

y por Liao y Whitman (1986):

v

aN

pC'

= (4)


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siendo pa la presin atmosfrica.

Peck et al. (1974), recomendaron usar la Ecuacin 3 slo para una tensin vertical efectiva, v 25 kPa, en tanto que para valores inferiores propusieron el empleo de un grfico en donde CN 2. Empero, un grupo de 21 connotados especialistas (Youd et al., 2001) son ms partidarios de emplear la siguiente ecuacin para CN:

av

N pC

'2.12.2

+= (5)

expresin que entregara un buen ajuste a la evidencia experimental hasta valores de v no superiores a 300 kPa. Estos autores aconsejan, adems, limitar el valor mximo de CN a 1.7.

2.2 CORRECCIN POR ENERGA (CE). A partir de mediciones de la energa realmente aplicada a las barras producto de la cada del martinete, se ha podido comprobar que el tipo de martinete usado y el mecanismo de liberacin de ste afectan significativamente los resultados (Schmertmann, 1979; Kovacs, 1979; Kovacs y Salome, 1982; Yoshimi y Tokimatsu, 1983). En la Tabla 1, se presenta un resumen de los rangos en que se mueve la energa real aplicada (ER), expresada como un porcentaje de la energa terica de cada libre del martinete.

Pas Tipo de martinete

Mecanismo de elevacin

ER [%] (1) % 60

[%] ERCE =

USA Safety 2 vueltas de soga 55-60 0.92-1.00 Donut 2 vueltas de soga 45 0.75 Japn Donut Tonbi 78-85 1.30-1.42 U.K. Automtico Trip 73 1.22 Argentina Donut 2 vueltas de soga 45 0.75

Tabla 1. Energa real aplicada ER, en % de la energa terica, segn procedimiento del ensayo (Adaptado de Coduto, 1994)

(1) Valores observados cuando se realiz el ensayo de forma cuidadosa y acorde a lo

establecido por la norma ASTM D-1586.

Dado que en Chile la ejecucin del ensayo SPT se ajusta a la Norma ASTM D1586-99, y que comnmente se emplea el martinete tipo Donut, se recomienda utilizar un factor corrector por energa, CE, igual a 0.75, valor correspondiente a una energa real promedio de 45%, generalmente alcanzada con el martinete tipo Donut (Skempton, 1986).

2.3 CORRECCIN POR LONGITUD DE BARRAS (CR). El tema relativo a la correccin por longitud de barras (CR) fue introducido por Schmertmann y Palacios (1979), quienes determinaron terica y experimentalmente que cuando se realiza el ensayo SPT a profundidades pequeas, la reflexin de la onda de traccin a lo largo de las barras reduce la energa real aplicada. Ello debido a que el tiempo 2L/c (c= velocidad de propagacin de la onda, L=longitud total de las barras) que demora la onda en viajar en el caso de barras cortas, es menor que el tiempo que dura el efecto dinmico del martinete sobre la cabeza de golpe o anvil.


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Basados en las investigaciones de Schmertmann y Palacios (1979), diversos autores han recomendado usar factores de correccin por concepto de la longitud de barras empleada en el ensayo SPT. En la Tabla 2 se muestran algunos de los valores propuestos para el factor CR.

Longitud de barras [m]

Seed et al. (1985)

Skempton (1986)

Morgano y Liang (1992)

Youd et al. (2001)

>10 1.00 1.00 1.00 1.00 610 1.00 0.95 0.96-0.99 0.95 46 1.00 0.85 0.90-0.96 0.85 34 1.00 0.75 0.86-0.90 0.80


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alguna por longitud de barras (Ishihara, 1996). En consecuencia, los autores de este trabajo recomiendan hacer siempre CR = 1, independientemente de la longitud de barras.

2.4 CORRECCIN POR DIMETRO DE LA PERFORACIN (CB). Skempton (1986) estableci que para los dimetros de perforacin comnmente usados en la prctica el ndice de Penetracin no se ve afectado, es decir, CB = 1. Sin embargo, si los dimetros aumentan ms all de 15 cm (6), se produce una relajacin de tensiones en el fondo de la perforacin que origina una disminucin en el valor de N, especialmente en arenas donde la resistencia a la penetracin depende significativamente de la presin de confinamiento. En la Tabla 3 se presentan los valores de CB recomendados por Skempton (1986), y adoptados por Youd et al. (2001):

Dimetro de perforacin CB 65 115 mm 1

150 mm 1.05 200 mm 1.15

Tabla 3. Factor corrector por dimetro de la perforacin

2.5 CORRECCIN POR EL USO DE CUCHARA NORMAL SIN LINER (CS). Las Cucharas Normales con liner en su interior fueron ampliamente utilizadas entre los aos 50s y 70s, debido principalmente a que la muestra as obtenida quedaba lista para ser llevada al laboratorio. En la prctica actual Chilena no es comn su empleo, y el liner ha sido reemplazado por el almacenamiento posterior de las muestras en bolsas plsticas. Ahora bien, la utilizacin de una Cuchara Normal sin liner implica una disminucin de la friccin durante la penetracin, lo cual se traduce en una reduccin en el ndice de Penetracin N (Seed et al., 1985). Esta reduccin puede ser del orden de 10% en arenas sueltas (N130) (Cetin, et al., 2004). Por esta razn, se recomienda emplear en general un factor corrector Cs variable entre 1.1 a 1.3 cuando no se utiliza liner. A objeto de conseguir una mejor estimacin del factor Cs, Seed et al. (2001) recomiendan utilizar la siguiente expresin:

( )100

1 601N

CS += (6a) El uso de la Ecuacin 6 requerira de un proceso iterativo para obtener Cs, sin embargo, para todos los efectos prcticos se recomienda aqu emplear, en forma simplificada, la relacin:

1001 ENmedidoS

CCNC += (6b) imponiendo la condicin de que 1.1 Cs 1.3

2.6 CORRECCIN POR SATURACIN. Cuando el ensayo SPT se realiza en arenas saturadas finas o limosas, densas o muy densas, se produce un aumento en el valor de N debido a que el suelo bajo condiciones no drenadas tiende a dilatarse. Por este motivo, Terzaghi y Peck (1948) propusieron para la correccin por saturacin cuando Nmedido 15, el empleo de la siguiente Ecuacin:

( )155.015 += medidoNN (7)


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Si bien esta correccin no es hoy en da comnmente utilizada, Peck et al. (1974) recomiendan en estos casos interpretar los resultados en forma conservadora.

3. CONE PENETRATION TEST (CPT). El Ensayo de Penetracin de Cono fue desarrollado originalmente en 1932 por el Departamento de Obras Pblicas de Holanda, por lo que es conocido tambin como Cono Holands. El equipo, inicialmente mecnico, slo registraba la Resistencia a la Penetracin por la punta del cono (qc) a intervalos de aproximadamente 20 cm. Posteriormente, durante la segunda guerra mundial surgen los penetrmetros elctricos, los cuales permiten un registro continuo en profundidad. En 1953, Begemann incorpor al equipo un dispositivo que permita medir tambin la Resistencia a la Friccin (fs). En 1974, se desarrollan los primeros equipos conocidos como PiezoConos o CPTU, que cuentan con transductores para medir, adems, el exceso de presin de poros generado durante la prueba. En los ltimos aos se han incorporado gefonos a los equipos, con el fin de poder registrar las velocidades de ondas de corte de forma continua con la profundidad. Estos equipos son conocidos como PiezoConos Ssmicos o SCPTU. La principal limitacin del ensayo CPT es que no permite la extraccin de muestras.

El ensayo CPT est regido por la norma ASTM D3441-05. Por tratarse de un ensayo de penetracin es necesario considerar el efecto del aumento de rigidez que experimentan los suelos arenosos con la profundidad, y por ello que sus mediciones suelen normalizarse tambin a una tensin vertical efectiva de 100kPa, tanto la resistencia obtenida por la punta qc, como la resistencia obtenida por friccin fs, mediante factores correctores Cq y Cf, respectivamente:

qcc Cqq =1 (8) fss Cff =1 (9)

3.1 RESISTENCIA NORMALIZADA POR LA PUNTA (qc1). En los ltimos aos se han propuesto numerosas relaciones para el clculo de Cq, las cuales tienen la forma general de la ecuacin:

c

v

a

qpC

=

' (10)

El exponente c = 0.5 propuesto por Liao y Whitman (1986) ha sido uno de los ms usados para la normalizacin de qc. Sin embargo, otros autores han encontrado que la influencia de la presin de confinamiento vara con el tipo de suelo (Olsen, 1994, Olsen y Mitchell, 1995, Robertson y Wride, 1998, entre otros), por lo que recomiendan emplear un exponente c variable. Recientemente, Moss et al. (2006, 2007) proponen para la estimacin del exponente c, la expresin:

2

31

ff

fRfc

= (11)

en donde, csf qfR = 100 (12) 34.0

1 85.0 = cqf (13)


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43.0 28.0 31.02 =

cqf (14) ( )[ ] 7.23 10log cqabsf += (15)

qc = resistencia medida por la punta del cono, en MPa.

3.2 RESISTENCIA NORMALIZADA POR FRICCIN (fs1). Existen pocos estudios sobre el efecto de la presin de confinamiento en la resistencia por friccin (fs). Algunos de ellos son experimentales pero cuentan con una reducida base de datos. Olsen y Mitchell (1995) recomiendan emplear el mismo factor Cq (Ecuacin 10) para normalizar la resistencia por friccin fs, argumentando que no se producen diferencias significativas en los resultados. Moss (2003) propuso usar originalmente un factor Cf de expresin idntica a la Ecuacin 10, pero con un exponente distinto designado por s, el cual es factible obtener en funcin de qc1 y de la razn de friccin, Rf, definida en la Ecuacin 12, a partir de las curvas dibujadas con lneas segmentadas en la Figura 2.

ltimamente, Moss et al. (2006) recomiendan desde un punto de vista prctico hacer s=c, ya que la variacin producida con esta aproximacin en el valor normalizado de fs, no superara el 6 %. Por otra parte, dado que Moss (2003) incluy tambin en la Figura 2 otro conjunto de curvas para determinar c, es posible inferir en qu casos se generaran las mayores variaciones al suponer s=c.

3.3 RAZN NORMALIZADA DE FRICCIN (Rf1). La razn de friccin Rf es otro de los parmetros empleados en la interpretacin del ensayo CPT, y al igual que qc y fs requiere tambin ser normalizado. Wroth (1984) propuso usar la siguiente expresin para la razn normalizada de friccin Rf1:

'1 100(%)vc

s

f qf

R

= (16)

la cual ha sido bastante utilizada. Sin embargo, en estudios ms recientes se propone calcular Rf1 empleando la frmula general de Rf, pero utilizando los valores normalizados qc1 y fs1 (Moss, 2003):

( )1

11 100%

c

s

f qf

R = (17)


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Fig. 2. Curvas propuestas para estimar los exponentes s y c (Adaptado de Moss, 2003) 4. ESTIMACIN DE LAS PROPIEDADES GEOTCNICAS DE LAS ARENAS MEDIANTE LOS

ENSAYOS SPT Y CPT.

4.1 ESTIMACIN DE LA DENSIDAD RELATIVA (DR). Desde las primeras correlaciones propuestas por Terzaghi y Peck (1948), numerosos autores han intentado correlacionar el ndice de Penetracin con los parmetros geotcnicos de la arena. La mayora de las propuestas para la estimacin de la Densidad Relativa se basan en el trabajo de Meyerhof (1957), quien observ que la resistencia a la penetracin se incrementa con el cuadrado de la Densidad Relativa. Una de las correlaciones que ofrece mejor ajuste a la evidencia experimental es la propuesta por Skempton (1986) para arenas normalmente consolidadas (NC):

( )60

100(%) 601NDR

=

(18)

siendo=0.92 para arenas finas; =1.08 para arenas gruesas; y =1 para arenas con partculas de tamao mediano.

Kulhawy y Mayne (1990) propusieron una expresin ms sofisticada, en la cual incorporan, adems, el efecto de la antigedad del depsito y su nivel de preconsolidacin:

( )OCRAp

R CCCN

D 601100(%) = (19)

en donde, Cp: factor dependiente del tamao D50 de partculas, 50log2560 DCP += (20)


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D50: tamao medio de partculas, en mm CA: factor por antigedad del depsito, ( )100log05.02.1 tC A += (21) t: antigedad del depsito, en aos COCR: factor por preconsolidacin, 18.0OCRCOCR = (22)

Cubrinovski e Ishihara (1999) en base a la extraccin de muestras de arenas inalteradas, obtenidas mediante congelamiento del terreno, ajustaron una expresin emprica para la estimacin de la Densidad Relativa en funcin del dimetro D50 y del ndice de Penetracin, (N1)78. Haciendo la correccin correspondiente por energa, los autores del presente trabajo obtuvieron la siguiente ecuacin:

( )7.1

50601

02.0074.0100(%)

+=

DNDR (23)

con el dimetro D50 expresado en mm.

En los ltimos aos se han propuesto diversas correlaciones entre la resistencia a la penetracin por la punta del cono (qc) con la Densidad Relativa de una arena. Sin embargo, stas suelen presentar gran dispersin entre s (Sladen, 1989). Una de las que cuentan con una base de datos ms amplia es la presentada por Kulhawy y Mayne (1990):

=

a

c

FR p

qQD

11100(%) (24)

en donde: 18.0305 OCRQQ CF = (25)

con Qc=0.91, para arenas altamente compresibles; QC=1, para arenas medianamente compresibles; y, Qc=1.09, para arenas ligeramente compresibles.

Una expresin alternativa, bastante empleada en Japn, es la propuesta por Tatsuoka et al. (1990):

85log76(%) 1

=

a

c

R pq

D (26)

Idriss y Boulanger (2002) proponen estimar la Densidad Relativa de un depsito de arenas NC, mediante la relacin:

4.336.8(%) 1 =a

c

R pq

D (27)

expresin vlida para 20 qc1/pa 250.

4.2 ESTIMACIN DEL NGULO DE FRICCIN INTERNA (). Debido a la dificultad de extraer muestras no perturbadas de suelos arenosos, la determinacin del ngulo de friccin interna, , con frecuencia se ha realizado a partir de ensayos triaxiales efectuados con muestras recompactadas, lo que modifica la estructura real del suelo, y no permite considerar, adems, el grado de preconsolidacin, ni la antigedad del estrato. Como alternativa se puede estimar el


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ngulo de friccin peak en base a las relaciones empricas existentes. Una de las ms empleadas ha sido la curva publicada por Peck et al. (1974) para arenas NC, para la cual los autores de este trabajo ajustaron la siguiente expresin: += 27)(3.0 601Npeak (28)

Mayne (2001) basado en el trabajo de Hatanaka et al. (1996), y en una amplia base de datos experimentales, propuso la siguiente expresin para arenas NC:

( ) 204.15 601 += Npeak (29) Robertson y Campanella (1983) publicaron un conjunto de curvas que permiten estimar el ngulo de friccin de arenas NC, en trminos de la resistencia a la penetracin por la punta del cono, qc, y de la presin vertical efectiva. Los autores del presente artculo ajustaron a dichas curvas la siguiente ecuacin:

2.17ln04.5'

+

=

v

c

peakq

(30)

Como alternativa, Olsen y Farr (1986) proponen emplear la resistencia normalizada por la punta, qc1, para la estimacin del ngulo de friccin peak:

+=

a

c

peak pq 1log116.17 (31)

4.3 ESTIMACIN DEL MODULO DE YOUNG (E). Kulhawy y Mayne (1990) sugieren estimar el Mdulo de Young a partir de ensayos SPT, mediante la siguiente expresin emprica:

apNE = 60 (32) con =5, para arenas con finos; =10, para arenas limpias normalmente consolidadas; =15, para arenas limpias preconsolidadas.

En funcin del ensayo CPT, la expresin emprica ms confiable para la estimacin del Mdulo de Young, drenado, es la publicada por Terzaghi et al. (1996):

cqE = 5.3 (MPa) (33)

en donde cq es el valor promedio de la resistencia por la punta del cono dentro del bulbo de presiones del rea cargada, aproximadamente. Esta expresin fue derivada a partir de registros disponibles de asentamientos de reas cargadas de geometra circular y cuadrada. Para el caso de fundaciones rectangulares de largo L y ancho B, Terzaghi et al. (1996) proponen usar:

cqBLE

+= log4.15.3 (MPa) (34)


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5. CONCLUSIONES.

En este artculo se presenta el estado actual del conocimiento en relacin a la interpretacin de los ensayos SPT y CPT en arenas.

De acuerdo a los antecedentes aqu presentados se concluye que para la normalizacin del ndice de Penetracin del ensayo SPT no se debe corregir por longitud de barras, es decir, CR se debe hacer siempre igual a 1.0.

Las correlaciones empricas incluidas en el presente trabajo para la estimacin de las propiedades geotcnicas de las arenas, fueron obtenidas a partir de ensayos realizados en suelos granulares particulares, y en condiciones especficas. En consecuencia, su uso e interpretacin debiera hacerse con precaucin.

6. AGRADECIMIENTOS.

La presente investigacin cont con las Becas de Doctorado otorgadas por la Pontificia Universidad Catlica de Chile, y CONICYT, al Primer Autor de este trabajo. Ambos apoyos financieros se agradecen muy sinceramente.

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