CAPTULO 11 HOLTZ & KOVACS

11.7 COEFICIENTE DE PRESIN DE SUELO ESTTICO PARA LAS ARENAS

En la seccin 7.6 definimos el coeficiente de presin de suelo esttico Ko, como sigue:

Donde: corresponde a la tensin efectiva horizontal en terreno, Corresponde a la tensin efectiva horizontal en terreno. Mencionamos que el coeficiente de presin esttico es muy importante para el diseo de

estructuras de retencin de tierra y en muchas fundaciones; tambin influye en el potencial de

licuefaccin, como lo veremos ms adelante. Por lo tanto, si su evaluacin de la tensin en terreno

inicial del suelo no es adecuado, usted tambin estar equivocado en la prediccin del desempeo

que tendrn esas estructuras. Usted ya sabe desde el capitulo 7 (seccin 7.5) como estimar la

tensin vertical conociendo la densidad y de espesor de los estratos de suelo, y la ubicacin del

nivel fretico.

La medicin de la tensin efectiva horizontal inicial en terreno no es fcil, especialmente en las

arenas. Es virtualmente imposible para instalar en terreno una clula de presin de suelo por

ejemplo, sin causar alguna alteracin de las arenas alrededor de la clula. Esto cambiar el campo

de tensin en el mismo punto donde se realiza la medicin. En consecuencia, el enfoque que

generalmente se utiliza consiste en estimar el coeficiente de presin de tierra (Ko) de la teora y de

pruebas de laboratorio y luego, calcular la tensin efectiva horizontal y vertical inicial.

La ecuacin ms conocida para estimar el coeficiente de presin de tierra Ko, se deriv por Jaky

(1944-1948) que es una relacin terica entre Ko y el ngulo de friccin interna:

Esta relacin como muestra la figura 11.14, parece ser una herramienta adecuada para predecir el

Ko en arenas normalmente consolidadas. Dado que la mayora de los puntos est entre 0.35 y 0.5

para este tipo de arenas, la presin de tierra de 0.4 a 0.45 sera un valor promedio razonable para

usarlo para propsitos de diseo preliminar. Si las arenas han sido pre consolidadas, el coeficiente

de presin ser un poco mayor.

114

Smith (1956-1957) y Alpan (1967) sugirieron que el crecimiento del Ko podra estar relacionado a

la razn de sobreconsolidacin (OCR):

Donde: es el coeficiente de presin para el suelo pre consolidado Es el coeficiente de presin para el suelo normalmente consolidado h es un coeficiente emprico. Los valores de h se encuentran entre 0.4 y 0.5, llegando hasta 0.6 para arenas densas. Adems,

plantearon que este coeficiente depende a su vez del OCR, y parece depender de la direccin de la

tensin aplicada. Bla bla, encontraron que el Ko era significativamente ms bajo para el proceso

de carga que de descarga (mayor) dentro de una arena media uniforme. Por lo tanto, el

coeficiente de presin parece ser muy sensible a la historia de tenson del depsito.

Tendremos ms que decir sobre este tema, cuando se discuta el Ko para las arcillas.

115

11.8 LICUEFACIN Y EL COMPORTAMIENTO DE MOVILIDAD CCLICA DE LAS ARENAS SATURADAS (Idea general, no tratado en detalle) Usted se acordar que mencionamos el fenmeno de licuefaccin en la descripcin del tanque de arena suelta (seccin 7.8). Describimos el comportamiento de la arena muy suelta en el tanque mientras el agua experimentaba un flujo ascendente (figura 7.12.a) o cuando una choque de carga era aplicado en un costado del tanque (figura 7.12.c), tambin dimos una explicacin fsica a este fenmenos, dijimos que cuando arenas saturadas muy sueltas se enfrentan a cargas rpidas, existe una tendencia de la arena de disminuir su volumen. Esta tendencia, causa un incremento positivo en la presin de poros, que genera a su vez una disminucin en la tensin efectiva de la masa de tierra. Una vez, que la presin de poros llega a ser igual a la tensin efectiva, la arena pierde toda su fuerza y se dice que est en un estado de licuefaccin. Bancos de tierra en ros uniformes de arena muy fina y suelta pueden licuar cuando estn sometidos a esfuerzos sostenidos en el tiempo, como pueden ocurrir en los bancos productos de la erosin de suelos adyacentes. Debido a estos depsitos, aumenta la presin efectiva y con esto la presin de poros, esto se presenta en la figura 11.15.

116

Inicialmente, un elemento de suelo en el punto A presenta un estado ms seguro al nivel de presin inicial, que elemento B. Cuando la erosin comienza en la base de la pendiente, la presin en el suelo sube, con esto la presin de poros aumenta y una zona especifica tiende a licuificar. Cuando este material fluye hacia al rio, una tensin adicional es aplicada a los suelos adyacentes, aumentando en ellos la posibilidad de licuificar (figura 11.15.b). A medida que la licuefaccin aumenta hacia los suelos ms estables (tierra firme) hasta que llega a un punto de equilibrio, cuando la pendiente se hace ms suave (figura 11.15.c) Algunas caractersticas importantes de diferentes tipos de desprendimientos estn presentados en la tabla 11.4.

117

Un tipo de licuefaccin diferente a aquella que ocurre debido a la presin esttica, es la movilidad cclica. En este tipo de licuefaccin, la carga cclica, como las producidas por un terremoto, va produciendo una creciente presin de poros en arenas saturadas de densidad media y alta. Y en suelos que exhiben una respuesta de dilatacin bajo cargas estticas. Este comportamiento es opuesto, al comportamiento predictivo del diagrama de Peacok (figura 11.10). Por lo tanto, si el esfuerzo cclico afecta una gran extensin y por un largo tiempo (varios ciclos), pueden producir densificacin altas de arenas saturadas que licuificarn bajo condiciones adecuadas de presin de confinamiento. Las arenas sueltas, obviamente, fallan con un menor nmero de ciclos. Estudiemos algunos resultados de pruebas que muestran licuefaccin bajo presin esttica. Estas pruebas de Castro presentadas en la figura 11.16, muestran los resultados de tres pruebas de Consolidacin no drenada (CU) y una Consolidacin Drenada (CD); todas consolidadas hidrostticamente a 400 kPa.

118

11.9 CARACTERSTICAS DE LA TENSIN-DEFORMACIN Y DE LA RESISTENCIA DE SUELOS COHESIVOS SATURADOS Qu sucede cuando esfuerzos de corte son aplicados a suelos cohesivos saturados? La mayor

parte del resto de este captulo tiene relacin con esta pregunta. Pero primero, repasemos

brevemente que sucede cuando arenas saturadas son sometidas a esfuerzos de corte.

A partir de nuestros anlisis previos, por ejemplo, usted ya sabe que un cambio de volumen puede

ocurrir en ensayos drenados, y que la direccin del cambio de volumen, ya sea dilatacin o

compresin, depende de la densidad relativa como tambin de la presin de confinamiento. Si el

corte ocurre de manera no drenada, entonces las tendencias de cambio de volumen inducen

presiones de poro en la arena.

Bsicamente, lo mismo sucede cuando suelos arcillosos son sometidos a esfuerzos de corte. En

corte drenado, si los cambios de volmenes son dilatacin o compresin depende no slo de la

densidad y la presin de confinamiento, sino tambin del historial de tensiones del suelo.

Similarmente, en corte no drenado la presin de poros desarrollada depende en gran medida si el

suelo es normalmente consolidado o sobre-consolidado.

Tpicamente, las cargas aplicadas en ingeniera son aplicadas mucho ms rpido que lo que el agua

puede salir de los poros en un suelo arcilloso, y en consecuencia se producen excesos en las

presiones de poro. Si la carga es tal que no ocurre falla, entonces la presin de poros se disipa y el

volumen vara mediante el proceso que llamamos consolidacin (Captulos 8 y 9). La principal

diferencia en el comportamiento entre arenas y arcillas, como fue mencionado cuando analizamos

la compresibilidad de los suelos (Captulo 8), es en el tiempo que tarda este cambio de volumen en

ocurrir. El factor tiempo depende estrictamente de, o es funcin de, la diferencia de la

permeabilidad entre arenas y arcillas. Dado que los suelos cohesivos poseen una permeabilidad

mucho menor que arenas y gravas, toma mucho ms tiempo para el agua fluir hacia adentro o

fuera de una masa de suelo cohesivo.

Ahora, qu ocurre cuando la carga aplicada es tal que una falla por corte es inminente? Dado que

(por definicin) el agua en los poros no puede transmitir ningn esfuerzo de corte, todas las

tensiones de corte aplicadas deben ser resistidas por el esqueleto mineral. Dicho de otra manera,

la resistencia al corte del suelo depende exclusivamente de los esfuerzos efectivos y no de la

presin de agua en los poros. Esto no significa que las presiones de poros inducidas en el suelo no

sean importantes. Por el contrario, a medida que los esfuerzos totales varan debido a una carga

ingenieril, la presiones de poros tambin cambian, y hasta que el equilibrio de esfuerzos efectivos

ocurra inestabilidad es posible. Estas observaciones llevan a dos enfoques fundamentales distintos

para la solucin de problemas de estabilidad en la ingeniera geotcnica: (1) el enfoque de los

esfuerzos totales y (2) el enfoque de los esfuerzos efectivos. En el enfoque de los esfuerzos

totales, no permitimos que ocurra drenaje durante el ensayo de corte, y hacemos el supuesto,

ciertamente uno grande, que la presin de agua en los poros y en consecuencia los esfuerzos

efectivos en la muestra ensayada son idnticos a los en terreno. El mtodo de anlisis de

119

estabilidad se denomina el anlisis de esfuerzos totales, y utiliza el total o resistencia al corte no

drenado f, del suelo. La resistencia no drenada puede ser determinada ya sea mediante ensayos

de laboratorio o terreno. Si ensayos en terreno como la veleta de corte, penetrmetro de cono

holands, o ensayo de medidor de presiones pressuremeter son utilizados, entonces ellos

deben llevarse a cabo lo suficientemente rpido tal que condiciones no drenadas prevalezcan in

situ.

El segundo enfoque para calcular la estabilidad de fundaciones, terraplenes, taludes, etc., utiliza la

resistencia al corte en trminos de esfuerzos efectivos. En este enfoque, tenemos que medir o

estimar el exceso de presin hidrosttica, tanto en el laboratorio como en terreno. Entonces, si

sabemos o podemos estimar los esfuerzos totales iniciales y aplicados, podemos calcular los

esfuerzos efectivos actuando en el suelo. Dado que creemos que la resistencia al corte y el

comportamiento esfuerzo-deformacin de los suelos est realmente controlado o determinado

por los esfuerzos efectivos, este segundo enfoque es conceptualmente ms satisfactorio. Sin

embargo, tiene sus problemas prcticos. Por ejemplo, estimar o medir las presiones de poro,

especialmente en terreno, no es fcil de hacer. El mtodo de anlisis de estabilidad es llamado

anlisis de esfuerzos efectivos, y utiliza la resistencia al corte drenado o la resistencia al corte en

trmino de esfuerzos efectivos. La resistencia al corte drenado es normalmente slo se determina

mediante ensayos de laboratorio.

Usted probablemente recordar, cuando describimos ensayos triaxiales en la Sec. 10.5, que

existen condiciones que controlan el drenaje en el ensayo que modelan situaciones reales de

terreno. Mencionamos que usted podra tener condiciones consolidada-drenada (CD),

consolidada- no drenada (CU), o no consolidada-no drenada (UU). Tambin es conveniente

describir el comportamiento de suelos cohesivos en estas condiciones que controlan el drenado.

No es difcil trasladar estas condiciones de ensayo a situaciones especficas en terreno con

condiciones similares de drenaje.

Mencionamos en la Sec. 10.5 que el ensayo no consolidado-drenado (UD) no es un ensayo

relevante. Primero, no modela ninguna situacin real de la ingeniera. Segundo, el ensayo no

puede ser interpretado debido a que el drenaje ocurrira durante el corte, y usted no podra

separar los efectos de la presin de confinamiento y los esfuerzos de corte.

Como hicimos con arenas, discutiremos el comportamiento de corte de suelos cohesivos con

referencia a su comportamiento ensayos de carga triaxial. Usted puede imaginar la muestra en la

cmara triaxial como una representacin tpica de un elemento de suelo en terreno bajo

diferentes condiciones de drenado y sometido a diferentes trayectorias de tensiones. De esta

manera, esperamos que usted obtenga alguna intuicin de como los suelos cohesivos se

comportan sometidos a corte, tanto en el laboratorio como en terreno. Tenga en cuenta que el

anlisis siguiente est algo simplificado, y que el real comportamiento del suelo es mucho ms

complejo. Hacia el final del captulo indicaremos algunas de estas complejidades. Nuestras

primeras referencias son Leonards (1962), Hirschfeld (1963), y Ladd (1964 y 1971b), as como

tambin las lecturas del Profesor H. B. Seed y S. J. Poulos.

120

11.9.1 Comportamiento de ensayo consolidado-drenado (CD)

Ya hemos descrito este ensayo cuando analizamos la resistencia de arenas previamente en este

captulo. Brevemente, el procedimiento es consolidar la muestra a ensayar bajo cierto estado

tensional apropiado para el terreno o cierta condicin de diseo. Los esfuerzos de consolidacin

pueden ser tanto hidrostticos (iguales en todas direcciones, a veces llamado isotrpicos) o no-

hidrostticos (distintos en diferentes direcciones, llamado a veces anisotrpicos). Otra manera de

analizar este segundo caso es que una diferencia de esfuerzos o (de los crculos de mohr) un

esfuerzo de corte es aplicado al suelo. Cuando la consolidacin termina, la parte C del ensayo CD

est completa.

Durante la parte D, las vlvulas de drenaje se mantienen abiertas y la diferencia de tensiones es

aplicada muy lentamente para que en principio no se desarrolle un exceso en las presiones de

poro durante el ensayo. El Profesor A. Casagrande denomin este ensayo como S-test (por ensayo

slow *lento+).

En la Fig. 11.23, se muestran las condiciones de esfuerzo total, neutral y efectivo en un ensayo de

compresin axial CD al final de la consolidacin, durante la aplicacin de la carga axial y en la falla.

Los subndices v y h se refieren a vertical y horizontal, respectivamente; c significa consolidacin.

Para ensayos convencionales de compresin axial, los esfuerzos iniciales de consolidacin son

isotrpicos. Por lo tanto, v = h = 3C sern las presiones de cmara, las cuales usualmente son

mantenidas constantes durante la aplicacin de la carga axial . En el ensayo de compresin axial

= 1 3, y en la falla f = (1 3)f. La carga axial puede ser aplicada tanto aumentando la

carga sobre el pistn gradualmente (aplicacin de tensin-controlada) o a travs de un sistema

motor-jack que deforma la muestra a una tasa constante (llamado ensayo a tasa de deformacin

constante).

Note que en todo momento durante el ensayo CD, la presin de agua en los poros es bsicamente

nula. Esto significa que los esfuerzos totales en el ensayo drenado son siempre iguales a los

efectivos. As 3C = 3C = 3f = 3f, y 1f = 1f = 3C+ f. Si se aplicaran esfuerzos de consolidacin

anisotrpicos a la muestra, entonces 1f = 1f sera igual a 1C+ f.

121

Tpicas curvas tensin-deformacin y cambio de volumen versus curvas de deformacin para una

arcilla remoldeada o compacta se muestran en la Fig. 11.24. Incluso las dos muestras fuero

ensayadas a la misma presin de confinamiento, la muestra sobre-consolidada tiene una

resistencia mucho mayor que la arcilla normalmente consolidada. Note adems que posee un

mayor mdulo y que la falla [la mxima tensin , para la cual para el ensayo triaxial es igual a

(13)f] ocurre a una deformacin mucho menor que en la muestra normalmente consolidada.

Note tambin la analoga con el comportamiento drenado de arenas. La arcilla sobre-consolidada

se expande durante la carga mientras que la arena normalmente consolidada se comprime o

consolida durante la aplicacin del esfuerzo. Esto es anlogo al comportamiento descrito

previamente para arenas: arcillas normalmente consolidadas se comportan similar a arenas

sueltas, mientras que arcillas sobre-consolidadas se comportan como arenas densas.

122

En el ensayo triaxial CD, las trayectorias de tensiones son lneas rectas debido a que usualmente

mantenemos uno de los esfuerzos constantes y simplemente vara el otro esfuerzo. Tpicas

trayectorias de esfuerzos drenados se muestran en la Fig. 10.22 para cuatro situaciones comunes

de la ingeniera que pueden ser modeladas en el ensayo triaxial. La trayectoria de tensiones para

el ensayo de compresin axial ilustrada en la Fig. 11.23 es la lnea recta AC.

Las envolventes mohr de falla para ensayos CD de tpicos suelos arcillosos se muestran en la Fig.

11.25 y 11.26b. La envolvente para una arcilla remoldeada y as como tambin para una arcilla

normalmente consolidada no perturbada se muestra en la Fig. 11.25. Aunque un solo crculo de

mohr (representando los estados tensionales en falla en la Fig. 11.23) se muestre, normalmente se

requerir el resultado de tres o ms ensayos CD sobre muestras idnticas con distintas presiones

de consolidacin para representar la envolvente de falla de mohr completa. Si el rango de

presiones de consolidacin es grande o las muestras no tienen exactamente al inicio el mismo

contenido de agua, densidad, e historial de tensiones, entonces los tres crculos de falla no

describirn exactamente una lnea recta, y se dibuja al ojo la lnea aproximada que mejor se

ajuste. La pendiente de la lnea determina el parmetro Mohr-Coulomb de resistencia, por

supuesto, en trmino de esfuerzos efectivos. Cuando la envolvente de falla se extrapola al eje de

las tensiones, mostrar un punto de interseccin con este sorprendentemente pequeo. Por esta

razn normalmente se asume que el parmetro c para arcillas normalmente consolidadas no-

cementadas es bsicamente nulo para todo efecto prctico.

Para arcillas sobre-consolidadas el parmetro c es mayor que cero, como indica la Fig. 11.26b. La

parte sobre-consolidada

123

11.10 PARMETROS DE PRESIN DE POROS Resultar obvio a estas alturas, que cuando suelos saturados son cargados se desarrollar un presin de poros. En el caso de carga unidimensional (capitulo 8) la presin de poros inducida es inicialmente igual a la magnitud de la tensin vertical aplicada. En cargas 3D, la presin del agua son tambin inducidas pero la magnitud depender del tipo de suelo y de la historia de tensiones. Obviamente, el nivel de carga como el tipo de suelo determinar si tenemos una carga drenada o no drenada. A menudo es necesario en la prctica de ingeniera ser capaces de estimar cuanta presin de agua se desarrollar en el suelo con la aplicacin de cargas no drenadas, producto de un determinado cambio en la tensin. Note que el cambio de tensin estar dado en relacin a tensiones totales, pudiendo ser hidrostticas (iguales en todo el suelo) o no hidrostticas. Debido a que estamos interesados en como la presin de poros responde a estos cambios en la tensin total, es conveniente expresar estos cambios en la presin de poros a travs de los coeficientes o parmetros; incorporados por Skepton en 1954. En general, visualizamos la masa de suelo como un esqueleto de suelo compresible con aire y agua en sus vacios. Si nosotros aumentamos la tensin principal que acta en un elemento de suelo, como en los esfuerzos triaxiales por ejemplo, obtendremos una disminucin en el volumen del elemento y en un incremento de la presin de poros. Ver figura 11.38. que representa las condiciones de tensin en la prueba UU. Considere lo que sucede cuando aplicamos una presin de consolidacin y anulamos el drenaje del suelo. Si el suelo est saturado la carga aplicada ser

transmitida en su totalidad al suelo como presin de poros , numricamente igual a la

variacin de la tensin del suelo , figura 11.3. En otras palabras, la razn es igual a 1. Si el suelos fuera menos de 100% de saturacin, entonces la presin de poros inducido uc debido al incremento en la presin de consolidacin seria menor que 1. Se puede ver (apndice b3 para detalles), que la razn de vacios para la prueba triaxial comn es:

Donde: corresponde a la porosidad del suelo. Coeficiente de la compresibilidad de vacios. Coeficiente de compresibilidad del suelo de Skepton. El parmetro B de Skepton de presin de poro, expresa el aumento en la presin de poros en cargas no drenadas debido al incremento en la presin hidrosttica o de confinamiento. La ecuacin 11.11 nos permite determinar en muestras de laboratorio si el suelo se encuentra saturado. La respuesta de la presin de poros a un pequeo cambio en la presin de confinamiento es medible y adems puede ser calculado. Cabe desatacar, que para suelos saturados B=1. Si el suelo es muy rgido y est saturado, lo ms probable es que tendr un parmetro menor a 1.

124

Ahora apliquemos una presin hidrosttica, para la prueba UU. En este caso un incremento en la

persion de poros es inducida debido a un incremento en la tensin a la que est sometido el suelo,

equivalente a .

O dadas las condiciones de , podemos escribir para la compresin triaxial: Si el suelo es elstico: Debido a que los suelos en general no son materiales elsticos, el coeficiente para la diferencia principal de tensin no es 1/3. Skepton us, en cambio, el smbolo A para este coeficiente. Ahora podemos combinar la ecuacin 11-11, 11-12 para considerar los dos componentes de la presin de poros:

1. Aquella que tiene que ver con el cambio en el promedio, o tensin media esttica. 2. Aquella producida por el cambio en la tensin hidrosttica.

La ecuacin 11.13, es lo que conocemos como Ecuacin de Skepton para relacionar la presin de poros inducida con los cambios en la tensin total en cargas no drenadas. Si B=1 y S=100% entonces normalmente escribimos la ecuacin 11-13 como: A veces es conveniente escribir la ecuacin 11-14, como:

Donde: La ecuacin 11-13 y 11-15 son mostradas en detalle en el apndice B3. All se muestra su validez

tanto para compresin triaxial como para la extensin triaxial , aunque el valor especfico de A depende del cambio volumtrico que genera la variacin de tensin. Tanto el parmetro A como B de Skepton no son constantes, y deben ser determinados para cada tipo de suelos y nivel de tensin. El parmetro A es muy dependiente de la presin de poros, de

, de la razn de sobre consolidacin, anisotropa y para las arcillas naturales, de alteraciones en laboratorios. La tabla 11.9 muestra el tipo de arcilla para diferentes valores del parmetro A en falla, Af en compresin triaxial. Obviamente A puede ser calculada para las condiciones de tensin, a cualquier presin como en la falla.

125

Los coeficientes de presin de poros de Skepton son muy tiles en la prctica de ingeniera, debido que nos permiten predecir la presin de poros inducida si es que sabemos o podemos estimar el cambio en la tensin total. En la prctica, las ecuaciones de Skepton son usadas por ejemplo, cuando queremos estimar la respuesta de presin de poros durante cargas no drenadas que pueden ser aplicadas en rellenos de carreteras construidos sobre una arcilla muy suave. Tpicamente, un relleno o un terrapln es construido rpidamente, ms rpido de lo que la presin de poros demora en ser disipada, por lo tanto consideramos condiciones no drenadas en la aplicacin de carga. El incremento en la presin de poros puede resultar en inestabilidad, si la presin de poros llega a estar muy alta. En consecuencia, es importante estar en condiciones de estimar cuan alto puede llegar la presin de poros y por lo tanto, tener una idea aproximada de cuan cerca esta de fallar. Si es muy alto, se puede realizar en distintas etapas, y por tanto, el monitoreo en el campo ser recomendable. Los parmetros de Skepton tambin han sido usados para el diseo y control constructivo del relleno en represas compactadas por otros suelos. 11.12 EL COEFICIENTE DE PRESIN ESTATICA PARA LAS ARCILLAS Como es cierto para las arenas, el conocimiento del coeficiente depresin esttica para las arcillas es a menudo muy importante para el diseo de estructuras de retencin de tierra, o de algunas excavaciones. En la seccin 11.7 indicamos algunos valores tpicos del Ko de las arenas. Dijimos que el Ko estaba empricamente relacionado con el ngulo de friccin, y tambin mencionamos que el coeficiente de sobre consolidacin es mayor para arenas pre consolidadas que para arenas normalmente consolidadas. Correlaciones entre el coeficiente de presin y el ngulo de friccin han sido realizadas por Brooker, Ireland y otros. Sus datos para arcillas normalmente consolidadas son mostrados en la figura 11.68.

126

Ellos tambin encontraron una tendencia de crecimiento para el coeficiente de presin Ko para arcillas normalmente consolidadas con el ndice de plasticidad. Cabe destacar que los resultados obtenidos para distintos ndices de plasticidad en arcillas, mostrados en la figura 11.69, presentan un comportamiento y tendencia, muy similares al comportamiento de las arenas, visto en la figura 11.14.

Adems, para suelos pre consolidados el coeficiente de presin Ko disminuir mientras la razn de pre consolidacin decrece hasta llegar a estar igual al valor de consolidacin normal, donde OCR=1.

127

11.12 TRAYECTORIA DE TENSIONES DURANTE CARGAS NO DRENADAS ARCILLAS NORMALMENTE CONSOLIDADAS Mostramos ejemplos para trayectorias de tensiones para arcillas normalmente consolidadas para cargas no drenadas en las figuras 10.24, 10.26, 11.34a, 11.43. La mayor parte del tiempo las tensiones iniciales de consolidacin son hidrostticas (Ko=1), debido que los procedimientos de laboratorios son ms simples; sin embargo, un mejor modelos para las condiciones en terreno, sera una condicin no hidrosttica (Ko distinto de 1). Esto es que la presin inicial sea diferente a la presin de confinamiento. Como mencionamos en la seccin 10.6 hay trayectorias de tensin diferentes a la compresin axial, que modelan las condiciones reales de situaciones ingenieriles. Algunas de ellas son mostradas en la figura 11.73. junto con su modelos de laboratorio.

128

Ver ejemplos!! (varios) Tanto las pruebas de compresin axial como compresin lateral tienen idnticas curvas de presin v/s tensin y su fuerza compresiva son las mismas. Las curvas de tensin v/s deformacin tienen los mismos mdulos de elasticidad E y los mismos ESP, sin embargo tienen una marcada diferencia TSP y en su respuesta en la presin de poros, y por lo tanto Af es la misma para ambas pruebas. Se resume como sigue:

11.13 TRAYECTORIA DE TENSIONES DURANTE CARGAS NO DRENADAS ARCILLAS PRE CONSOLIDADAS Toda la seccin anterior de trayectorias de tensin no drenada, guardaban relacin con el comportamiento de arcillas normalmente consolidadas. Para arcillas pre consolidadas los principios son los mismos, pero la forma de las trayectorias de tensin son diferentes porque el desarrollo de la presin de poros es diferente. Ejemplos de trayectorias de tensin para arcillas pre consolidadas son mostradas en las figuras 10.25 y 11.34b. Sabiendo como el exceso de presin de poros se desarrolla junto con la forma de la trayectoria de las tensiones totales para los diversos tipos de test, usted est en condiciones de construir de ESPs para arcillas pre consolidadas.

129