resistencia al corte sin drenaje… tendencias de la ortodoxia

.
en un post anterior dedicado a donde encontrar una  puesta al día de algunos conceptos geotécnicos mi compañero Roger me llamó, muy acertadamente, al orden de la ortodoxia geotécnica, haciendo mención de que la relación entre la resistencia al corte no drenado de las arcillas con la tensión vertical efectiva no es algo de lo que uno tenga que ir soltando influndios (reconozco que en ocasiones lamento mi tendencia a ponerle “peros” a todo… uno es así… a veces…)

en sus comentarios, Roger me recordaba con buen criterio el post que Enrique había colgado hacía tiempo en geodiendo sobre el tema; en dicho post se hace una concienzuda recopilación de las diferentes proposiciones que la literatura ofrece para relaciónar Su y σp’.

con ánimo de redimirme he pensado que tal vez le fuera útil a alguien una versión traducida del inefable The Civil Engineering Handbook (manual que está entre mis preferidos por lo riguroso a la vez que pragmático) en la que se trata el tema…

en el capítulo 17 Dana N. Humphrey de la University of Maine presenta – a mi parecer – una acertadísmia y actualizada exposición de todo lo que atañe a la relación esfuerzo / deformación en suelos. al tratar la resistencia al corte no drenado resume las aportaciones de algunos autores que propusieron (en su día) una relación entre Su y σp’ basandose especialmente en los resultados de ensayos de campo (y esencialmente en el vane test – o molinete – conforme a Mesri, por ejemplo)

Dana N. Humphrey viene a recordarnos que…

La resistencia al corte sin drenaje se puede expresar como la relación de cu/σ’p. Esto se muestra en los resultados de K0 obtenidos de los ensayos de compresión triaxial consolidado (TC), extensión triaxial (TE), y de corte directo simple (DSS) (N.del autor del blog: usualmente en literatura española y desde la publicación del Geotecnia y Cimientos este ensayo se refiere como corte simple, no confundir con el ensayo habitual de corte directo), ver la figura. 17.6.

En un ensayo TC, se aumenta el esfuerzo vertical hasta rotura, mientras que en un ensayo TE el esfuerzo vertical se reduce hasta rotura. Se observa que los ensayos TC dan como resultado mayores resistencias que los ensayos TE, mientras que los ensayos DSS dan resultados intermedios entre los dos. Los resultados del ensayo “in situ” de molinete (FV) se muestran también en la Fig. 17.6.

En la figura 17.7 se muestra la aplicabilidad de las determinaciones de resistencia al corte sin drenaje del TC, TE, y los ensayos DSS para el caso de un problema típico de estabilidad.

Mesri [1989] llegó a la conclusión de que sería razonable utilizar un promedio de los resultados de estos tres ensayos para el uso de cu en el diseño geotécnico. Cuando esto se aplica a los datos de la figura. 17.6, resulta la siguiente correlación:

cu = 0.22 σp′
(17.6)

Mesri [1975] encontró una relación idéntica con los resultados del ensayo FV; Larsson [1980] obtuvo una relación similar a partir de un análisis retrospectivo en 15 roturas de terraplén. Es significativo constatar que la ecuación (17.6) es independiente del índice de plasticidad del suelo y que la misma relación se obtuvo utilizando los resultados de las pruebas de laboratorio y de campo. Esto tiende a confirmar la conclusión de Bjerrum [1973] de que el ensayo de molinete “in situ” es el mejor enfoque posible para determianr la resistencia al corte no drenado [Mesri, 1989, p. 164]. Por otra parte, la ecuación (17.6) proporciona un valioso medio para estimar el esfuerzo cortante no drenado de arcillas blandas a partir de perfiles σ’p obtenidos de los resultados de ensayos de consolidación.

En la práctica, la resistencia al corte sin drenaje a menudo se determina “in situ” mediante ensayos de molinete. Para proyectos “de rutina”, cu puede determinarse a partir de los resultados de ensayos de laboratorio: bien la resistencia a compresión no confinada o bien mediante molinete sobre muestras de suelo; el resultado en general será menor que el valor “in situ” debido a la perturbación de la muestra (Nota del autor del blog.: esta opinión, generalizada durante muchos años en el ámbito de la geotecnia, tiende a tener menos concurrencia desde el momento en que se ha demostrado que las diferencias entre los parámetros del suelo “in situ” y los obtenidos en laboratorio no radicaban tanto en la alteración de la muestra, como sí en el operativo del sistema de registro de tensiones y deformaciones del ensayo: la implementación de galgas extensiométricas para la medida de deformación en la misma probeta, así como la posibilidad de situar células de carga en el interior de la célula triaxial, ha permitido en buena parte demostrar una más que correcta correspondencia entre las propiedades reales del suelo y los resultados de los ensayos de laboratorio… perdoneu, però algú ho havia de dir…) Los ensayos de corte directo sin drenaje (bastante sencillos) también permiten obtener una estimación razonable de cu [Ladd, 1981].

Para proyectos importantes, acostumbran a realizarse ensayos triaxiales no drenados (CU) sobre muestras inalteradas. Para arcillas muy estructuradas (nota del autor del blog: entiendo que debe referirse a laminadas o estratificadas) con altas sensibilidades y con un contenido de agua superior al límite de líquido, y en arcillas cementadas, la muestra debe
recomprimirse hasta restituir el valor de K0 correspondiente al estado de tensiones original, para minimizar los efectos de las perturbaciones de la muestra [Bjerrum 1973; Jamiolkowski et al, 1985].

Para arcillas no estructuradas y/o no cementadas, la técnica SHANSEP puede ser usada para desarrollar la relación entre el cu / σ’vc y OCR [Ladd y Foote, 1974; Ladd et al, 1977.; Jamiolkowski et al., 1985]. Para ambos casos es necesario realizar los dos ensayos TC y TE. La figura 17.6 muestra que los resultados de TC en sobreestiman mucho la resistencia de corte en una superficie de rotura, mientras que el promedio de los resultados de TC y TE reporta una resistencia al corte más realista para el uso en el diseño. Los ensayos triaxiales UU no aportan datos significativos en la curva tensión – deformación y, a menudo, dan resultados dispersos de cu debido a la incapacidad de esta prueba para restituir el grado de alteración de la muestra [Jamiolkowski et al., 1985] considerándose el uso de este ensayo como no deseable para proyectos importantes.

FIGURA 17.6 resistencia al corte no drenado a partir de K0 en compresión triaxial consolidada CU, ensayo de extensión triaxial y ensayo corte directo simple, así como de pruebas de molinete. (Fuente: Mesri, G. 1989 Una reevaluación de su (mob) = 0.22σ’p. Canadian Geotechnical J. 26 (1): 163.)

FIGURA 17.7 relevancia de los ensayos de laboratorio de corte respecto a la resistencia al corte “in situ”. (Fuente: Bjerrum, L. 1972 Embankments on soft ground. En Performance of Earth and Earth-Supported Structures, Vol. II, p. 16. ASCE, New York. ASCE).

OK… hasta aquí la ortodoxia y mi penitencia

; )

… para otro post me dejo mi interpretación del tema o, en otros términos: de qué manera podemos incluir la fuerza de la gravedad en la mecánica cuántica, llegando a la “teoría del todo” a partir del SPT, que se revela como una constante universal equivalente a “c” en  la síntesis de la teoría de la relatividad general (E = mc2)

todo ello y más… proximamente.
.

Esta entrada fue publicada en Uncategorized y etiquetada , . Guarda el enlace permanente.

Deja un comentario

Tu dirección de correo electrónico no será publicada.