UNIVERSIDAD DE CHILE FACULTAD DE CIENCIAS FISICAS Y MATEMATICAS DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA CIVIL

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1 UNIVERSIDAD DE CHILE FACULTAD DE CIENCIAS FISICAS Y MATEMATICAS DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA CIVIL ANÁLISIS EXPERIMENTAL DE LAS METODOLOGÍAS DE CURVAS HOMOTÉTICAS Y CORTE EN LA EVALUACIÓN DE PROPIEDADES GEOTÉCNICAS DE SUELOS GRUESOS TESIS PARA OPTAR AL GRADO DE MAGISTER EN CIENCIAS DE LA INGENIERÍA MENCIÓN INGENIERÍA GEOTÉCNICA MEMORIA PARA OPTAR AL TÍTULO DE INGENIERO CIVIL LEONARDO HERNÁN DORADOR ORTIZ PROFESOR GUIA: RAMÓN VERDUGO ALVARADO MIEMBROS DE LA COMISION: CLAUDIO FONCEA NAVARRO PEDRO ACEVEDO MOYANO LENART GONZÁLEZ LAGOS SANTIAGO DE CHILE JUNIO 2010

2 RESUMEN DE LA MEMORIA PARA OPTAR AL TÍTULO DE INGENIERO CIVIL Y MAGISTER EN CIENCIAS DE LA INGENIERIA MENCIÓN GEOTECNIA POR: LEONARDO HERNÁN DORADOR ORTIZ FECHA: PROF. GUÍA: SR. RAMÓN VERDUGO A. ANÁLISIS EXPERIMENTAL DE LAS METODOLOGÍAS DE CURVAS HOMOTÉTICAS Y CORTE EN LA EVALUACIÓN DE PROPIEDADES GEOTÉCNICAS DE SUELOS GRUESOS La obtención de propiedades geotécnicas de suelos granulares gruesos presenta dificultades debido principalmente a los altos costos, falta de equipos y tiempo para ensayar probetas de grandes dimensiones, lo cual ha implicado el desarrollo de metodologías alternativas que puedan estimar la resistencia al corte de este tipo de materiales. Estudios anteriores han concluido que el método de curvas homotéticas es la metodología con mayor éxito en la estimación de la resistencia al corte de suelos granulares gruesos, siempre y cuando se consideren las limitaciones del porcentaje máximos de finos, homotecia perfecta, y mantenimiento de la forma de partículas en las granulometrías escaladas. En esta investigación se estudia otro parámetro relevante correspondiente a la dureza de partículas. Adicionalmente se investiga la efectividad del método de corte por lo atractivo y fácil de ser usado. En el presente trabajo se han utilizado dos materiales para curvas homotéticas: Un enrocado con partículas sanas y meteorizadas, y un ripio lixiviado. Estos materiales fueron ensayados en triaxiales convencionales y en el aparato triaxial de gran escala de IDIEM. También se analizó el método de corte utilizando un material fluvial proveniente del río Aconcagua. Para los 3 materiales se realizaron un total de 60 ensayos triaxiales CID en probetas con dimensiones que variaron entre 5 cm x 10 cm hasta 100 cm x 200 cm. Los resultados y análisis obtenidos en el método de curvas homotéticas muestran que una variación de dureza de partículas en la muestra original y homotética es suficiente para conseguir valores de resistencia diferentes entre las granulometrías escaladas. Considerando el método de corte, se confirma que subestima la resistencia al corte y sobreestima el módulo de deformación, comprobando lo obtenido por otros autores. Sin embargo, es posible agregar que el método de corte podría ser válido para una extracción de sobretamaño de hasta un 20%.

3 Agradecimientos: Quisiera expresar mis mayores sentimientos de gratitud a mi familia Dorador Ortiz (Wilfredo, Milena, Claudio, Iván y Cristina) por haber estado en todo momento conmigo, y a toda la nueva Familia que sigue creciendo. También agradezco profundamente al Profesor Ramón Verdugo, por sus acertadísimos consejos, sugerencias y gran ayuda durante todo este trabajo de investigación, y por la confianza que siempre ha depositado en mí. Agradezco además a los profesores Claudio Foncea, Pedro Acevedoy Lenart González por sus excelentes comentarios y sugerencias en el desarrollo de esta tesis. También doy las gracias a Karem de la Hoz por sus consejos y ayuda bibliográfica que nunca dudó en prestarme. Doy gracias al personal del Laboratorio de Sólidos; Omar, Mario y Victor con quienes compartí mis últimos meses en la Universidad. Especialmente reconozco toda la gran ayuda brindada por el personal de Geotecnia de IDIEM, quienes tuvieron una gran disposición en facilitarme equipos, implementos y consejos durante todo este año de tesis. Especialmente doy las gracias a todos mis amigos que estuvieron de alguna forma involucrados en este trabajo de investigación. Siempre los tendré presente!! Y finalmente te agradezco profundamente a tí Pamela, por toda tu paciencia y cariño que me has entregado estos últimos años.

4 Índice de contenido 1. INTRODUCCIÓN OBJETIVOS OBJETIVO GENERAL OBJETIVOS ESPECÍFICOS MARCO TEÓRICO INTRODUCCIÓN RESISTENCIA AL CORTE EN MATERIALES GRANULARES GRUESOS MÉTODOS DE EVALUACIÓN DE RESISTENCIA AL CORTE DE MATERIALES GRANULARES GRUESOS Método de corte Método de corte y reemplazo Método de la matriz Método de gradación paralela o curvas homotéticas Resultados de Gesche (2002) Resultados de De la Hoz (2007) Resumen de las metodologías existentes VARIABLES DE ESTADO DE SUELOS GRANULARES Variables intrínsecas del material Dureza de partículas Forma de las partículas Granulometría Tamaño de partículas Densidades límites de un suelo Variables de estado del material

5 Densidad relativa (DR) Número de contacto entre partículas Humedad en partículas gruesas Fábrica Relación diámetro probeta v/s tamaño máximo partícula Nivel de tensiones Rotura de partículas SUELOS ENSAYADOS ENROCADO E.R PARA CURVAS HOMOTÉTICAS ENROCADO R.L PARA CURVAS HOMOTÉTICAS MATERIAL RÍO ACONCAGUA (A-2) PARA MÉTODO DE CORTE DESCRIPCIÓN DE EQUIPOS Y PROCEDIMIENTO DE ENSAYOS EQUIPOS TRIAXIALES CONVENCIONALES UTILIZADOS Equipo Triaxial N 1, Laboratorio de Sólidos y Medios Particulados Equipo Triaxial N 2, Laboratorio de Sólidos y Medios Particulados Equipo Triaxial N 3, IDIEM, sección Geotecnia Aparato triaxial de gran escala (IDIEM) METODOLOGÍA DE ENSAYO Materiales ensayados Confección de probetas RESULTADOS Y ANÁLISIS METODO DE GRADACIÓN PARALELA- MATERIAL E.R Forma, dureza de partículas y origen geológico Relación tensión deformación Módulo de deformación

6 Ángulo de fricción peak Envolvente de falla Rotura de partículas METODO DE GRADACIÓN PARALELA - MATERIAL R.L Forma, dureza de partículas y origen geológico Relación tensión deformación Módulo de deformación Ángulo de fricción peak Envolvente de falla METODO DE CORTE - MATERIAL A Forma y dureza partículas Relación tensión deformación Módulo de deformación Ángulo de fricción peak Envolvente de falla Rotura de partículas EFECTO DEL COEFICIENTE DE UNIFORMIDAD (C U ) Efecto en el angulo de fricción interna Efecto en el módulo de deformación EFECTO DE LA DENSIDAD RELATIVA (DR) Efecto en el ángulo de fricción interna Efecto en el módulo de deformación EFECTO DE LA DUREZA DE PARTÍCULAS Material Alterado v/s Material Sano Variación del comportamiento del suelo en función de su dureza

7 6.7. DENSIDADES LÍMITES DE UN SUELO EFECTO DEL NIVEL DE TENSIONES OPTIMIZACIÓN DEL MÉTODO DE CURVAS HOMOTÉTICAS DISCUSIÓN COEFICIENTE DE UNIFORMIDAD (C U ) DUREZA Y ESTABILIDAD DE LAS PARTÍCULAS DENSIDAD RELATIVA (DR%) DENSIDADES LÍMITES DE UN SUELO EFECTO DEL NIVEL DE TENSIONES CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES CONCLUSIONES RECOMENDACIONES REFERENCIAS

8 Índice de Figuras FIGURA 3-1: CURVA GRANULOMÉTRICA MATERIAL CORTADO RÍO MAIPO SEGÚN DE LA HOZ FIGURA 3-2 DENSIDADES LÍMITES MATERIAL RÍO MAIPO SEGÚN DE LA HOZ FIGURA 3-3: ÁNGULO DE FRICCIÓN PEAK EN FUNCIÓN DE LA PRESIÓN DE CONFINAMIENTO PARA DISTINTOS PORCENTAJES DE SOBRE-TAMAÑO SEGÚN DE LA HOZ (2007) FIGURA 3-4: MÓDULO DE DEFORMACIÓN EN FUNCIÓN DE LA PRESIÓN DE CONFINAMIENTO SEGÚN DE LA HOZ FIGURA 3-5: EJEMPLO DE ANÁLISIS DE GRADACIÓN, MÉTODO DE CORTE Y REEMPLAZO SEGÚN IANNACCHIONE (2000) FIGURA 3-6: DIFERENTE CONDICIÓN DE PARTÍCULAS DE SOBRE-TAMAÑO EN MATRIZ DE SUELO SEGÚN FRAGASZY (1990) FIGURA 3-7: COMPARACIÓN RESISTENCIA SUELO PROTOTIPO Y MATRIZ DE SUELO PARA UN DR DE 64 Y 61.2 % RESPECTIVAMENTE SEGÚN DE SIDDIQI (1991) FIGURA 3-8: COMPARACIÓN CAMBIO VOLUMÉTRICO SUELO PROTOTIPO Y MATRIZ DE SUELO PARA UN DR DE 64 Y 61.2 % RESPECTIVAMENTE SEGÚN DE SIDDIQI (1991) FIGURA 3-9: RESULTADOS DE ENSAYOS EN SUELO PROTOTIPO Y MATRIZ DE SUELO SEGÚN DE SIDDIQI (1991) FIGURA 3-10: EFECTO DE LA DISMINUCIÓN DE LA DENSIDAD DE CAMPO CERCANO DEBIDO A REMOCIÓN DE PARTÍCULAS DE SOBRE-TAMAÑO SEGÚN FRAGASZY (1992) FIGURA 3-11: GRANULOMETRÍAS Y DENSIDADES MÍNIMAS Y MÁXIMAS DE CURVAS HOMOTÉTICAS, MATERIAL A-1. TOMADO DE GESCHE (2002) FIGURA 3-12: GRANULOMETRÍAS Y DENSIDADES MÍNIMAS Y MÁXIMAS DE CURVAS HOMOTÉTICAS, MATERIAL M-1. SEGÚN GESCHE (2002) FIGURA 3-13: GRÁFICOS TENSIÓN Y CAMBIO VOLUMÉTRICO V/S DEFORMACIÓN AXIAL MATERIAL A-1. SEGÚN GESCHE (2002) FIGURA 3-14: GRÁFICOS MÓDULO DE DEFORMACIÓN (E 50 ) Y ÁNGULO DE FRICCIÓN PEAK V/S NIVEL DE CONFINAMIENTO MATERIAL A-1. SEGÚN GESCHE (2002) FIGURA 3-15: GRÁFICOS TENSIÓN Y CAMBIO VOLUMÉTRICO V/S DEFORMACIÓN AXIAL, MATERIAL M-1. SEGÚN GESCHE (2002) FIGURA 3-16: GRÁFICOS MÓDULO DE DEFORMACIÓN (E 50 ) Y ÁNGULO DE FRICCIÓN INTERNA V/S NIVEL DE CONFINAMIENTO, MATERIAL M-1. SEGÚN GESCHE (2002) FIGURA 3-17: GRANULOMETRÍAS Y DENSIDADES MÍNIMAS Y MÁXIMAS DE CURVAS HOMOTÉTICAS, MATERIAL M-2 SEGÚN DE LA HOZ FIGURA 3-18: GRANULOMETRÍAS Y DENSIDADES MÍNIMAS Y MÁXIMAS DE CURVAS HOMOTÉTICAS, MATERIAL M-3 SEGÚN DE LA HOZ FIGURA 3-19: GRANULOMETRÍAS Y DENSIDADES MÍNIMAS Y MÁXIMAS DE CURVAS HOMOTÉTICAS, MATERIAL P-1 SEGÚN DE LA HOZ FIGURA 3-20: GRÁFICOS TENSIÓN Y CAMBIO VOLUMÉTRICO V/S DEFORMACIÓN, MATERIAL M-2. SEGÚN DE LA HOZ (2007) FIGURA 3-21: GRÁFICOS MÓDULO DE DEFORMACIÓN (E 50 ) Y ÁNGULO DE FRICCIÓN INTERNA V/S NIVEL DE CONFINAMIENTO, MATERIAL M-2. SEGÚN DE LA HOZ (2007) FIGURA 3-22: GRÁFICOS TENSIÓN Y CAMBIO VOLUMÉTRICO V/S DEFORMACIÓN, MATERIAL M-3. SEGÚN DE LA HOZ (2007) FIGURA 3-23: GRÁFICOS MÓDULO DE DEFORMACIÓN (E 50 ) Y ÁNGULO DE FRICCIÓN INTERNA V/S NIVEL DE CONFINAMIENTO, MATERIAL M-3. SEGÚN DE LA HOZ (2007)

9 FIGURA 3-24: GRÁFICOS TENSIÓN Y CAMBIO VOLUMÉTRICO V/S DEFORMACIÓN, MATERIAL P-1. SEGÚN DE LA HOZ (2007) FIGURA 3-25: GRÁFICOS MÓDULO DE DEFORMACIÓN (E 50 ) Y ÁNGULO DE FRICCIÓN INTERNA V/S NIVEL DE CONFINAMIENTO, MATERIAL P-1. SEGÚN DE LA HOZ (2007) FIGURA 3-26: GRANULOMETRÍAS PRE Y POST ENSAYO EN FUNCIÓN DEL NIVEL DE CONFINAMIENTO PARA LOS 3 MATERIALES ANALIZADOS SEGÚN LO Y ROY (1973) FIGURA 3-27: RESISTENCIA AL CORTE EN FUNCIÓN DEL NIVEL DE CONFINAMIENTO PARA LOS 3 MATERIALES ANALIZADOS SEGÚN LO Y ROY (1973) FIGURA 3-28: DISMINUCIÓN DE RESISTENCIA CON EL NIVEL DE CONFINAMIENTO PARA DISTINTOS GRADOS DE DUREZA DE PARTÍCULAS SEGÚN MURPHY (1970) FIGURA 3-29: PARTÍCULAS CON DIFERENTE ESFERICIDAD Y REDONDEZ. SEGÚN KRUMBEIN Y SLOSS (1963) FIGURA 3-30: CORRELACIÓN DENSIDAD SECA MÁXIMA V/S COEFICIENTE DE UNIFORMIDAD. KEZDI (1979) FIGURA 3-31: DISTINTOS TIPOS DE CURVAS GRANULOMÉTRICAS Y SU DISTRIBUCIÓN EN MATERIAL FINO Y GRUESO, SEGÚN BURMISTER (1938) FIGURA 3-32: CORRELACIONES ENTRE LAS DENSIDADES LÍMITES DE GRAVAS Y ARENAS PROPUESTAS POR DIFERENTES AUTORES. SEGÚN DE LA HOZ (2007) FIGURA 3-33: INFLUENCIA DE LA DENSIDAD RELATIVA EN EL ÁNGULO DE FRICCIÓN INTERNA. RESUMEN DE RESULTADOS DE AL-HUSSAINI (1983) FIGURA 3-34: NÚMERO DE CONTACTOS PROMEDIO EN FUNCIÓN DE EMPAQUETAMIENTOS GRANULARES HOMOGÉNEOS SEGÚN ODA (1977) FIGURA 3-35: INFLUENCIA DEL NÚMERO DE CONTACTO PROMEDIO EN EL ÁNGULO DE FRICCIÓN CON RESPECTO A SU DESVIACIÓN ESTÁNDAR SEGÚN MOROTO (1975) FIGURA 3-36: ROTURA DE GRANOS INFLUENCIADA POR LA HUMEDAD EN LA MUESTRA DE SUELO PARA DISTINTOS NIVELES DE CONFINAMIENTO EN KG/CM2). EN EL EJE VERTICAL PARÁMETRO DE ROTURA DE HARDIN (BR) Y EN EL EJE HORIZONTAL HUMEDAD RELATIVA HR% FIGURA 3-37 : ESQUEMA DE POSIBLE GRIETA EN PARTÍCULA DE ENROCADO SEGÚN OLDECOP ET AL., (2001) FIGURA 3-38: ENSAYOS DE CONSOLIDACIÓN UNIDIMENSIONAL CON DISTINTOS NIVELES DE CONFINAMIENTO EN COMPRESIÓN Y RECOMPRESIÓN EN MATERIAL ROCKFILL, ADEMÁS DE LA SATURACIÓN COMPLETA Y COLAPSO EN ALGUNOS ENSAYOS. DEFORMACIÓN UNITARIA EN EJE VERTICAL Y TENSIÓN VERTICAL EN EJE HORIZONTAL. SEGÚN OLDECOP ET AL., (2001) FIGURA 3-39: EFECTO DE LA FÁBRICA EN LA RESISTENCIA AL CORTE. MODIFICADO DE MITCHELL (1976) FIGURA 3-40: ÁNGULO DE FRICCIÓN SECANTE EN FUNCIÓN DEL NIVEL DE CONFINAMIENTO PARA RADIOS DE DIÁMETRO PROBETAS V/S TAMAÑO MÁXIMO PARTÍCULA ENTRE 4 Y 16. SEGÚN CEA (1994) FIGURA 3-41: COMPENDIO DE RESULTADOS DE ENSAYOS TRIAXIALES SEGÚN DE LA HOZ (2007) FIGURA 3-42: RESULTADOS COLLIAT-DANGU ET AL (1988) FIGURA 3-43: VARIACIÓN DEL ÁNGULO DE FRICCIÓN INTERNA EN FUNCIÓN DE LA TENSIÓN DE CONFINAMIENTO PARA BAJAS Y ALTAS PRESIONES FIGURA 3-44 VARIACIÓN DE LA RAZÓN ENTRE ESFUERZOS PRINCIPALES V/S PARÁMETRO DE ROTURA BG PARA ENROCADOS BIEN GRADUADOS Y UNIFORMES. SEGÚN MARSAL (1973) FIGURA 3-45: RELACIÓN LINEAL ENTRE EL MÁXIMO ÁNGULO DE FRICCIÓN CON EL ENSAYO DE ABRASIÓN DE LOS ÁNGELES. SEGÚN GHANBARI (2008) FIGURA 4-1: GRANULOMETRÍAS PARALELAS MATERIAL E.R FIGURA 4-2: GRANULOMETRÍAS Y DENSIDADES MÍNIMAS Y MÁXIMAS DE CURVAS HOMOTÉTICAS E.R FIGURA 4-3: GRANULOMETRÍAS PARALELAS MATERIAL R.L FIGURA 4-4: GRANULOMETRÍAS Y DENSIDADES MÍNIMAS Y MÁXIMAS DE CURVAS HOMOTÉTICAS R.L FIGURA 4-5: CURVAS GRANULOMÉTRICAS UTILIZADAS EN MATERIAL A FIGURA 4-6: DENSIDADES LÍMITES MATERIAL A

10 FIGURA 5-1: PRENSA TRIAXIAL N 1. MODELO HM-3000 HUMBOLT FIGURA 5-2: PRENSA TRIAXIAL N 2. MODELO HM-3000 HUMBOLT FIGURA 5-3: APARATO TRIAXIAL GIGANTE IDIEM SEGÚN VERDUGO (2007) FIGURA 5-4: PANEL DE CONTROL SEGÚN VERDUGO (2007) FIGURA 6-1: MUESTRAS HOMOTÉTICAS MATERIAL E.R FIGURA 6-2: RELACIÓN TENSIÓN-DEFORMACIÓN CURVAS HOMOTÉTICAS - MATERIAL E.R FIGURA 6-3: MÓDULO DEFORMACIÓN V/S TENSIÓN DE CONFINAMIENTO-MATERIAL E.R FIGURA 6-4: ÁNGULO DE FRICCIÓN PEAK V/S TENSIÓN DE CONFINAMIENTO - MATERIAL E.R FIGURA 6-5: CURVAS HOMOTÉTICA PRE Y POST ENSAYO, MATERIAL E.R FIGURA 6-6: MUESTRAS HOMOTÉTICAS MATERIAL R.L FIGURA 6-7: RELACIÓN TENSIÓN-DEFORMACIÓN CURVAS HOMOTÉTICAS R.L FIGURA 6-8: MÓDULO DEFORMACIÓN V/S TENSIÓN DE CONFINAMIENTO MATERIAL R.L FIGURA 6-9: ÁNGULO DE FRICCIÓN PEAK V/S TENSIÓN DE CONFINAMIENTO MATERIAL R.L FIGURA 6-10: MUESTRAS CORTADAS CON 0%, 40%, 65%. 80% Y 100% DE SOBRE-TAMAÑO. MATERIAL A FIGURA 6-11: RELACIÓN TENSIÓN Y CAMBIO VOLUMÉTRICO V/S DEFORMACIÓN UNITARIA AXIAL. MATERIAL A-2 CORTE 0%, 80% Y 100% DE SOBRE-TAMAÑO FIGURA 6-12: RELACIÓN TENSIÓN Y CAMBIO VOLUMÉTRICO V/S DEFORMACIÓN UNITARIA AXIAL. MATERIAL A-2 CON 0%, 40% Y 65% DE SOBRE-TAMAÑO FIGURA 6-13: VARIACIÓN DEL MÓDULO DE DEFORMACIÓN AL 50% DE LA RESISTENCIA MÁXIMA (E 50 ) V/S TENSIÓN DE CONFINAMIENTO MATERIAL A FIGURA 6-14: ÁNGULO DE FRICCIÓN PEAK V/S TENSIÓN DE CONFINAMIENTO MATERIAL A FIGURA 6-15: ÁNGULO DE FRICCIÓN PEAK V/S PORCENTAJE DE SOBRE-TAMAÑO - MATERIAL A FIGURA 6-16: MATERIAL A-2 CON 0% Y 40% DE SOBRE-TAMAÑO FIGURA 6-17: MATERIAL A-2 CON 65% Y 80% DE SOBRE-TAMAÑO FIGURA 6-18: MATERIAL A-2 CON 100% DE SOBRE-TAMAÑO FIGURA 6-19: MATERIAL CON 0% Y 20% DE SOBRE-TAMAÑO (DE LA HOZ 2007) FIGURA 6-20: MATERIAL CON 40% Y 60% DE SOBRE-TAMAÑO (DE LA HOZ 2007) FIGURA 6-21: MATERIAL CON 80% Y 100% DE SOBRE-TAMAÑO (DE LA HOZ 2007) FIGURA 6-22: ÁNGULO DE FRICCIÓN PEAK V/S COEFICIENTE DE UNIFORMIDAD, MUESTRA ORIGINAL Y CORTADA EN LOS 2 MATERIALES ANALIZADOS FIGURA 6-23: ANÁLISIS DE SENSIBILIDAD MÓDULO DE DEFORMACIÓN E 50 V/S NIVEL DE CONFINAMIENTO, EN BASE AL COEFICIENTE DE UNIFORMIDAD FIGURA 6-24: VARIACIÓN DE ÁNGULO DE FRICCIÓN EN 3 DR DISTINTOS PARA UN RANGO DE CU ENTRE 6.53 Y FIGURA 6-25: ÁNGULO DE FRICCIÓN SECANTE EN FUNCIÓN DEL NIVEL DE CONFINAMIENTO Y COEFICIENTE DE UNIFORMIDAD PARA DR = 70% (MATERIAL FLUVIAL RÍO MAIPO) Y DR = 75% (MATERIAL FLUVIAL RÍO ACONCAGUA) FIGURA 6-26: VARIACIÓN DEL MÓDULO DE DEFORMACIÓN CON EL CONFINAMIENTO EN FUNCIÓN DE LA DENSIDAD RELATIVA DEL MATERIAL FIGURA 6-27: PARTÍCULAS COMPUESTAS POR ANDESITA SANA Y METEORIZADA FIGURA 6-28: RESISTENCIA AL CORTE MATERIAL ORIGINAL Y MATERIAL SANO FIGURA 6-29: CAMBIO VOLUMÉTRICO MATERIAL ORIGINAL Y MATERIAL SANO FIGURA 6-30: ÁNGULO DE FRICCIÓN MÁXIMO EN FUNCIÓN DE LA PRESIÓN DE CONFINAMIENTO PARA LOS 2 MATERIALES ENSAYADOS FIGURA 6-31: GRANULOMETRÍA POST ENSAYO, TENSIÓN DE CONFINAMIENTO DE [KG/CM2] MUESTRA 1 (ORIGINAL)

11 FIGURA 6-32: GRANULOMETRÍA POST ENSAYO, TENSIÓN DE CONFINAMIENTO DE 1 [KG/CM2] MUESTRA 2 (SANA) FIGURA 6-33: GRANULOMETRÍA POST ENSAYO, TENSIÓN DE CONFINAMIENTO DE 3 [KG/CM2] MUESTRA 1 (ORIGINAL) FIGURA 6-34: GRANULOMETRÍA POST ENSAYO, TENSIÓN DE CONFINAMIENTO DE =3 [KG/CM2] MUESTRA 2 (SANA) FIGURA 6-35: ROTURA DE PARTÍCULAS EN MATERIAL SANO Y ALTERADO, CUANTIFICADO CON BG FIGURA 6-36: RESISTENCIA AL CORTE V/S DEFORMACIÓN UNITARIA, PARA DISTINTOS PORCENTAJES DE PARTICULAS SANAS Y ALTERADAS FIGURA 6-37: CAMBIO VOLUMÉTRICO V/S DEFORMACIÓN UNITARIA, PARA DISTINTOS PORCENTAJES DE PARTICULAS SANAS Y ALTERADAS FIGURA 6-38: E MIN Y E MAX EN FUNCIÓN DEL COEFICIENTE DE UNIFORMIDAD (C U ) FIGURA 6-39: DENSIDAD MÍNIMA EN FUNCIÓN DEL C U Y DEL TAMAÑO MEDIO DE PARTÍCULAS FIGURA 6-40: COMPENDIO DE RESULTADOS DE ENSAYOS TRIAXIALES (VARIOS AUTORES) FIGURA 6-41: GRANULOMETRÍAS CONSIDERADAS EN ANÁLISIS FIGURA 6-42: RESISTENCIA AL CORTE Y CAMBIO VOLUMÉTRICO, MATERIAL ORIGINAL (HOMOTÉTICA) Y CORTADO FIGURA 6-43: DENSIDAD MÁXIMA V/S COEFICIENTE DE UNIFORMIDAD C U = D 60 /D FIGURA 6-44: DENSIDAD MÁXIMA V/S COEFICIENTE DE UNIFORMIDAD C U *= D 80 /D

12 Índice de Tablas TABLA 3-1: PORCENTAJE DE FINOS PRE Y POST ENSAYO PARA LOS 3 MATERIALES ANALIZADOS CON UN NIVEL DE TENSIÓN DE CONFINAMIENTO DE 112 KG/CM TABLA 3-2: MATERIALES ANALIZADOS CON SU RESPECTIVA DUREZA Y GRAVEDAD ESPECÍFICA (GS) TABLA 3-3: RESISTENCIA AL CORTE BASADO EN ENSAYOS TRIAXIALES EN FUNCIÓN DEL PORCENTAJE DE GRAVA Y ARENA EN LA MUESTRA SEGÚN VALLEJOS (2001) TABLA 4-1: CARACTERIZACIÓN DE CURVAS GRANULOMÉTRICA DE MATERIAL E.R TABLA 4-2: DETALLE CONFECCIÓN PROBETAS MATERIAL E.R TABLA 4-3: CARACTERIZACIÓN DE CURVAS GRANULOMÉTRICAS DE MATERIAL R.L TABLA 4-4: DETALLE CONFECCIÓN PROBETAS MATERIAL R.L TABLA 4-5: PRESIONES DE CONFINAMIENTO- MATERIAL A TABLA 4-6: CARACTERIZACIÓN DE CURVAS GRANULOMÉTRICAS DE MATERIAL A TABLA 4-7: DENSIDADES INCIALES DE ENSAYOS MATERIAL A TABLA 6-1: PARÁMETROS DE RESISTENCIA-CRITERIO DE MOHR COULOMB MATERIAL E.R TABLA 6-2: PARÁMETROS A Y B - MATERIAL E.R TABLA 6-3: PARÁMETROS DE RESISTENCIA-CRITERIO DE MOHR COULOMB MATERIAL R.L TABLA 6-4: PARÁMETROS A Y B MATERIAL R.L TABLA 6-5: PARÁMETROS DE RESISTENCIA-CRITERIO DE MOHR COULOMB MATERIAL RÍO ACONCAGUA A TABLA 6-6: PARÁMETROS A Y B MATERIAL CORTADO RÍO ACONCAGUA (A-2) TABLA 6-7: PARÁMETROS A Y B MATERIAL CORTADO RÍO MAIPO (M) TABLA 6-8: CARACTERÍSTICAS DE MATERIALES ANALIZADOS TABLA 6-9: DENSIDADES LÍMITES MATERIALES ENSAYADOS

13 1. INTRODUCCIÓN El notable aumento de grandes obras de tierra principalmente en el ámbito minero tales como pilas de lixiviación y botaderos, además del desarrollo de presasde enrocado de gran altura, que incluyen la utilización de considerables cantidades de material granular grueso, ha derivado en la necesidad de mejorar el conocimiento de los ingenieros sobre el comportamiento de suelos gruesos y la resistencia al corte de este tipo de materiales. Generalmente, para obtener la resistencia al corte de suelos se utilizan triaxiales convencionales (hasta dimensiones de 15cm 30cm) en los cuales sólo pueden ser utilizadas partículas de hasta 1 de tamaño máximo nominal. Debido a la necesidad de estudiar el comportamiento de muestras con tamaños máximos mayores a los requeridos por los triaxiales convencionales, el Instituto de Investigación y Ensayos de Materiales IDIEM de la Universidad de Chile, confeccionó un triaxial gigante capaz de ensayar probetas de 1 m de diámetro y 2 m de alto (Verdugo 2007), lo cual permite ensayar muestras con tamaños de partículas de hasta 17 cm. Sin embargo, es común el uso de materiales gruesos con tamaño de partículas mayores a 17 cm, con lo cual es necesario estudiar metodologías que permitan la estimación de la resistencia al corte y comportamiento de estos materiales granulares gruesos, utilizando la parte menos gruesa posible de ensayar en laboratorio. Principalmente existen 4 metodologías de estimación de la resistencia al corte, las cuales son Método de corte Método de corte y reemplazo Método de la matriz Método de gradación paralela (curvas homotéticas) El alcance de esta tesis comprende el estudio del método de curvas granulométricas homotéticas y el método de corte, utilizando 3 suelos con diferentes orígenes geológicos, forma y dureza de partículas, y una cantidad total de 60 ensayos triaxiales CID (Consolidado Isotrópicamente Drenado), utilizando probetas de 5cm 10cm, 10cm 20cm, 15cm 30cm y 100cm 200cm. La importancia del presente estudio radica en su aporte al desarrollo de metodologías para caracterizar un suelo con partículas de sobre-tamaño, lo cual es muy beneficioso desde un punto de vista económico cuando se involucren grandes volúmenes de suelo y partículas gruesas. Es importante señalar que esta investigación está orientada al estudio de suelos gruesos utilizados en rellenos tales como presas, botaderos, etc. En este contexto se excluye del estudio el análisis de suelos gruesos en estado natural, para los cuales podrían más útiles ensayos in-situ. Los Capítulos de esta tesis son los siguientes. 1. Introducción 10

14 2. Objetivos generales y específicos de este estudio. 3. Marco Teórico, en el cual se explican los métodos de evaluación de resistencia al corte de suelos gruesos, junto con las variables que controlan dicha resistencia. 4. Detalle de los materiales ensayados y las metodologías utilizadas para llevar a cabo los ensayos de laboratorio. 5. Descripción de equipos triaxiales utilizados (Triaxiales convencionales y aparato Triaxial de gran escala). 6. Presentación de resultados de los ensayos realizados y análisis de los parámetros que afectan en mayor medida la resistencia al corte en suelos gruesos. 7. Discusiones sobre los resultados obtenidos en Capítulo Conclusiones y recomendaciones 9. Referencias 11

15 2. OBJETIVOS 2.1. OBJETIVO GENERAL El objetivo principal de esta investigación es analizar la efectividad del método de las curvas granulométricas homotéticas en suelos granulares gruesos al variar la dureza de las partículas de las muestras escaladas, en materiales que poseen partículas alteradas o meteorizadas OBJETIVOS ESPECÍFICOS Estudiar los parámetros que permiten caracterizar la resistencia al corte de materiales granulares gruesos tales como gradación y densidad relativa de la muestra, junto con la dureza de las partículas. Cuantificar la influencia de cada uno de estos parámetros en la resistencia de suelos gruesos. Analizar la efectividad del método de corte en la obtención de la resistencia y parámetros de deformación de suelos gruesos. 12

16 3. MARCO TEÓRICO 3.1. INTRODUCCIÓN Debido a los significativos avances en la Ingeniería Civil, especialmente en la mecánica de suelos, el uso de suelos gruesos y enrocados en diferentes tipos de obras civiles ha sido cada vez más importante. Una de las características más relevante en el uso de suelos gruesos y enrocados que es necesario conocer, es su capacidad de resistir las fuerzas que intentan contraer la estructura interna del material. Esta propiedad es llamada resistencia al corte (Capítulo 3.2). La resistencia al corte depende de las propiedades del material tales como: i) forma partículas, ii) dureza partículas, iii) gradación de la muestra, además de variables de estado que corresponden a iv) Densidad y número de contactos, v) fábrica de la muestra, vi) humedad del material vii) nivel y trayectoria de tensiones, entre otras variables. En el Capítulo 3.4 se presenta la influencia de cada uno de estos parámetros en la resistencia al corte. Al considerar suelos gruesos, existe la dificultad de obtener la resistencia al corte en laboratorio, debido al tamaño que puedan llegar a tener las partículas gruesas, lo cual impide que éstas puedan ser ensayadas. Por tal motivo es indispensable el uso de metodologías que estimen la resistencia al corte de estos tipos de materiales. En el Capítulo 3.3 se presentan los métodos existentes con especial énfasis en el método de gradación paralela, el cual ha sido el más utilizado por los investigadores contemporáneos (Verdugo 2006) RESISTENCIA AL CORTE EN MATERIALES GRANULARES GRUESOS Los materiales granulares se definen como un conjunto de partículas que poseen interacción entre ellas gracias a los contactos físicos que existen entre sí. Además, una masa de suelo se caracteriza por tener una cantidad de material con partículas sólidas y vacíos. Estos vacíos pueden ser llenados con agua y/o aire o gases. Dependiendo de la forma en que una masa de suelo responde a las fuerzas externas, el comportamiento del suelo puede ser drenado (acomodo de partículas y un cambio volumétrico en la estructura de suelo) o un comportamiento no drenado (sin cambio volumétrico y existencia de presiones de poros en el suelo). Este comportamiento dependerá de la forma en la cual se manifiesten las fuerzas externas actuantes en el suelo (solicitaciones lentas o rápidas). Además, un factor fundamental que diferencia a los materiales particulados de otro tipo de materiales es su capacidad de aumentar de volumen debido a que las partículas pueden 13

17 montarse en un arreglo granular denso dependiendo del nivel de confinamiento de la muestra. Esta respuesta del suelo es llamada dilatancia. Una de las relaciones más conocidas en el estudio de la dilatancia, es la señalada por Rowe (1962), el cual obtuvo la siguiente expresión. (Ec.3.1) σ 1 σ 3 = tan 2 P dεv (45 + φu ) (1 + ) P dε 1 Donde: φ U P dε V P dε 1 dε 1+ dε P V P 1 = Ángulo de fricción interpartícula = Incremento de deformación volumétrica = Incremento de deformación principal. = Factor de dilatancia del material Esta ecuación señala que existe una relación directa entre la razón de tensiones y el factor de dilatancia. Además Rowe (1962) concluyó que existe una relación entre la máxima dilatancia que sufre el material con la máxima resistencia al corte que puede desarrollar un suelo. Rowe obtuvo esta ley en base a ensayos triaxiales aplicados a esferas de vidrio, acero y arenas, las cuales no sufrieron rotura o deformaciones plásticas. Esta relación no es totalmente válida para suelos gruesos debido a la rotura que sufren las partículas durante el ensayo. Debido a que la Ecuación 3.1 no considera en su fórmula la densidad del material, confinamiento y trayectoria de tensiones (factores que influyen en la resistencia al corte de un suelo). Distintos autores han propuesto diferentes ecuaciones que representan el fenómeno de la dilatancia incluyendo estas últimas variables nombradas (Bolton 1986; Shanz y Vermeer 1996). Por otro lado, una condición clave de los suelos es que su resistencia al corte última (resistencia a la falla) depende directamente del nivel de confinamiento que posean. En base a lo anterior, los criterios de falla más utilizados en materiales granulares gruesos son el criterio Mohr Coulomb 1, y el criterio de envolvente no lineal. 1 Mitchell, J.K., Soga, K., Fundamentals of Soil Behavior 14

18 Este último criterio (Ecuación 3.2) fue utlizado por primera vez por De Mello (1977). Los parámetros a y b representan la resistencia peak y el grado de rotura respectivamente. La ecuación 3.2 ha sido mejorada (Indraratna 1998) por el hecho de agregar el parámetro de resistencia a la compresión simple (UCS) del enrocado (Ecuación 3.3). (Ec.3.2) τ = a σ n b (Ec.3.3) τ UCS σn = a UCS b A continuación se presentan las metodologías de estimación de resistencia al corte de suelos gruesos que han sido utilizadas en la actualidad MÉTODOS DE EVALUACIÓN DE RESISTENCIA AL CORTE DE MATERIALES GRANULARES GRUESOS Principalmente existen 4 métodos que se han utilizado para caracterizar geomecánicamente los suelos gruesos siendo el método de gradación paralela el más utilizado por los investigadores (Verdugo 2006). Los métodos que han sido usados hasta hoy se detallan a continuación Método de corte El método de corte se basa en la idea de extraer el material de sobre-tamaño de la muestra de tal forma que el material cortado pueda ser ensayado en equipos convencionales. Este método fue utilizado por Al Hussaini (1983) y realizando ensayos triaxiales CID en muestras con igual densidad relativa (DR) obtuvo que las muestras cortadas poseen menores resistencias al corte que la muestra original. Siguiendo una línea de investigación similar a Al-Hussaini, De la Hoz (2007) realizó una serie de ensayos triaxiales CID con un DR= 70% en materiales cortados para un tamaño de partículas 3/8. El suelo utilizado fue la grava del río Maipo, ubicada en la Región Metropolitana en Chile. En la Figura 3-2 se aprecia que las densidades mínimas y máximas no poseen valor similar en las curvas granulométricas confeccionadas, y las mayores densidades mínimas y máximas se obtienen para un sobre-tamaño del 40%. La diferencia de las densidades límites para distintos porcentajes de sobre-tamaño, produce diferentes densidades de confección entre las distintas 15

19 curvas confeccionadas, lo cual tiene consecuencias en la resistencia y deformabilidad de los ensayos realizados, tal cual es posible apreciar en las Figuras 3-3 y 3-4. Figura 3-1: Curva granulométrica Material Cortado Río Maipo según De la Hoz Figura 3-2 Densidades límites material Río Maipo según De la Hoz

20 Figura 3-3: Ángulo de fricción peak en función de la presión de confinamiento para distintos porcentajes de sobre-tamaño según De la Hoz (2007). Figura 3-4: Módulo de deformación en función de la presión de confinamiento según De la Hoz

21 En la Figura 3-3 se presenta la variación de la resistencia al corte basada en el ángulo de fricción peak 2 (φ peak ), en función del nivel de confinamiento. En esta Figura se aprecia claramente que la muestra cortada posee el menor ángulo de fricción peak comparado con la muestra original (60% de sobre-tamaño) y con las otras muestras de sobre-tamaño. Sin embargo, según la Figura 3-4, el módulo de deformación E 3 50 alcanza un mayor valor con la muestra cortada que con la muestra original y las otras muestras de sobre-tamaño. Por lo tanto, se concluye que la muestra cortada posee menor resistencia al corte que la muestra original (Figura 3-3). Sin embargo su módulo de deformación E 50 es mayor que todas las otras muestras con sobre-tamaño (Figura 3-4). Aunque ya se han señalado las limitaciones de esta metodología, la facilidad y sencillez de este método al ser utilizado en el laboratorio, ha presentado mayor popularidad hoy en día. De esta manera, De la Hoz (2007) recomienda el uso del método de corte hasta un porcentaje de sobre-tamaño del 20%. Debido a que las muestras ensayadas por De la Hoz (2007) tenían tamaño máximo de partículas de 1, con densidades relativas del 70%, y fueron cortadas en un tamaño de partículas de 9.52 mm, se hace necesario continuar una investigación similar sobre esta metodología considerando diferente tamaño de corte y densidades relativas de ensayo, para así comprobar que la muestra cortada resiste menos y posee mayor rigidez que la muestra original Método de corte y reemplazo Este método se basa en la idea de remover las partículas de sobre-tamaño y reemplazarlas por un porcentaje igual en peso de partículas más pequeñas. Es decir, este método utiliza un material menos graduado que el original pero considerando una misma densidad de suelo, por lo cual no es posible controlar variables como la granulometría, densidad relativa (DR) y número de contacto de partículas, las cuales influencian la resistencia al corte, tal como será analizado en el Capítulo Ángulo de la tangente del círculo de Mohr medido desde el origen. 18

22 Figura 3-5: Ejemplo de análisis de gradación, método de corte y reemplazo según Iannacchione (2000). Principalmente, este método al reproducir curvas granulométricas más uniformes debería conseguir resultados de resistencia al corte más bajos que la muestra de granulometría original (De la Hoz 2007). Sin embargo, el hecho de reemplazar bajo una misma cantidad en peso, material grueso con material de menor tamaño, implica que la densidad relativa de la muestra reemplazada es mayor que la muestra original; lo cual finalmente, se traduce en una mayor resistencia máxima del suelo. Este último análisis complica el uso de este método debido a la dificultad de cuantificar principalmente la reducción del ángulo de fricción peak debido al corte del material de sobre-tamaño y de cuantificar el aumento de φ peak por un incremento en la densidad relativa de la muestra. Donaghe et al, (1979) analizaron el funcionamiento de este método en base a ensayos triaxiales CIU convencionales usando diferentes porcentajes de gravas en las muestras. Finalmente se llegó a la conclusión que estos ensayos alterados proveen resultados un poco conservadores con respecto a la muestra original. Debido a las razones dadas anteriormente, este método no ha tenido gran popularidad entre los investigadores contemporáneos Método de la matriz El método de la matriz se basa en que las partículas de sobre-tamaño al estar flotando en una matriz de suelo, es ésta última la que controla la resistencia al corte. Sin embargo, al aumentar el contenido de partículas de sobre-tamaño, éstas tienden a conseguir contacto entre ellas y la condición de flotación de las partículas no se cumple. Esta razón ha sido la gran limitante de esta metodología de evaluación en suelos gruesos. 19

23 Figura 3-6: Diferente condición de partículas de sobre-tamaño en matriz de suelo según Fragaszy (1990). Siddiqi (1984) creó un método en que es posible obtener la resistencia al corte de un suelo con sobre-tamaño, siempre y cuando se obtengan los resultados de resistencia de la matriz del material, y que las partículas de sobre-tamaño no afecten la resistencia y el comportamiento de la mezcla. Siddiqi (1991) utilizó este método para evaluar la resistencia de un material grueso usado en la construcción de la presa Lake Valley en Estados Unidos. Se consideró un material prototipo de tamaño máximo de 6, el cual a su vez posee una matriz de suelo de tamaño máximo de 2.8. Ambos suelos se ensayaron en triaxiales CID. Según las Figuras 3-7 y 3-8 la resistencia peak y el cambio volumétrico son similares entre ambos materiales y según la Figura 3-9 se observan resultados similares con respecto al suelo de la matriz y la predicción del modelo. 20

24 Figura 3-7: Comparación resistencia suelo prototipo y matriz de suelo para un DR de 64 y 61.2 % respectivamente según de Siddiqi (1991). Figura 3-8: Comparación cambio volumétrico suelo prototipo y matriz de suelo para un DR de 64 y 61.2 % respectivamente según de Siddiqi (1991). 21

25 . Figura 3-9: Resultados de ensayos en suelo prototipo y matriz de suelo según de Siddiqi (1991). La investigación concluyó que este modelamiento entrega resultados satisfactorios en la resistencia estática del material analizado. Sin embargo, debido a que la resistencia de la matriz de suelo depende directamente de su densidad de campo lejano se hace necesario obtenerla mediante el método que describe Fragaszy (1992) y que tiene como idea principal corregir la densidad de la matriz de suelo cuando se remueven partículas de sobre-tamaño. Este efecto es posible explicarlo en la Figura

26 Figura 3-10: Efecto de la disminución de la densidad de campo cercano debido a remoción de partículas de sobre-tamaño según Fragaszy (1992). Las partículas gruesas, al ser removidas, dejan vacíos que podrían ocupar algunas partículas de la matriz (partículas sombreadas). Por lo cual, la corrección de Fragaszy pretende considerar este efecto y obtener así la densidad corregida de campo lejano de la matriz. Finalmente, De la Hoz (2007) concluyó que si el porcentaje de partículas de sobre-tamaño fuese menor al 20%, este método podría ser útil en la determinación de la resistencia al corte en suelos gruesos Método de gradación paralela o curvas homotéticas El método de granulometría paralela o curvas homotéticas fue aplicado por primera vez por Lowe (1964) y desde entonces ha sido muy utilizado, siendo aplicado por Marachi et al. (1972), Thiers y Donovan (1981), Cea (1994), Gesche (2002), y De la Hoz (2007) entre otros investigadores. Este método tiene como objetivo escalar la granulometría del suelo original a una curva granulométrica de menor tamaño de partículas de tal forma que tenga el mismo Coeficiente de uniformidad (C U ) y Coeficiente de gradación (C C ), y asumiendo que se mantienen las mismas características propias de las partículas como son la dureza, forma y peso específico de los sólidos, principalmente. Marachi et al., (1972) llevó a cabo una serie de ensayos triaxiales CID aplicado a 3 distintos materiales de tipo rockfills. i) enrocado llamado pyramid dam material, ii) basalto chancado, y iii) suelo de origen aluvial proveniente de la presa Oroville en California, 23

27 Estados Unidos. Los resultados fueron que el ángulo de fricción disminuye levemente al aumentar el tamaño de partículas. Esta tendencia se produjo debido a que estos materiales analizados tenían una dureza baja, lo cual posibilitó una mayor rotura de partículas. Finalmente, Marachi et al., (1972) concluyeron que esta técnica parece ser una forma útil para obtener la resistencia al corte de materiales rockfills. Thiers y Donovan (1981), al realizar ensayos triaxiales a rocas sedimentarias, también concluyeron que el ángulo de fricción disminuye al ser incrementado el tamaño de partículas. Utilizando esta misma metodología, Varadajan (2003) llevó a cabo ensayos triaxiales con un material obtenido por voladura llamado Purulia, y concluyó que la rotura de partículas de baja resistencia o alteradas de las curvas homotéticas, pueden sobreestimar la resistencia al corte con respecto a la granulometría prototipo. Las referencias que existen en Chile sobre la aplicación del método de curvas homotéticas, corresponden a los trabajos realizados por Gesche (2002) y De la Hoz (2007). Un resumen de los resultados obtenidos por ellos se presenta a continuación Resultados de Gesche (2002) Gesche (2002) utilizó el método de gradación paralela para estimar de resistencia al corte en materiales granulares gruesos. Dos de los materiales utilizados en su investigación (A-1 y M- 1) se presentan a continuación considerando sus características y resultados de ensayos. Granulometría y densidades límites El material A-1 proveniente del río Aconcagua ubicado en la Región de Valparaíso en Chile, corresponde a gravas arenosas de cantos redondeados, las cuales fueron extraídas del mismo lecho del río y cortadas en 1 ½. En el laboratorio se procedió a confeccionar tres curvas homotéticas, en las que se restringió el porcentaje de finos a un 10%. El material M-1 corresponde a gravas angulosas del lecho del río Maipo, las cuales sufrieron un proceso previo de chancado. Este material también fue cortado en un tamaño de 1 ½. Las curvas homotéticas y densidades mínimas y máximas de las granulometrías aplicadas a los materiales A-1 y M-1 se muestran en las Figuras 3-11 y

28 Figura 3-11: Granulometrías y densidades mínimas y máximas de curvas homotéticas, Material A-1. Tomado de Gesche (2002). 25

29 Figura 3-12: Granulometrías y densidades mínimas y máximas de curvas homotéticas, Material M-1. Según Gesche (2002). Ensayos de resistencia al corte Se realizaron una serie de ensayos triaxiales CID a granulometrías paralelas confeccionadas a los dos suelos A-1 y M-1. La densidad relativa de confección fue de un 80% y el nivel de confinamiento varió de 2.0 a 6.0 [kg/cm 2 ]. Los resultados de resistencia al corte, módulo de 26

30 deformación (E 50 ) y ángulo de fricción peak para los niveles de confinamientos dados anteriormente se presentan desde la Figura 3-13 a la Figura 3-13: Gráficos tensión y cambio volumétrico v/s deformación axial Material A-1. Según Gesche (2002). 27

31 Figura 3-14: Gráficos módulo de deformación (E 50 ) y ángulo de fricción peak v/s nivel de confinamiento Material A-1. Según Gesche (2002). 28

32 Figura 3-15: Gráficos tensión y cambio volumétrico v/s deformación axial, Material M-1. Según Gesche (2002). 29

33 Figura 3-16: Gráficos módulo de deformación (E 50 ) y ángulo de fricción interna v/s nivel de confinamiento, Material M-1. Según Gesche (2002). 30

34 Considerando los resultados anteriores, la resistencia al corte, es relativamente similar entre las curvas homotéticas para niveles de confinamiento de 2.0, 4.0 y 6.0 [kg/cm 2 ]. Además, el módulo de deformación (E 50 ) aumenta de forma potencial con la tensión de confinamiento (σ c ) para los dos suelos ensayados. Finalmente el ángulo de fricción peak disminuye de forma logarítmica con el nivel de confinamiento en base a una correlación bastante cerrada para los dos materiales. Gesche (2002) concluyó que el método de gradación paralela es apropiado para estimar la resistencia al corte de suelos granulares gruesos en el rango de partículas estudiado, incluso podría ser utilizada en la estimación de suelos granulares de mayor tamaño Resultados de De la Hoz (2007) De la Hoz (2007) utilizó un material proveniente del lecho de Río Maipo, con los cuales confeccionó dos muestras (M-2 y M-3), y utilizó además, un material llamado Pumilla (P-1) para poder aplicar el método de gradación paralela. Estos suelos fueron cortados en 1, y las curvas homotéticas confeccionadas tienen una limitación de 10% de finos. Los materiales con sus características y resultados se detallan en seguida. Granulometría y densidades límites Los materiales M-2 y M-3 corresponden a gravas de origen fluvial provenientes del río Maipo. El suelo P-1 es un material gravo-arenoso de origen fluvial, que particularmente posee gravas con formas tabulares. Para cada una de las muestras M-2 y M-3 se confeccionaron tres curvas homotéticas, las cuales tienen tamaño máximo 1, ½, y malla N 4, y además, tienen la restricción de contenido de finos al 10%. El material P-1 fue utilizado en la confección de cuatro curvas homotéticas con tamaños máximos de 1, 1/2, 3/8, y malla N 4. Las características de estos tres materiales y sus propiedades se detallan a continuación. 31

35 Figura 3-17: Granulometrías y densidades mínimas y máximas de curvas homotéticas, Material M-2 según De la Hoz

36 Figura 3-18: Granulometrías y densidades mínimas y máximas de curvas homotéticas, Material M-3 según De la Hoz

37 Figura 3-19: Granulometrías y densidades mínimas y máximas de curvas homotéticas, Material P-1 según De la Hoz

38 Resultados ensayos de resistencia al corte Considerando los tres materiales descritos anteriormente (M-2, M-3 y P-1) los resultados de resistencia al corte, módulo de deformación (E 50 ) y ángulo de fricción peak, en función del nivel de confinamiento, se muestran desde las Figuras 3-20 a la Al comparar los resultados de estos tres materiales es posible advertir que en las muestras M- 2 y M-3 el comportamiento de los suelos es bastante similar, e incluso las curvas tensióndeformación se confunden entre las curvas homotéticas para un nivel de confinamiento de 0.5, 1.0 y 3.0 [kg/cm 2 ], lo cual da cuenta de la efectividad de método de gradación paralela. Además, el módulo de deformación E 50 también presenta una similitud entre las granulometrías escaladas para los dos suelos ensayados. Finalmente, el ángulo de fricción peak disminuye con el nivel de confinamiento en base a una correlación bastante cerrada para estos dos materiales. Sin embargo, el material identificado como P-1 presenta una mayor resistencia a medida que aumenta el tamaño medio (D 50 ) de partículas. La razón principal de esta diferencia radica en la variación de la forma de partículas, debido a que la parte fina de este material está conformada mayoritariamente de arenas subredondeadas, mientras que la parte gruesa corresponde a partículas de forma tabulares. El módulo de deformación también confirma la influencia de la forma de partículas en la rigidez del suelo. Por lo tanto, según los materiales M-2 y M-3 se observa un éxito en el uso de la metodología de gradación paralela, pero al considerar el material P-1 se concluye que la misma forma de partículas en las granulometrías escaladas juega un rol muy importante en la aplicación satisfactoria de esta metodología, para rangos de σ c entre 0.5 a 3.0 [kg/cm 2 ]. 35

39 Figura 3-20: Gráficos tensión y cambio volumétrico v/s deformación, Material M-2. Según De la Hoz (2007). 36

40 Figura 3-21: Gráficos módulo de deformación (E 50 ) y ángulo de fricción interna v/s nivel de confinamiento, Material M-2. Según De la Hoz (2007). 37

41 Figura 3-22: Gráficos tensión y cambio volumétrico v/s deformación, Material M-3. Según De la Hoz (2007). 38

42 Figura 3-23: Gráficos módulo de deformación (E 50 ) y ángulo de fricción interna v/s nivel de confinamiento, Material M-3. Según De la Hoz (2007). 39

43 Figura 3-24: Gráficos tensión y cambio volumétrico v/s deformación, Material P-1. Según De la Hoz (2007). 40

44 Figura 3-25: Gráficos módulo de deformación (E 50 ) y ángulo de fricción interna v/s nivel de confinamiento, Material P-1. Según De la Hoz (2007). 41

45 Resumen de las metodologías existentes Según las cuatro metodologías mencionadas anteriormente, se ha comprobado que al utilizar el método de corte, se obtienen resultados de resistencia conservadores, aunque se sobreestima el módulo de rigidez (E 50 ). Sin embargo, debido a la simpleza de utilizar este método, su uso ha adquirido popularidad durante este último tiempo. De la Hoz (2007) recomienda utilizar este método con un porcentaje de extracción de partículas de sobretamaño de hasta un 20%. El método de corte y reemplazo también presenta problemas al ser usado debido a la dificultad de cuantificar la disminución y aumento de la resistencia por el corte y reemplazo de material. Debido a las limitaciones anteriores, este método no ha sido investigado en la actualidad. Considerando el método de la matriz, éste funciona adecuadamente para porcentajes de sobretamaño menores al 20%, siempre y cuando estas últimas se encuentren flotando en la matriz fina de suelo, obteniendo la densidad corregida de campo lejano, lo cual limita su utilidad. Ahora, tomando en cuenta el método de gradación paralela, Gesche (2002) concluyó que este método es apropiado para estimar la resistencia al corte de suelos granulares densos en el rango de partículas estudiado e incluso podría ser utilizado en la estimación de suelos granulares de mayor tamaño. Siguiendo la misma línea de investigación, De la Hoz (2007) también concluyó que el método de las curvas homotéticas entrega parámetros de resistencia al corte y módulos de deformación equivalentes al suelo original, siempre y cuando se cumpla satisfactoriamente la similitud de C U y C C entre las granulometrías homotéticas, manteniendo la forma de las partículas en las muestras escaladas; limitando el contenido de finos en un 10% y finalmente manteniendo sin gran variación las densidades mínimas y máximas en las granulometrías paralelas. No obstante, la influencia de la dureza de las partículas en la metodología de curvas homotéticas aún no ha sido estudiada, por lo cual se ha decidido, mediante el presente trabajo, continuar la investigación sobre este método para así estimar la resistencia al corte de suelos gruesos, con énfasis en la importancia del cambio de la dureza y mineralogía de las partículas en las granulometrías escaladas. Además, se analizará el método de corte para así corroborar los resultados obtenidos por De la Hoz (2007). A continuación se presentan las variables intrínsecas y de estado de las cuales depende la resistencia y comportamiento de los suelos granulares gruesos, junto con otros factores que influyen en la resistencia tales como nivel de tensiones y rotura de partículas. 42

46 3.4. VARIABLES DE ESTADO DE SUELOS GRANULARES Las variables de estado corresponden a las propiedades que posee un suelo en cuanto a sus parámetros intrínsecos (los cuales no cambian para un material) y los parámetros de estado que dependen de las condiciones o estados del suelo Variables intrínsecas del material A continuación se presentan los parámetros intrínsecos más importantes que controlan la resistencia al corte de los materiales granulares gruesos. En especial se tratará la dureza, forma y tamaño de partículas, junto con la gradación de la muestra. Dureza de partículas Lo y Roy (1973) llevaron a cabo ensayos triaxiales CID en 3 tipos de materiales diferenciados por la dureza de sus partículas. Los materiales utilizados fueron óxido de aluminio, cuarzo y caliza, ordenados de mayor a menor dureza. Las muestras poseen similar valor de Coeficiente de Uniformidad (C U ), y densidades relativas de 49%, 60% y 65%, respectivamente. Se realizaron ensayos triaxiales CID en un rango de tensiones de 2 a 112 [kg/cm 2 ]. A continuación se presentan las granulometrías pre y post ensayo de los 3 materiales analizados. 43

47 Figura 3-26: Granulometrías pre y post ensayo en función del nivel de confinamiento para los 3 materiales analizados según Lo y Roy (1973). Según los resultados del autor, los 3 materiales presentan un mayor grado de rotura de partículas (Capítulo 3.4.4) a medida que disminuye el grado de dureza de partículas. Por ejemplo, la siguiente tabla muestra que el material de caliza pasa de ser una arena (3% finos) a un suelo fino (62% finos) para un ensayo con σ 3 = 112 kg/cm 2, lo cual no ocurre con el óxido de aluminio que sólo consigue tener un 13% de finos después del ensayo. Tabla 3-1: Porcentaje de finos pre y post ensayo para los 3 materiales analizados con un nivel de tensión de confinamiento de 112 kg/cm 2. Material % finos inicial % finos final Óxido de Aluminio 2 13 Cuarzo 2 44 Caliza

48 Considerando los resultados de resistencia en función del nivel de confinamiento, los 3 materiales poseen valores similares de ángulo de fricción para presiones de σ 3 = 2 [kg/cm 2 ], pero a mayor nivel de confinamiento, la caliza posee mayor resistencia que el cuarzo y el óxido de aluminio, siendo el material con menor dureza y resistencia de partículas. La explicación a este resultado es la gran rotura de partículas que se produce, lo cual provoca una reducción del índice de vacíos de la muestra, y por consiguiente, una mayor resistencia (Figura 3-27). Figura 3-27: Resistencia al corte en función del nivel de confinamiento para los 3 materiales analizados según Lo y Roy (1973). Aunque el estudio de Lo y Roy (1973) considera presiones de confinamiento de hasta 112 kg/cm 2, no es posible extrapolar el comportamiento de estos materiales a mayores presiones. Para estudiar la influencia de la dureza de las partículas en muy altas presiones, Murphy (1970) realizó una serie de ensayos triaxiales CID a 4 materiales diferenciados por su dureza según la escala de Mohs. Las propiedades de los materiales y sus resultados (Figura 3-28) se presentan a continuación. Tabla 3-2: Materiales analizados con su respectiva dureza y gravedad específica (Gs). Materiales Cuarzo Feldespato Calcita Clorita Dureza de Mohs a 2.5 Gravedad específica Murphy (1970), llevó a cabo ensayos con niveles de confinamiento de hasta 310 [Mpa]. Según los resultados de la Figura 3-28, es posible advertir que el Feldespato, Calcita y Clorita disminuyen su resistencia con el nivel de confinamiento y esta disminución se acentúa si el 45

49 material posee menor dureza de partículas. Lo interesante es notar que el Cuarzo posee menor resistencia que los otros materiales hasta tensiones normales de σ n = 2.8 Mpa (misma resistencia que la Clorita). Pasado el umbral anterior, el Cuarzo mantiene su resistencia y en tensiones normales efectivas de σ n = 560 [Mpa] el Cuarzo posee un mayor ángulo de fricción interna que el Feldespato, la Calcita y la Clorita, por lo que Murphy (1970) atribuye a la dureza (escala de Mohs) y resistencia de las partículas como el factor más importante en la resistencia al corte de un suelo en altas presiones. Figura 3-28: Disminución de resistencia con el nivel de confinamiento para distintos grados de dureza de partículas según Murphy (1970). Sin embargo, debido a que todos los estudios anteriores se han centrado en analizar muestras con similar mineralogía y dureza de partículas, aún no se ha hecho un análisis sobre el comportamiento de materiales con distinto grado de dureza de partículas en una muestra, cuyos casos ya están ocurriendo en materiales lixiviados por la minería y por enrocados alterados obtenidos en canteras. Forma de las partículas La esfericidad, angulosidad y rugosidad de las partículas es uno de los factores más importantes del comportamiento tensión deformación de un medio granular. Un esquema simple de la forma que puede llegar a tener las partículas se muestra en la Figura 3-29, bajo la 46

50 cual el grado de rendondez de los bordes (eje horizontal) y esfericidad del grano (eje vertical), se multiplican para así poder cuantificar la forma de las partículas. Figura 3-29: Partículas con diferente esfericidad y redondez. Según Krumbein y Sloss (1963). Uno de los primeros investigadores que analizó el efecto de la forma y textura de las partículas en la resistencia al corte fue Morris (1956) quién señaló que la resistencia se incrementa con la rugosidad hasta un punto óptimo en que el aumento en rugosidad va acompañado de una disminución en resistencia. Siguiendo la misma línea de investigación, Vallerga (1956), Koerner (1970), Chávez (1996), Gharavy (1996), entre otros autores han concluido que la forma angulosa tiene mayor resistencia al corte que la forma redondeada de las partículas. Por ejemplo, Koerner haciendo un análisis de sensibilidad en arenas señala que la forma angulosa de las partículas puede tener ángulo de fricción entre 6 a 8 mayores que muestras subredondeadas bajo rango de presiones de 0.7 a 2.0 [kg/cm 2 ]. Sin embargo, bajo tensiones moderadas a altas, este efecto tiende a ser bastante pequeño debido a la rotura de los bordes de las partículas angulosas (Lee y Farhoomand 1967). A su vez, Chávez (1996) concluye que las formas angulosas, aplanadas y la rugosidad de las partículas incrementan la resistencia al esfuerzo de corte, sin embargo aumentan la deformabilidad en el medio granular. Ahora, considerando la importancia de la forma de partículas en suelos gruesos, De la Hoz (2007) señala que un cambio de la forma de partículas en muestras escaladas del método de curvas homotéticas produce diferentes resultados de resistencia al corte y de módulo de deformación (Capítulo ). 47

51 Granulometría Es sabido que la distribución granulométrica es uno de los factores más importantes en la resistencia al corte en suelos porque mientras exista una variedad de tamaños de partículas, los granos pequeños podrán usar los espacios dejados por las partículas grandes, logrando una mayor compacidad y por lo tanto, una mayor resistencia del suelo. Koerner (1970) fue uno de los primeros investigadores en realizar un análisis de sensibilidad sobre la granulometría, específicamente del coeficiente de Uniformidad (C U ). Él llegó a la conclusión de que al variar entre 1.25 y 5 el valor de C U, la diferencia en el ángulo de fricción no es importante. No obstante, al analizar suelos gruesos, el coeficiente C U llega a tener valores sobre 50, por lo cual este parámetro podría ser importante en la obtención de los parámetros de resistencia al corte. Según lo anterior, Ghanbari (2008) llegó a la conclusión que suelos pobremente graduados llegan a tener hasta 4 de ángulo de fricción menos que las muestras bien graduadas al analizar una andesita resistente de tipo rockfill y usando tensiones de confinamiento de 1 a 7 [kg/cm 2 ]. El esqueleto granular define en cierta medida los límites de densidades que tendrá el suelo en terreno. Así, Korfiatis (1982) señala que existe una correlación entre la densidad del material y su distribución granulométrica. Kezdi (1979) utilizando 4 materiales de distinta forma de partículas pero similar valor de peso específico de los sólidos (Gs), realizó una serie de ensayos de densidad máxima, mediante distintos métodos de compactación, obteniendo la tendencia de la Figura El autor propone que esta relación entre la densidad máxima seca del suelo con respecto al coeficiente de uniformidad es bastante cerrada y es independiente de la forma de las partículas. Esta relación entre las densidades límites y el coeficiente de uniformidad serán discutidos en el Capítulo

52 Figura 3-30: Correlación Densidad seca máxima v/s Coeficiente de Uniformidad. Kezdi (1979) Por otro lado, la granulometría también ha sido estudiada en función de una combinación de grava y arena óptimos que produzca la resistencia al corte y el grado de compactación máximo en un suelo granular. Burmister (1938) teniendo en cuenta la importancia de la distribución de tamaño de partículas en la densidad que puede alcanzar un suelo, confeccionó un cuadro de tipos de curvas granulométricas (Figura 3-31). Finalmente el autor concluye que la curva tipo F consigue la mayor densidad máxima con respecto a los otros tipos de curvas inclusive el tipo B y E. Figura 3-31: Distintos tipos de curvas granulométricas y su distribución en material fino y grueso, según Burmister (1938). 49

53 Basados en la influencia que tiene el porcentaje de gravas y arenas en una muestra de suelo, Vallejos (2001) hizo una recopilación de los estudios más importantes la cual se presenta a continuación. Tabla 3-3: Resistencia al corte basado en ensayos triaxiales en función del porcentaje de grava y arena en la muestra según Vallejos (2001). Autor Resistencia al corte = Grava controla resistencia Porcentaje de grava en la mezcla Resistencia al corte = Grava y Arena controlan resistencia Resistencia al corte = Arena controla resistencia Fragaszy et. al., 1992 > <40 Marsal y Fuentes de la Rosa 1976 > <50 Vasileva et. al., 1971 > <55 Doddiah et. al., 1969 > <50 Holtz y Gibbs 1956 > <50 Promedio > <49 Vallejos (2001) señala que al haber en promedio 70% de gravas, es ésta la que controla la resistencia y al haber menos del 49%, la resistencia al corte es controlada por la arena. Tamaño de partículas Existe cierta dificultad al analizar el efecto del tamaño de partículas en la resistencia al corte, debido a la complejidad de separar el efecto del tamaño de partículas con respecto a otras variables que influyen en la resistencia al corte tales como granulometría, dureza de partículas, característica de los granos, entre otros. No obstante, es sabido que a mayor tamaño de partículas, existe una mayor probabilidad de que ésta tenga imperfecciones o discontinuidades, lo cual incita una mayor probabilidad de rotura durante un ensayo triaxial. Además, hay que señalar que en este tópico se considera el incremento del tamaño de partículas (d max ) para un valor constante de d max v/s el diámetro de una probeta (D). Douglas (2002) también añade la influencia de (d max ) para un diámetro constante de la muestra D, y señala que a mayor d max, existe una mayor resistencia al corte (Capítulo 3.4.2: Relación diámetro probeta v/s tamaño máximo partícula). Distintos autores como Zeller y Wullimann (1957), Al Hussaini (1983) y Cea et al., (1994) realizando ensayos triaxiales drenados con tamaño máximo de partículas entre 25 y 100 mm llegaron a la conclusión que la resistencia al corte aumenta con el incremento del tamaño de partículas, pero una posible explicación a este aumento en la resistencia al corte podría ser la mejor gradación de los suelos ensayados por todos estos investigadores, lo cual incrementa la resistencia y no es una característica propia del tamaño de la partícula. 50

54 Además, otros autores han referido la variación de la resistencia de los fragmentos de roca en la medida que su tamaño aumenta, tales como Fumagalli (1969), Hardin (1985) y Santamarina (2004). Marachi (1972) y Marsal (1973) realizando ensayos triaxiales con tamaños máximos de 152 y 200 mm, y utilizando el método de gradación paralela, llegaron a la conclusión que la resistencia al corte disminuye con el aumento del tamaño de partículas. En base a lo anterior, esta reducción podría ser atribuida a la alta presión de confinamiento de los ensayos y al gran tamaño de las partículas que poseían las muestras, lo cual produjo una mayor probabilidad de rotura de partículas y por lo tanto una menor resistencia al corte en los materiales con mayor tamaño de partículas. En otras investigaciones como Gesche (2002) y De la Hoz (2007) se ha concluido que el tamaño máximo es despreciable en el cálculo del ángulo de fricción interna utilizando el método de gradación paralela para tamaños máximos de 37.5 mm y 25 mm respectivamente, usando gravas y arenas de origen fluvial. Densidades límites de un suelo Debido a las dificultades para determinar la densidad mínima y máxima en gravas y suelos gruesos, debido al gran tamaño de partículas, varios autores han propuesto correlaciones entre las densidades límites que posee un suelo, entre ellos Cubrinovski (2002) y De la Hoz (2007) De la Hoz (2007) confeccionó una correlación alternativa para gravas y arenas, las cuales producen una banda con las otras correlaciones propuestas. Según la Figura 3-32, las gravas y arenas tienen una pendiente relativamente similar en sus correlaciones respectivas pero las gravas poseen un menor e max para un mismo e min que las arenas, implicando que las gravas tienen una mayor densidad mínima que las arenas para una misma densidad máxima. Una posible explicación a lo anterior es un efecto del peso de las partículas de gravas las cuales pueden reacomodarse y densificar la muestra de suelo de mejor forma que las arenas. Este tema será estudiado en el Capítulo

55 Figura 3-32: Correlaciones entre las densidades límites de gravas y arenas propuestas por diferentes autores. Según De la Hoz (2007) Variables de estado del material Densidad relativa (DR) La densidad relativa (DR) es el parámetro que representa el grado de compactación de un suelo granular en un rango de densidades mínima y máxima. Según Koerner (1970), este parámetro puede llegar a ser importante en el valor final del ángulo de fricción peak debido a su directa relación con la dilatancia que sufre un material en estado denso. Sin embargo, su influencia en el ángulo fricción peak depende directamente del nivel de confinamiento al cual está sometido el suelo. Al-Hussaini (1983) realizó una serie de ensayos triaxiales CID a gravas de tamaño máximo 3 y llegó a la conclusión que para valores de densidades relativas entre 75 y 100% utilizando el mismo suelo y propiedades, la variación entre el ángulo de fricción puede llegar a ser de 3 con presiones de confinamiento de 5 [kg/cm 2 ]. No obstante, se puede señalar que esta diferencia podría ser muchísimo más alta si se consideraran presiones de confinamiento bajas de tal forma que exista mayor dilatancia y menor rotura de partículas durante el ensayo. 52

56 Ángulo de Fricción Interna ( ) DR 75% Cu=11.60 DR 75% Cu=6.67 DR 75% Cu=3.31 DR 100% Cu=11.60 DR 100% Cu=6.67 DR 100% Cu= Presión de Confinamiento [kg/cm 2 ] Figura 3-33: Influencia de la densidad relativa en el ángulo de fricción interna. Resumen de resultados de Al- Hussaini (1983). Número de contacto entre partículas El número de contacto entre partículas (coordination number) juega un rol clave en la resistencia al corte. Considerando la investigación llevada a cabo por Oda (1977) existe una estrecha relación entre el número de contacto inter-partículas y la desviación estándar del número de contacto (esta última representa la heterogeneidad de la fábrica) con el índice de vacíos de la muestra. Según varios autores, existe una relación no lineal entre el número de contacto con el índice de vacíos tal cual se muestra en la Figura

57 Figura 3-34: Número de contactos promedio en función de empaquetamientos granulares homogéneos según Oda (1977). Según la Figura 3-34, existe una tendencia de que los materiales con forma esférica tienen menor número de contacto que los materiales subangulares y angulares. Además, Moroto (1975) concluye que existe una relación directa entre el ángulo de fricción interna de un empaquetamiento granular en base al número de contacto promedio (NT) y la desviación estándar σ n (Figura 3-35). Figura 3-35: Influencia del número de contacto promedio en el ángulo de fricción con respecto a su desviación estándar según Moroto (1975). 54

58 Rothenburg (2004) utilizando simulación en elementos discretos, señala que la relación entre NT y σ n depende de la anisotropía generada por la orientación de las partículas. Por lo tanto, es necesario crear una teoría que incluya también el grado de anisotropía. El mismo autor realizó un análisis teórico sobre el número de contactos en un empaquetamiento granular y lo comparó con resultados basados en simulaciones de elementos discretos. Concluyó que el número de contactos crítico depende de una constante probabilística que refleja la creación y desintegración de contactos además de la fricción interpartículas y un parámetro que incluye el número de contacto en estado más denso. Humedad en partículas gruesas Al analizar el contenido de agua en partículas gruesas, este factor puede llegar a ser totalmente importante en la resistencia del suelo. Algunos autores como Marsal (1973), Oldecop et al., (2001) y Ghanbari (2008) han concluido que un aumento de la humedad en un enrocado disminuye el volumen y resistencia al corte del material. Chávez (2004), llevó a cabo una serie de ensayos triaxiales CID con el objeto de observar la variación de la resistencia al corte con la humedad. Sus resultados concluyeron que la humedad en enrocados posibilitan una mayor rotura de partículas, especialmente para materiales con una humedad relativa HR (humedad en relación a la máxima humedad absoluta en la masa de suelo) mayor al 40%. 55

59 Figura 3-36: Rotura de granos influenciada por la humedad en la muestra de suelo para distintos niveles de confinamiento en kg/cm2). En el eje vertical parámetro de rotura de Hardin (Br) y en el eje horizontal humedad relativa HR%. También se ha observado que los materiales que han sido compactados de forma seca, después de ser humedecidos han sufrido deformaciones substanciales debido a una mayor rotura en las partículas de enrocados (Ghavary 1996). Oldecop et al., (2001) realizaron una investigación que analiza la generación de micro fisuras en una partícula de enrocado. Para llevar a cabo esta investigación confeccionaron una serie de ensayos odométricos a diferente nivel de presiones. Figura 3-37 : Esquema de posible grieta en partícula de enrocado según Oldecop et al., (2001). 56

60 Figura 3-38: Ensayos de consolidación unidimensional con distintos niveles de confinamiento en compresión y recompresión en material Rockfill, además de la saturación completa y colapso en algunos ensayos. Deformación unitaria en eje vertical y tensión vertical en eje horizontal. Según Oldecop et al., (2001). En la Figura 3-38, se presentan 6 ensayos de compresión unidimensional, cuyas probetas fueron confeccionadas con un HR del 50%. Al humedecer algunas probetas (test 3, 4 y 5) a un HR = 100% durante el ensayo, éstas presentaron colapso y por consiguiente, una deformación vertical instantánea. En base a estos resultados, se llegó a la conclusión que si el material llegase a tener una humedad relativa del 100%, sería suficiente para que se produzca una deformación de colapso en la muestra de suelo (Oldecop et al., 2001). Fábrica El método de confección de una probeta triaxial (vibrado húmedo, compactación húmeda y lluvia seca) juega un rol importante tanto en la resistencia al corte como en el cambio volumétrico durante el estado de carga. 57

61 Mitchell (1976) realizando ensayos triaxiales a probetas confeccionadas con estos 3 métodos de preparación, llegó a la conclusión que la preparación húmeda produce una mayor resistencia al corte máxima y una mayor dilatancia para probetas con DR = 50% y σ c = 0.5 kg/cm 2 (Figura 3-39). Figura 3-39: Efecto de la fábrica en la resistencia al corte. Modificado de Mitchell (1976). Además, Mitchell señala que el método de vibrado húmedo produce una resistencia levemente mayor que el método de compactación húmeda. De la Hoz (2007) también obtuvo resultados similares a Mitchell los cuales indican que las probetas compactadas de forma húmeda, poseen una mayor resistencia y dilatancia que las probetas confeccionadas por método seco, al realizar ensayos triaxiales CID en arenas con DR=70% y σ c =0.5 [kg/cm 2 ]. 58

62 Aunque se ha señalado que la fábrica influye en el comportamiento del suelo, Verdugo (1999) concluyó que en probetas remoldeadas, bajo altos niveles de deformación, la anisotropía inherente tiende a ser destruida y un nuevo ordenamiento aparece independientemente de la fábrica inicial. Relación diámetro probeta v/s tamaño máximo partícula Varios autores han señalado que la relación diámetro probeta (D) y tamaño máximo de partículas (D max ) influyen en la resistencia al corte. Cea et al., (1994) mediante ensayos triaxiales en suelos de escolleras, llegó a la conclusión, utilizando un diámetro de probeta de 4, que para valores de radio entre 4 y 16, el ángulo de fricción interna aumenta a medida que el radio disminuye (Figura 3-40) D v/s dmax = 4 D v/s dmax = 8 D v/s dmax = 16 Ángulode fricción φ ( ) σ c [Kg/cm 2 ] Figura 3-40: Ángulo de fricción secante en función del nivel de confinamiento para radios de diámetro probetas v/s tamaño máximo partícula entre 4 y 16. Según Cea (1994). Parkin (1991) señala que si este radio disminuye, habrá una menor densidad y un incremento de la porosidad. Esto último fomenta una mayor rotura de partículas especialmente si el enrocado tiene compacidad suelta. Por último, Douglas (2002) utilizando resultados de Marsal (1973), llegó a la conclusión que a mayor razón D/d max, el ángulo de fricción tiende a aumentar hasta un 4% para ensayos con presiones de σ n entre 0.8 y 1.6 [Mpa]. Sin embargo, esta diferencia llega a disminuir hasta un 0.3% en presiones más altas (σ n = 3.9 Mpa). 59

63 En general es recomendado utilizar una relación D/d max de 6 o más en ensayos de resistencia de laboratorio (Fragaszy 1992) Nivel de tensiones El nivel de tensiones es uno de los factores más decisivos en la resistencia final de los materiales particulados, debido a su influencia en la compresibilidad y dilatancia en suelos. Para explicar la influencia del nivel de tensiones en suelos, Leps (1970) hizo una recopilación de 100 ensayos a enrocados de distintas características y definió 3 bandas que definen la resistencia del suelo en base al ángulo de fricción con respecto al nivel de confinamiento. Indraratna (1993) realizando ensayos a suelos gruesos (en general menos resistentes que los mostrados por Leps) definió un límite inferior tal como se aprecia en la Figura Figura 3-41: Compendio de resultados de ensayos triaxiales según De la Hoz (2007). 60

64 Consecuentemente, al considerar altas presiones se ha observado que el ángulo de fricción secante, en vez de continuar disminuyendo de forma logarítmica con la tensión normal, tiende a estabilizarse (Vesic y Clough 1968) e incluso comienza a aumentar de valor (Yamamuro et. al., 1996). Para explicar el comportamiento de materiales granulares en altas presiones, Colliat-Dangu et al., (1988) realizaron ensayos triaxiales CID a altas presiones en arenas sílicas y calcáreas, obteniéndose los siguientes resultados que se detallan en la Figura Figura 3-42: Resultados Colliat-Dangu et al (1988). Según la Figura 3-42, los autores señalan que a altas presiones el comportamiento de estas arenas es contractivo hasta un punto en que el cambio volumétrico comienza a disminuir y tiende a ser constante, y un leve comportamiento dilatante empieza a aparecer (material HF). Esta leve disminución del cambio volumétrico en altas presiones se traduce en un pequeño incremento del ángulo de fricción interna después de haber alcanzado un mínimo ángulo de fricción. Maksimović (2009) también se refiere a un pequeño incremento del ángulo de fricción interna en altas presiones. 61

65 Considerando los antecedentes anteriormente expuestos de resistencia al corte en altas presiones, es posible advertir que el ángulo de fricción tenga un valor mínimo para luego comenzar a incrementarse. Una posible explicación a este comportamiento es que al ocurrir una rotura de partículas importante, se crean muchos contactos adicionales y mayores superficies de contacto entre partículas, con lo cual disminuye la concentración de tensiones entre partículas, y la dureza de la roca parental comienza a ser el parámetro fundamental en la resistencia del enrocado. Adicionalmente, autores como Marachi (1969) e Indraratna (1993) también han concordado sobre un nivel de confinamiento en que el ángulo de fricción secante tiende a estabilizarse, el cual es según Marachi de 1.5 [Mpa], según Indraratna es 4.5 [Mpa] y según Yamamuro (1996) es de 9 [Mpa]. Al consider bajas presiones, Indraratna (1998) propuso el siguiente gráfico para explicar la variación del ángulo de fricción interna a bajas presiones menores de 1 [kg/cm 2 ]. Figura 3-43: Variación del ángulo de fricción interna en función de la tensión de confinamiento para bajas y altas presiones. 62

66 Con respecto al gráfico anterior, la resistencia friccional para bajas presiones tiende a converger a un ángulo de fricción con un peak de 66 aproximadamente. Finalmente, es posible advertir que dependiendo del nivel de tensiones de una muestra de suelo, pueden existir diferencias notables en el ángulo de fricción interna de un material particulado Rotura de partículas La rotura de partículas es uno de los factores más importantes en la resistencia al corte en suelos gruesos. De hecho, en altos niveles de presiones, la rotura de partículas es el factor más importante en el comportamiento de suelos granulares (Yamamuro et. al., 1996). Algunos de los principales factores de los cuales depende la rotura de partículas, según Hardin (1985), son los siguientes. Resistencia individual de las partículas Trayectorias de tensiones Uniformidad de una muestra de suelo Angularidad de las partículas Estado de tensiones efectivas Índice de vacíos Humedad del material Con respecto a suelos gruesos, varios autores han concordado que a mayor tamaño de partículas, se genera una mayor rotura (ej. Marsal (1973) y Santamarina (2004)). Incluso, Chávez (2004) llegó a la conclusión que la diferencia en el comportamiento tensión deformación de gravas y arenas es debido a la rotura de partículas. Para cuantificar la rotura en suelos, Marsal (1973) ideó el parámetro B g, el cual es la sumatoria de las diferencias positivas de los porcentajes retenidos por cada tamiz entre las curvas granulométricas pre y post-ensayo. Hardin (1985) también creó un parámetro de rotura B r que está definido de la siguiente forma. (Ec.3.2) B = r B B T P Donde: B T = Rotura total definida como el área bajo la curva entre la granulometría post y pre-ensayo. 63

67 B p = Potencial de rotura definido como el área sobre la curva de granulometría inicial. Otros autores como Lee y Farhoomand (1967), Lade (1996) y Yasufuku (2003) también se han referido a la obtención de la rotura de partículas comparando granulometrías pre y post ensayo. Algunos autores han correlacionado parámetros de rotura con la resistencia al corte en suelos. Marsal (1973) postuló una banda en que la razón σ 1 /σ 3 disminuye al aumentar el parámetro de rotura B g. Figura 3-44 Variación de la razón entre esfuerzos principales v/s parámetro de rotura Bg para enrocados bien graduados y uniformes. Según Marsal (1973). 64

68 Indraratna (1998) relaciona el ángulo de fricción peak con el coeficiente de rotura de Marsal de la siguiente forma. (Ec.3.4) φ = K j Bg Donde j y k son constantes empíricas. En base a una línea similar, Ghanbari (2008) obtuvo una estrecha correlación entre el ángulo de fricción peak y el coeficiente de Abrasión de Los Ángeles (Figura 3-45). Figura 3-45: Relación lineal entre el máximo ángulo de fricción con el ensayo de Abrasión de los Ángeles. Según Ghanbari (2008). Es necesario agregar que Chávez (2004) señala que existe un punto en el cual la rotura de partículas comienza a ser importante, la cual es de 4 Mpa según Yamamuro et al (1996) (límite encontrado en arenas) y 0.29 Mpa según Oldecop (2000) (límite encontrado en material de escolleras). Finalmente, la rotura de partículas juega un rol fundamental en la resistencia al corte de suelos debido a que impide la dilatancia en arreglos densos y produce una mayor compresibilidad en la masa de suelo. 65

69 4. SUELOS ENSAYADOS 4.1. ENROCADO E.R PARA CURVAS HOMOTÉTICAS El enrocado con partículas alteradas (Material E.R) proviene de una cantera cercana a la ciudad de Rancagua. Este material está compuesto por una andesita inalterada y por una andesita meteorizada. Considerando aspectos geológicos, es posible diferenciar las partículas de enrocado principalmente por su dureza, tales como andesita sana y andesita alterada (esta última producto de un efecto de meteorización). La resistencia a la ruptura de las partículas sanas es de aproximadamente 120 a 150 [kg/cm 2 ], sin embargo, la resistencia de las partículas alteradas varía sólo entre 10 a 40 [kg/cm 2 ]. La curva original de este enrocado tiene un tamaño máximo de 7 y un D 50 de 37.5 mm. En base a la curva original, se confeccionaron cuatro curvas de granulometría paralela con tamaños máximos de 25 mm (1 ), 12.7 mm (1/2 ), 4.75 mm (malla N 4) y 2 mm (malla N 10). Además, se realizó una estimación visual y se concluyó que el porcentaje de partículas alteradadas (meteorizadas) en estas 4 curvas varía en 40%, 45%, 60% y 70% respectivamente. Además, se estimó que el porcentaje de partículas meteorizadas en el enrocado original es de aproximadamente un 70%. Las granulometrías de las muestras confeccionadas junto con las densidades mínimas y máximas se presentan en las Figuras 4-1 y 4-2. La tabla con las propiedades de estas curvas granulométricas se muestra a continuación. Tabla 4-1: Caracterización de curvas granulométrica de Material E.R. Tamaño máximo [mm] D 50 [mm] Coeficiente Uniformidad (C U ) Coeficiente Curvatura (C C ) Clasificación USCS GP GP GP SP SP 66

70 D50=37.5 mm (original) D50=5.5 mm D50=2.6 mm D50=1.03 mm D50=0.5 mm % que pasa Tamaño partículas (mm) Figura 4-1: Granulometrías paralelas material E.R. 2.2 Densidad Seca [gr/cm 3 ] Densidad mínima Densidad máxima D 50 (mm) Figura 4-2: Granulometrías y densidades mínimas y máximas de curvas homotéticas E.R. 67

71 El material E.R posee valores muy similares de densidad mínima y máxima para las cuatro curvas homotéticas confeccionadas. Sin embargo, para el tamaño D 50 = 37.5 mm, la densidad mínima y máxima aumentan. La densidad de confección de las probetas se tomó en base a una densidad relativa constante de DR = 80%. El detalle con la confección de los materiales analizados en esta investigación se indica a continuación. Tabla 4-2: Detalle confección probetas Material E.R. Suelo E.R D 50 [mm] Densidad confección DR [%] γ d [gr/cm 3 ] Densidad obtenida después de consolidación σ C = 1.0 [kg/cm 2 ] σ C = 3.0 [kg/cm 2 ] σ C = 6.0 [kg/cm 2 ] DR [%] γ d [gr/cm 3 ] DR [%] γ d [gr/cm 3 ] DR [%] γ d [gr/cm 3 ] ,768 En general, las densidades relativas post-consolidación son bastante similares, y para el suelo con σ c = 6.0 [kg/cm 2 ] las densidades relativas son mayores al 100%, debido posiblemente a un mayor reacomodo de las partículas durante la consolidación, junto a una posible rotura de los bordes de las partículas alteradas, lo cual se traduce una mayor compactación de la muestra de suelo 4.2. ENROCADO R.L PARA CURVAS HOMOTÉTICAS El material analizado corresponde a un enrocado lixiviado. Se encuentra en un estado alterado con residuos arcilloso. Las partículas (origen granítico muy alterado) corresponden a la categoría de intrusivos intermedios. Es posible encontrar además metales pesados como plomo y zinc. También existen rocas obliteradas graníticas las cuales contienen cuarzo y en menor cantidad mica. Al realizar una observación visual es posible advertir que los granos con menor tamaño tienen mayor alteración, y por lo tanto, menor resistencia. Por el contrario, al aumentar el tamaño de partículas especialmente desde 5 mm, se observa una mayor dureza de los granos. De hecho se ha obtenido que la resistencia de las partículas para tamaños de partículas de 3/8, varían entre 20 y 30 [kg/cm 2 ], mientras que para tamaños de 1, la resistencia de los granos aumenta entre 60 y 80 [kg/cm 2 ]. 68

72 La curva granulométrica original posee un tamaño máximo de 6 y D 50 de mm. Luego, se confeccionaron curvas de granulometría paralela con tamaños máximos de 25 mm (1 ), 12.7 mm (1/2 ), 9.52 (3/8 ), 4.75 mm (malla N 4) y 2 mm (malla N 10). Estas curvas son graficadas en la fig 4-4. Es importante añadir que debido a la restricción de 8% de finos que se ha impuesto en las granulometrías escaladas, las curvas con D 50 de 0.31 mm y 0.63 mm no son totalmente homotéticas con respecto a la curva original y esta diferencia en el paralelismo comienza a ser notoria en un porcentaje pasante menor al 30%. En la tabla 4-4 se presentan las propiedades de estas curvas granulométricas. Tabla 4-3: Caracterización de curvas granulométricas de material R.L. Tamaño máximo [mm] D 50 [mm] Coeficiente Uniformidad (C U ) Coeficiente Curvatura (C C ) Clasificación USCS GP GP GP SP SW SP 69

73 D50=15.23 mm (original) D50=3.69 mm D50=1.75 mm D50=1.24 mm D50=0.63 mm D50=0.31 mm % que pasa Tamaño partículas (mm) Figura 4-3: Granulometrías paralelas material R.L Densidad seca [gr/cm 3 ] Densidad mínima Densidad máxima D 50 (mm) Figura 4-4: Granulometrías y densidades mínimas y máximas de curvas homotéticas R.L. 70

74 Según la figura 4-4, las densidades mínimas y máximas del material R.L experimentan un incremento al aumentar el tamaño medio de partículas (D 50 ). La densidad de confección de las probetas fue obtenida en base a una densidad relativa del 60%. El detalle con la confección de las muestras del material R.L se indica en la tabla 4-4. Tabla 4-4: Detalle confección probetas Material R.L. Suelo R.L D 50 [mm] Densidad confección DR [%] γ d [gr/cm 3 ] Densidad obtenida después de consolidación σ C = 1.0 [kg/cm 2 ] σ C = 3.0 [kg/cm 2 ] σ C = 6.0 [kg/cm 2 ] DR [%] γ d [gr/cm 3 ] DR [%] γ d [gr/cm 3 ] DR [%] γ d [gr/cm 3 ] Las densidades del material R.L también presentan una tendencia a aumentar en función del nivel de confinamiento y esta relación es bastante similar entre las 4 muestras homotéticas MATERIAL RÍO ACONCAGUA (A-2) PARA MÉTODO DE CORTE El material fluvial (A-2) corresponde a gravas subredondeadas del río Aconcagua en la ciudad de San Felipe. Se confeccionaron cinco granulometrías cortadas en el tamiz N 4 (0.45 mm), las cuales se diferencian por su porcentaje de sobre-tamaño. Las curvas granulométricas junto con las densidades mínimas y máximas de las muestras se presentan en las Figuras 4-5 y

75 % sobretamaño 80% Sobretamaño 65% sobretamaño (original) 40% Sobretamaño 0% sobretamaño (corte) % que pasa Tamaño partículas (mm) Figura 4-5: Curvas granulométricas utilizadas en material A DensidadSeca [gr/cm 3 ] densidad mínima densidad máxima D 50 [mm] Figura 4-6: Densidades límites Material A-2. Se realizaron ensayos triaxiales CID utilizando presiones de confinamiento de 1, 2, 4 y 6 [kg/cm 2 ], y una densidad relativa del 75%. La Tabla 4-5 muestra los ensayos realizados en 72

76 base al sobre-tamaño de partículas y presión de confinamiento aplicada, y la Tabla 4-6 presenta las características granulométricas de las muestras de suelo. Tabla 4-5: Presiones de Confinamiento- Material A-2. Tabla 4-6: Caracterización de curvas granulométricas de Material A-2. % Grava Sobre tamiz N 4 D 50 [mm] Coeficiente Uniformidad (C U ) Coeficiente Curvatura (C C ) Clasificación USCS GW GP GP SP SP A continuación se presentan las densidades de confección de todas las muestras ensayadas, para los distintos niveles de confinamiento de ensayo (tabla 4-7). Tabla 4-7: Densidades inciales de ensayos material A-2. Suelo A-2 Sobretamaño Presión de Confinamiento [kg/cm 2 ] 0% % % % % Sobretamaño[%] D 50 mm DR [%] Densidad confección γ d [gr/cm 3 ] Densidad obtenida después de consolidación σ c = 1.0 [kg/cm 2 ] σ c = 2.0 [kg/cm 2 ] σ c = 4.0 [kg/cm 2 ] σ c = 6.0 [kg/cm 2 ] DR γ d DR γ d DR γ d DR γ d [%] [gr/cm 3 ] [%] [gr/cm 3 ] [%] [gr/cm 3 ] %] [gr/cm 3 ]

77 5. DESCRIPCIÓN DE EQUIPOS Y PROCEDIMIENTO DE ENSAYOS EQUIPOS TRIAXIALES CONVENCIONALES UTILIZADOS Durante el transcurso de esta investigación se realizaron ensayos triaxiales CID en probetas de 5 10 cm, cm y cm. Los ensayos en probetas de 5 10 cm y cm fueron ejecutados en los equipos triaxiales del Laboratorio de sólidos y medios particulados de la Universidad de Chile. Los ensayos con probetas de tamaño cm fueron llevados a cabo en las dependencias de IDIEM, en la sección de Geotecnia. A continuación se describen los equipos utilizados en esta investigación Equipo Triaxial N 1, Laboratorio de Sólidos y Medios Particulados. Figura 5-1: Prensa Triaxial N 1. Modelo HM-3000 Humbolt. Este aparato triaxial fue utilizado principalmente para la ejecución de los ensayos en probetas de 5 10cm. Sus características son las siguientes. Prensa de carga: El modelo del marco de carga es un HM-3000 de Humboldt, con carga máxima admisible de 5 [tonf] y La velocidad de desplazamiento es posible ser ajustada entre 0 y 75 [mm/min]. Esta prensa posee una tarjeta de adquisición de datos, la cual está conectada 74

78 al sensor de carga y ésta devuelve el voltaje en KN y así medir la fuerza desviatórica. Para estos ensayos la velocidad de desplazamiento aplicada fue de 0.13 [mm/min]. Celda de carga: Esta celda fue calibrada por el Instituto de investigación y ensayos de materiales (IDIEM) el año Sensor de desplazamiento: Dial de deformación de 3 cm, con una precisión de mm. Sistema de control de presiones: Panel de control ELE tipo Tri-Flex 2, en el cual pueden ser aplicada presiones totales (Presión de cámara más Back pressure) hasta 7 [kg/cm 2 ] y Buretas de 25cm3 en las cuales es posible medir el cambio volumétrico. Sensor de presión de poros: Este aparato también fue calibrado por (IDIEM) el año Equipo Triaxial N 2, Laboratorio de Sólidos y Medios Particulados. Figura 5-2: Prensa Triaxial N 2. Modelo HM-3000 Humbolt. Este equipo triaxial fue utilizado principalmente para la ejecución de los ensayos en probetas de 10 20cm. Sus características son las siguientes. Prensa de carga: El modelo del marco de carga es un HM-3000 de Humboldt, con carga máxima admisible de 5 [tonf] y La velocidad de desplazamiento es posible ser ajustada entre 0 y 75 [mm/min]. Para estos ensayos la velocidad de desplazamiento aplicada fue de 0.26 [mm/min]. 75

79 Celda de Carga: La marca de la celda de carga es KIOWA, para una capacidad de 10 tonf. Además, para algunos ensayos de 5 10 cm, la celda de carga usada fue una de 1 tonf de capacidad máxima, también de marca KIOWA. Sensor de desplazamiento: Dial de deformación marca MITUTOYO de 5 cm, con una precisión de 0.01 mm. Sistema de control de presiones: Panel de control ELE tipo Tri-Flex 2, en el cual pueden ser aplicada presiones totales (Presión de cámara más Back pressure) hasta 7 [kg/cm 2 ] y Buretas de 25cm3 en las cuales es posible medir el cambio volumétrico. Sensor de presión: Módulo análogo KYOWA, también calibrado en IDIEM (2007) Equipo Triaxial N 3, IDIEM, sección Geotecnia Prensa de carga: Marco ELE, diseñado para una carga máxima de 10 [tonf]. Este marco funciona con un sistema de engranajes para así poder aplicar distintas velocidades de deformación al ensayo. Estas velocidades varían desde [mm/min] a 4 [mm/min]. Celda de carga: Fue utilizado un anillo de 10 [tonf], el cual posee un dial calibrado que permite medir la carga aplicada. Sensor de desplazamiento: Dial de deformación de 5 cm, con precisión de 0.01 mm. Sistema de control de presiones: Panel de control marca Boart Longyear, en el cual pueden ser aplicada presiones totales (Presión de cámara más Back pressure) hasta 9 [kg/cm 2 ], y Buretas de 25cm3 en las cuales es posible medir el cambio volumétrico. Sensor de presión: corresponden a 2 sensores de 10 [kg/cm 2 ] que miden la presión de cámara y el back pressure, los cuales están conectados a módulos digitales que entregan el valor de presión en [Kpa]. Obtención de datos: Los datos obtenidos de carga y cambio volumétrico se realizaron de forma manual, desde la lectura del dial del anillo de carga y la bureta de cambio volumétrico respectivamente Aparato triaxial de gran escala (IDIEM) El aparato triaxial gigante fue construido el año 2002 por IDIEM con el objeto de testear suelos con tamaño máximo de partículas de 7 mediantes ensayos de deformación y carga controlada. En este trabajo de investigación se analiza el resultado de los materiales E.R y 76

80 R.L, los cuales fueron confeccionados con tamaños de partículas máximos de 7 y 6 respectivamente. Algunas de las principales características de este equipo triaxial son las siguientes. Probetas de 60 y 100mm de diámetro y alturas de 120 y 200mm respectivamente. Presión de confinamiento máxima de 30[kg/cm 2 ] y carga axial máxima de 2000 [ton] Tamaño máximo de partículas de 7. Figura 5-3: Aparato triaxial gigante IDIEM según Verdugo (2007). El marco está compuesto por una base de reacción superior e inferior, las cuales están unidas por 4 columnas de traspaso de carga de 10 cm de diámetro. La cámara de presión triaxial está constituida por un cilindro metálico y una tapa superior las cuales están hechas de láminas de acero de 25 mm de espesor. 77

81 La carga axial es aplicada con gatos hidráulicos de 500 [ton] y con una carrera de 40 cm. La presión de confinamiento es ejercida de forma hidráulica por una bomba de impulsión con pistones de alta presión y además cuenta con un estanque de estabilización que tiene un colchón de aire amortiguador que permite una presión de confinamiento constante. El sistema de control volumétrico se basa en un estanque de 500 [litros] de capacidad y está equilibrada en un brazo en forma de V sobre un marco de soporte. Mediante una celda de carga en el centro del marco se mide la variación volumétrica en base a cambios en peso. El sistema de control de presiones está constituido por 3 elementos principales; Presión de cámara que parte desde el estanque de agua y es impulsada por la bomba hacia la cámara de ensayo. Contrapresión mediante un compresor de aire y de una interfaz aire-agua Manejo de flujos en la probeta para la ejecución de pruebas de permeabilidad. Figura 5-4: Panel de control según Verdugo (2007). Para la adquisición de datos se utilizan sensores electrónicos, los cuales están conectados a un computador. 78

82 La carga axial es medida con celdas de cargas de 500 toneladas de capacidad y la deformación axial se mide a través de un sistema compuesto por tres LVDT. Se utilizan 3 sensores de presión; uno para la presión de cámara con capacidad máxima de 50 [kg/cm 2 ] y dos para la medición de las presiones de poros con capacidad de 10 [kg/cm 2 ]. Mayor información sobre el funcionamiento y detalles de este aparato triaxial gigante y de la metodología de ensayos es posible encontrarla en los trabajos de Verdugo (2007) y De la Hoz (2007) METODOLOGÍA DE ENSAYO Materiales ensayados Todos los ensayos triaxiales llevados a cabo en esta investigación fueron del tipo Consolidado Isotrópicamente drenado (CID). El procedimiento para cada uno de los materiales ensayados se detalla a continuación. Enrocado alterado (Material E.R) Este material, el cual fue tamizado utilizando las mallas 1. 3/4, 1/2, 3/8, N 4, N 8, N 10, N 16, N 30 N 40, N 50, N 100 y N 200, se construyeron muestras de grs para las probetas de 15cm 30cm, 4000 gr para probetas de 10cm 20cm y 400 grs para probetas de 5cm 10cm. Enrocado lixiviado (Material R.L) Este suelo fue tamizado considerando los mismos tamices y similar cantidad de material de muestras del enrocado E.R. Grava de Aconcagua A-2 Después de tamizar el material bajo las mallas 1, 3/4, 1/2, 3/8, N 4, N 10, N 40, N 100 y N 200, se procedió a construir muestras de grs para las muestras con sobre-tamaño de 100%, 80%, 65% y 40%. Para la muestra cortada de 0% de sobre-tamaño se usó una cantidad de material por muestra de 4000 grs Confección de probetas Probetas de 5cm 10 cm Estas probetas fueron preparadas con un 5% de humedad y compactadas en un molde con 5 capas de igual peso y espesor. Después del armado de la probeta se colocó 1 membranas de 79

83 látex, se ajustaron los rings, se instaló la cámara de la celda y se llevó a cabo el llenado del agua en la cámara. Probetas de 10cm 20 cm Estos ensayos fueron confeccionados con un 5% de humedad y compactados en un molde con 5 capas de igual peso y espesor. Después del armado de la probeta se colocaron 2 membranas de látex, se ajustaron los rings, se instaló la cámara de la celda y se aplicó el llenado de agua de la cámara. Probetas de 15cm 30 cm Estas probetas se prepararon en condición seca. Para llevar a cabo el armado se procedió a colocar una membrana en el interior del molde, luego, se compactó el material en 8 capas de igual peso y altura. Después de colocar el geotextil sobre la probeta, se puso la base de la celda en la parte superior de la probeta, y luego de afirmar el molde con la base se procedió girar en 180 la posición de la probeta. Inmediatamente se colocó el cap en la nueva parte superior de la probeta y se aplicó una presión de vacío máxima de 0.3 [bar]. Después se colocaron 2 membranas adicionales, además de adherir tiras de papel para así disminuir la penetración de membrana. Finalmente se instaló la cámara de la celda y se procedió al llenado de agua de la cámara. Saturación de probetas Después del llenado de la cámara, se aplicó una presión de cámara entre 0.1 y 0.2 [kg/cm 2 ], e inmediatamente se hizo pasar CO2 en el interior de la probeta por un tiempo de 30 minutos (probetas de 5cm 10cm), 45 minutos (probetas de 10cm 20cm), y 60 minutos (probetas de 15cm 30cm). Después de transcurrido este tiempo, se dejó pasar agua destilada y desaireada por el interior de la probeta de tal forma de registrar una cantidad de agua de salida de 200 ml (probeta 5cm 10cm), 400 a 600 ml (probeta 10cm 20cm) y 1000 a 1200 ml (probeta 15cm 30cm), para así asegurar una adecuada saturación de los poros de la muestra de suelo. Verificación de Saturación Después del proceso de saturación, se aplicaron las presiones de cámara y Back Pressure (Contrapresión), para luego verificar la saturación con el factor de Skempton (B), el cual siempre fue mayor al 95% para todas las probetas ensayadas. Consolidación Finalizadas las etapas mencionadas, se procedió a realizar la consolidación de la probeta para un nivel de presiones de cámara que variaron entre 1 a 6 [kg/cm 2 ] para todos lo materiales utilizados. En general las probetas de 5cm 10cm demoraron 30 a 60 minutos, las probetas de 80

84 10cm 20cm utilizaron 1 a 2 horas de consolidación, y las probetas de 15cm 30cm demoraron en promedio 12 horas. Proceso de carga de la probeta Antes de aplicar la presión vertical a la probeta, fue necesario el ajuste adecuado de la celda de carga, del pistón, y del cap ubicado en la parte superior de la probeta. Además fue ajustado el dial de deformación en el valor cero. Las velocidades de deformación para los distintos tipos de probetas utilizadas fueron de 0.13 [mm/min] para probetas de 5cm 10cm, 0.26 [mm/min] para probetas de 10cm 20cm, y finalmente 0.40 [mm/min] para probetas de 15cm 30cm. Todos los ensayos fueron llevados a un nivel de deformación vertical del 20%. 81

85 6. RESULTADOS Y ANÁLISIS En este Capítulo se presentan todos los resultados obtenidos para los 3 suelos estudiados en esta investigación. En especial, se analiza el funcionamiento del método de gradación paralela (enrocado alterado E.R y ripio lixiviado R.L) y el método de corte (grava de Aconcagua A-2). Además, se analiza y cuantifica la influencia de ciertos parámetros que controlan la resistencia al corte tales como el coeficiente de uniformidad (C U ) y densidad relativa (DR%), junto con la dureza de las partículas METODO DE GRADACIÓN PARALELA- MATERIAL E.R En este capítulo se presenta el material E.R, el cual ya fue presentado en el capítulo 4.1. A continuación se describen algunas variables intrínsecas tales como forma y dureza de las partículas Forma, dureza de partículas y origen geológico El material E.R fue obtenido por voladura, y por lo tanto posee partículas de forma angulosa. Tal como fue señalado en el capítulo 4.1 este material posee 2 tipos de granos los cuales corresponden a partículas de andesita sana y andesita meteorizada, siendo su dureza la principal diferencia entre ellas. 82

86 Figura 6-1: Muestras homotéticas Material E.R. Según la Figura anterior es posible apreciar una diferencia en el color del material a medida que el tamaño de partículas aumenta. Para el tamaño de D 50 = 0.5 mm la muestra presenta una alta cantidad de partículas color marrón claro (partículas meteorizadas). Sin embargo, a medida que aumenta el D 50 es posible observar una mayor cantidad de partículas de color gris (andesitas sanas). Es importante señalar que si la dureza y mineralogía es diferente entre las curvas homotéticas, entonces el método de gradación paralela no debería funcionar Relación tensión deformación El material grueso E.R tiene una resistencia muy particular debido a que se comporta de forma contractiva para tensiones de confinamiento mayores a 3 [kg/cm 2 ] siendo ensayado a una densidad relativa del 80%. La principal razón de la compresibilidad de este suelo es el material alterado que posee, (andesita meteorizada), lo cual implica una rotura de las partículas alteradas bajo presiones de confinamiento de 3 a 6 [kg/cm 2 ], y por consiguiente un impedimento de la dilatancia. Es interesante señalar que Varadarajan (2003) analizando un material de rockfill llamado Ranjit Sagar también obtuvo comportamiento contractivo en ensayos triaxiales drenados a muestras con DR = 87% y con rangos de presiones de 3.5 [kg/cm 2 ] a 14 [kg/cm 2 ]. Varadajan también asocia esta compresión de suelo a la rotura y reacomodo de las partículas alteradas en la etapa de corte del ensayo triaxial. 83

87 24 20 D50 = 0.5 mm D50 = 1.0 mm D50 = 2.6 mm D50 = 5.5 mm D50 = 37.5 mm σ c = 6kg/cm 2 16 σ[kg/cm2] 12 σ c = 3kg/cm 2 8 σ c = 1kg/cm ε σ c = 1 kg/cm Cambio Volumétrico (%) D50 = 1.0 mm D50 = 0.5 mm D50 = 2.6 mm D50 = 5.5 mm D50 = 37.5 mm σ c = 3kg/cm 2 σ c = 6kg/cm 2-14 ε Figura 6-2: Relación Tensión-Deformación curvas homotéticas - Material E.R. 84

88 En general, para todas las curvas homotéticas del material E.R, el comportamiento tensión deformación es similar y la resistencia es un poco mayor para las curvas con D 50 de 5.78 mm y 2.55 mm. Es necesario agregar que la resistencia al corte de este material tiende a aumentar en función de su tamaño medio de partículas hasta muestras con D 50 de 5.78 mm pero al analizar los resultados de ensayos triaxiales con D 50 de 37.5 mm, la resistencia del enrocado tiene una disminución importante. Esta diferencia en los resultados de resistencia al corte podría ser explicada por los distintos porcentajes de partículas alteradas en las distintas curvas homotéticas Módulo de deformación A continuación se presentan los resultados de la correlación entre el módulo de deformación a un 50% de la resistencia máxima en función de la tensión de confinamiento. Para el material E.R, el valor de E 50 crece a medida que aumenta el tamaño de partículas, hasta un D 50 de 5.78mm. Sin embargo, para la curva homotética de D 50 = 37.5mm, el módulo tiende a bajar e incluso ser menor que la curva homotética con D 50 = 0.49mm. Esta diferencia en los resultados también estaría asociada a la influencia de las partículas alteradas en la resistencia y compresibilidad del material D50=0.5 mm D50=1.0 mm D50=2.6 mm D50=5.5 mm D50=37.5mm Módulo deformación E50[kg/cm 2 ] E 50 = 171σ 0.17 E 50 = 89σ 0.41 E 50 = 31σ 0.89 E 50 = 44σ σ c [kg/cm 2 ] Figura 6-3: Módulo deformación v/s tensión de confinamiento-material E.R. 85

89 Ángulo de fricción peak A continuación se presenta la variación del ángulo de fricción máximo en función de la presión de confinamiento. En general, se confirma la tendencia a la disminución del ángulo de fricción con el incremento de la tensión de confinamiento. El material E.R para sus curvas homotética de menor tamaño de partículas (D 50 = 0.5 y 1.0mm) posee un valor de ángulo de fricción peak que varía levemente con el nivel de confinamiento, pero se observa una fuerte caída para el material con D 50 = 2.6 mm, y D 50 = 5.5 mm. Además, al considerar el ensayo triaxial gigante con D 50 = 37.5 mm, se observa un valor constante de φ con el nivel de confinamiento. Estas diferencias de ángulo de fricción también estarían asociadas a la influencia de las partículas débiles en las muestras escaladas, ya que el material con menor cantidad de partículas alteradas (D 50 = 5.5 mm) es la que posee la mayor resistencia en comparación a las otras muestras ensayadas, y las muestras con mayor porcentaje de partículas alteradas son las que poseen las menores resistencias (D 50 = 0.5 mm y D 50 = 37.5 mm) D50 = 0.5 mm D50 = 1.0 mm D50 = 2.6 mm D50 = 5.5 mm D50 = 37.5 mm 42 Ángulo de fricción φ( ) σ c [kg/cm 2 ] Figura 6-4: Ángulo de fricción peak v/s tensión de confinamiento - Material E.R. 86

90 Envolvente de falla Envolvente lineal (Mohr Coulomb) Los resultados de los parámetros de resistencia al corte del material E.R, basado en el criterio de Mohr - Coulomb, se presentan en la Tabla 6-1. Tabla 6-1: Parámetros de resistencia-criterio de Mohr Coulomb Material E.R. D 50 [mm] Envolvente de Mohr Coulomb- Material E.R Cohesión [kg/cm 2 ] Ángulo de fricción interna peak ( ) R Al analizar la resistencia al corte del material E.R, se observa un aumento del ángulo de fricción y de la cohesión a medida que aumenta el tamaño medio de partículas. Sin embargo, para la muestra con D 50 = 37.5 mm, la resistencia disminuye con respecto a los otros tamaños medios. Esta diferencia también sería explicada por los distintos porcentajes de partículas alteradas en las muestras homotéticas. Envolvente de falla no lineal El resumen con los parámetros a y b del criterio de falla no lineal (ec. 3.2) se detalla en la siguiente tabla. Tabla 6-2: Parámetros a y b - Material E.R. D 50 [mm] a [kg/cm 2 ] b Según el resultado anterior, se observa que el valor de a aumenta al ser mayor el tamaño medio de partículas, lo cual también es posible de ser explicado por el cambio de dureza de las partículas en las muestras. Por otro lado, el valor de b es muy cercano a 1 para las muestras con D 50 de 0.5 y 1.1 mm y tiene un valor de 0.9 para D 50 de 2.55 y 5.78 mm, por lo 87

91 cual este criterio de falla es relativamente similar al criterio de Mohr- Coulomb para este material Rotura de partículas A continuación se presentan las granulometrías post-ensayos del material E.R. En general se aprecia una mayor rotura de partículas a medida que aumenta el tamaño medio de partículas. De hecho, los valores de B g aumentan a mayor D 50 entre 2, 5 y Material E-R s c = 6 [kg/cm 2 ] % Que Pasa D50=0.49mm D50=0.49 mm post D50=1.0 mm 20 D50=1.0 mm post D50=2.6 mm 10 D50=2.6 mm post Diámetro [mm] Figura 6-5: Curvas Homotética Pre y Post Ensayo, material E.R METODO DE GRADACIÓN PARALELA - MATERIAL R.L Forma, dureza de partículas y origen geológico El material lixiviado R.L tiene una dureza relativamente baja debido a su meteorización química, efecto que produce una mayor cantidad de poros en las partículas, no obstante, a medida que aumenta el tamaño de partículas es posible apreciar un mayor dureza, especialmente en tamaños de D 50 = 5.5 mm en adelante. Con respecto a su forma, éstas se pueden clasificar como angulares a subangulares, debido a que su origen son enrocados chancados. Al igual que el material E.R es posible apreciar una diferencia de color a medida que el tamaño aumenta. 88

92 Figura 6-6: Muestras homotéticas material R.L Relación tensión deformación El material R.L posee un comportamiento tal que la resistencia aumenta al incrementarse el tamaño de partículas, en particular se destaca fuertemente la alta resistencia del material de D 50 = mm, el cual fue ensayado en el aparato triaxial gigante. Sin embargo, al haber ensayado las muestras a un DR del 60% y debido a la alteración química del material (lixiviación) su compresibilidad tiende a ser mayor. 89

93 25 20 D50 = 0.31 mm D50 = 0.63 mm D50 = 1.75 mm D50 = 3.69 mm D50 = mm σ c = 6kg/cm 2 15 σ [kg/cm2] 10 σ c = 3kg/cm 2 5 σ c = 1kg/cm ε σ c = 1kg/cm 2 Cambio Volumétrico % D50 = 0.31 mm D50 = 0.63 mm D50 = 1.75 mm D50 = 3.79 mm D50 = mm σ c = 3kg/cm σ c = 6kg/cm ε Figura 6-7: Relación Tensión-Deformación curvas homotéticas R.L. 90

94 Módulo de deformación A continuación se presentan los resultados de la correlación entre el módulo de deformación a un 50% de la resistencia última en función de la tensión de confinamiento. En general para el material R.L existe una dependencia entre el tamaño de partículas. El suelo R.L, presenta una tendencia bastante parecida del módulo de deformación con la tensión de confinamiento. Existe una relación de que a mayor D 50 se obtiene mayor E 50 para las 4 granulometrías escaladas. Incluso, al considerar la granulometría con D 50 de mm, ésta consigue mayores valores de E 50 que las curvas con D 50 de 3.69 mm y 1.75 mm al extrapolar los valores de E 50 a niveles de confinamiento de 1 a 6 kg/cm D50 = 0.31 mm D50 = 0.63 mm D50 = 1.75 mm D50 = 3.69 mm D50 = mm 1000 Módulodeformación E50[kg/cm 2 ] 100 E 50 = 65σ 0.61 E 50 = 38σ 0.81 E 50 = 51σ 0.90 E 50 = 24σ 0.97 E 50 = 30σ σ c [kg/cm 2 ] Figura 6-8: Módulo deformación v/s tensión de confinamiento Material R.L Ángulo de fricción peak Para el material R.L, se observa claramente que a mayor tamaño de partículas se obtiene mayor ángulo de fricción peak, aunque, la razón por la cual varía la resistencia podría ser 91

95 explicado por un cambio de la dureza de las partículas a medida que aumenta el tamaño de éstas. Las 4 granulometrías que van desde D 50 = 0.31 mm a D 50 = 3.69 mm poseen una disminución de φ con el nivel de tensiones, no obstante, al considerar el ensayo triaxial gigante con D 50 = mm, el ángulo de fricción peak se mantiene constante con el aumento en el nivel de confinamiento. Este último resultado junto con el obtenido para el material E.R con D 50 = 37.5 mm dan cuenta de una tendencia distinta a la propuesta por Leps (1970) sobre una disminución del ángulo de fricción con el nivel de tensiones (Capítulo 6.8) D50 = 0.31 mm D50 = 0.63 mm D50 = 1.75 mm D50 = 3.69 mm D50 = mm 44 Ángulo de fricción φ ( ) σ c [kg/cm 2 ] Figura 6-9: Ángulo de fricción peak v/s tensión de confinamiento Material R.L Envolvente de falla Envolvente lineal (Mohr Coulomb) Los resultados de los parámetros de resistencia al corte del material R.L, basado en el criterio de Mohr-Coulomb, se presentan en la Tabla 6-3. Tabla 6-3: Parámetros de resistencia-criterio de Mohr Coulomb Material R.L. Envolvente de Mohr Coulomb - Material R.L D 50 [mm] Cohesión [kg/cm 2 ] Ángulo de fricción peak ( ) R

96 Para el material R.L se observa claramente un aumento de los parámetros de resistencia con el aumento del D 50. Este resultado también podría estar fuertemente relacionado con el grado de alteración de las partículas, debido a lo explicado en el Capítulo 4.2, en que a medida que las partículas aumentan de tamaño, ellas poseen menor alteración. Envolvente de falla no lineal A continuación se presenta el criterio de envolvente no lineal aplicado al material R.L. El resumen con los parámetros a y b de este criterio se detalla en la siguiente tabla. Tabla 6-4: Parámetros a y b Material R.L. D 50 mm a [kg/cm 2 ] b Para el material R.L, el parámetro a es mayor a medida que aumenta el D 50 debido principalmente a la mayor dureza y resistencia de las partículas a medida que éstas aumentan de tamaño. Con respecto al parámetro b, éste es muy cercano a 1 por lo que este criterio funciona de forma similar al criterio Mohr-Coulomb para este suelo alterado por lixiviación. Finalmente, debido a la importancia de la dureza de las partículas (materiales E.R y R.L) en la resistencia al corte, podría ser de mayor utilidad el uso del criterio mejorado de envolvente no lineal (Ecuación 3.3) en que se considere la dureza de las partículas METODO DE CORTE - MATERIAL A-2 En esta sección se considerarán los resultados obtenidos al material del río Aconcagua (A-2), el cual ya fue presentado en el capítulo 4.3. A continuación se describen las características de las partículas para luego presentar los resultados de los ensayos triaxiales hechos a este suelo Forma y dureza partículas En general, las gravas y arenas del material A-2 poseen una forma de partículas subredondeada a redondeada, debido principalmente al hecho de ser partículas erosionadas por arrastre de río. Sin embargo, no es posible asociar una dureza específica de las partículas, 93

97 debido a que ellas poseen diferente origen de roca parental, aunque es importante señalar que ellas no presentaban partículas alteradas o meteorizadas. Las distintas muestras analizadas se presentan a continuación. Figura 6-10: Muestras cortadas con 0%, 40%, 65%. 80% y 100% de sobre-tamaño. Material A Relación tensión deformación Para la muestra analizada se observa que los mayores valores de resistencia al corte se obtienen para las partículas con sobre-tamaño entre 40 y 65% y además son las que poseen los mayores valores de coeficiente de Uniformidad (C U ). Debido a que todas las muestras se analizaron para una misma densidad relativa, aunque las densidades límites son distintas y aumentan en función de la gradación del material, entonces la densidad de confección de las muestras entre 40 y 65% de sobre-tamaño es mayor, lo cual aumenta el número de contactos y produce finalmente una mayor resistencia al corte. Además es necesario agregar que este rango de sobre-tamaño produce un comportamiento tensión-deformación muy similar. Adicionalmente, según las Figuras 6-11 y 6-12, a medida que se incrementa el nivel de tensiones, las muestras cortadas tienen una menor resistencia al corte que las muestras originales. El comportamiento tensión y cambio volumétrico versus deformación para los sobre-tamaños de 80% y 100% (Figura 6-11) es muy similar, lo cual comprueba el hecho de 94

98 que las partículas de sobre-tamaño controlan la resistencia para este rango de partículas (Capítulo 3.4: Granulometría). 95

99 30 25 Corte 0% 100% 80% σ c = 6kg/cm 2 20 σ c = 4kg/cm 2 σ [kg/cm2] σ c = 2kg/cm 2 5 σ c = 1kg/cm ε 7 Cambiovolumétrico % Corte 0% 100% 80% σ c = 1kg/cm 2 σ c = 2 kg/cm 2 σ c = 4kg/cm 2 σ c = 1kg/cm ε Figura 6-11: Relación tensión y cambio volumétrico v/s deformación unitaria axial. Material A-2 Corte 0%, 80% y 100% de sobre-tamaño. 96

100 Corte 0% 65% 40% σ [kg/cm2] σ c = 6kg/cm 2 σ c = 2kg/cm 2 5 σ c = 1kg/cm ε 8.0 Cambiovolumétrico % corte 65% 40% σ c = 1kg/cm ε σ c = 1kg/cm 2 σ c = 6kg/cm 2 Figura 6-12: Relación tensión y cambio volumétrico v/s deformación unitaria axial. Material A-2 con 0%, 40% y 65% de sobre-tamaño. 97

101 Módulo de deformación En general, los resultados del módulo de deformación (E 50 ) en función del nivel de confinamiento de ensayo para el material A-2 (Figura 6-13), muestran una tendencia muy similar a la obtenida por De la Hoz (2007). Las muestras cortadas tienen un mayor módulo de deformación en desmedro de la muestra original. Al parecer, el mayor módulo de deformación obtenido por la muestra cortada es debido al bajo coeficiente de uniformidad (C U ) de la muestra. Además, existe una similitud en estos módulos para las muestras con sobre-tamaños de 20% hasta 65%. El menor valor del módulo de deformación se obtiene para las muestras con 80% en los 2 suelos ensayados, explicado quizás por una mayor compresibilidad y rotura de partículas en este tipo de combinación arena-grava Corte 0% sobretamaño 40% sobretamaño 65% Sobretamaño 100% sobretamaño 80% Sobretamaño E 50 = 728σ 0.55 (0%) E 50 = 311σ 0.46 (100% ) E 50[kg/cm 2 ] 1000 E 50 = 290σ 0.48 (65%) E 50 = 281σ 0.44 (40% ) E 50 = 178σ 0.40 (80%) σ c [kg/cm 2 ] Figura 6-13: Variación del módulo de deformación al 50% de la resistencia máxima (E 50 ) v/s tensión de confinamiento material A Ángulo de fricción peak Se analizaron los resultados del ángulo de fricción peak, el cual se obtiene en el momento de máxima resistencia del suelo. Según la Figura 6-14 y 6-15, la tendencia es que los materiales 98

102 entre 55% y 65% de sobre-tamaño poseen los mayores ángulos de fricción superando entre 2 y 3 grados en promedio al material cortado. También, en estas 2 figuras se confirma el hecho de que a mayor nivel de presiones, se obtienen menores valores de ángulo de fricción secante. El material con 100% de sobre-tamaño tiene los valores más bajos de ángulo de fricción y este resultado es similar al encontrado en el material Río Maipo analizado por De la Hoz (2007). Finalmente, el ángulo de fricción del material cortado es menor en 1 que la muestra original para el material del río Maipo (De la Hoz 2007) y 3 para el material del río Aconcagua. Esta diferencia es explicada por los distintos niveles de confinamiento y densidades relativas utilizados en estos 2 materiales. 56 Ángulode fricción φ ( ) % Sobretamaño 40% Sobretamaño 65% Sobretamaño (Original) 100% Sobretamaño 80% Sobretamaño σ [Kg/cm 2 ] Figura 6-14: Ángulo de fricción peak v/s tensión de confinamiento material A-2 99

103 56 54 Ángulo de fricción secante φ ( ) σ c = 1kg/cm 2 σ c = 2kg/cm 2 σ c = 6kg/cm Porcentaje de sobretamaño [%] Figura 6-15: Ángulo de fricción peak v/s porcentaje de sobre-tamaño - Material A Envolvente de falla Envolvente lineal (Mohr Coulomb) Los resultados de los parámetros de resistencia al corte basados en el criterio Mohr-Coulomb se muestran en la tabla siguiente. Tabla 6-5: Parámetros de resistencia-criterio de Mohr Coulomb Material Río Aconcagua A-2. Muestra Envolvente de Mohr Coulomb- Material A-2 Cohesión [kg/cm 2 ] Ángulo de fricción interna peak ( ) R 2 Corte (0%) % % % % Para el material A-2, las muestras consiguen diferentes valores de ángulo de fricción y cohesión especialmente entre la muestra original y cortada donde la diferencia para φ y c es de 8 y 0.52 [kg/cm 2 ] respectivamente. 100

104 Estos resultados de ángulo de fricción confirman el hecho de que el método de corte subestima la resistencia al corte. Envolvente no-lineal A continuación se presentan los parámetros a y b del criterio de falla no lineal del material A- 2. Además se ha decidido comparar este resultado con los obtenidos por De la Hoz (2007) con el material cortado del río Maipo (M), el cual fue presentado en el capítulo El resumen con los parámetros a y b del criterio de falla no lineal se detalla en las siguientes tablas. Tabla 6-6: Parámetros a y b material cortado Río Aconcagua (A-2). % Sobre-tamaño a [kg/cm 2 ] b Tabla 6-7: Parámetros a y b material cortado Río Maipo (M). % Sobre-tamaño a [kg/cm 2 ] b Con respecto a los resultados del suelo A-2, los valores de a se mantienen entre 1.21 a 1.41 [kg/cm 2 ], lo cual da cuenta de la alta resistencia que poseen estas muestras explicado por la densidad relativa de ensayo (DR = 75%). Además existe una tendencia a que las partículas con mayores sobre-tamaños (80% y 100%) tienen menor valor de a lo cual puede ser atribuido a una mayor rotura de partículas que sufrieron estas mezclas con respecto a las muestras originales y cortadas (de 65% a 0% de sobre-tamaño). Hay que añadir que los valores obtenidos del parámetro b son bastante similares y varían entre 0.89 a Con respecto a los valores conseguidos con el material M, éstos obtienen menores valores de a que el material A-2. La razón de esta diferencia es la densidad relativa a la cual fueron hechos los ensayos, ya que el material M fue confeccionado con un DR= 70%, mientras que en el suelo A-2 se utilizó un DR = 75 %. Además, el valor promedio de b es de 0.945, cuyo resultado es mayor que el obtenido en el material A-2 (0.900), lo cual se explica porque el 101

105 suelo M fue ensayado con σ c entre 0.5 a 3 [kg/cm 2 ], mientras que el suelo A-2 fue confeccionado con valores de σ c entre 1 a 6 kg/cm 2 ]. Aunque existen ciertas diferencias en estos 2 materiales, los valores de b son cercanos a 1 por lo cual el este criterio funciona de forma relativamente similar a una envolvente lineal Rotura de partículas En esta sección se presentan los resultados de las granulometrías post ensayo del material A- 2. Además, se incluyen los resultados obtenidos por De la Hoz (2007) con respecto a las granulometrías post ensayo del material cortado del río Maipo (Capítulo 3.3.1). Suelo Río Aconcagua A-2. Para analizar la rotura de partículas en el material A-2, se consideraron los suelos con sobretamaños 0%, 40%, 65%, 80% y 100%. A continuación se muestran las granulometrías pre y post ensayo. Figura 6-16: Material A-2 con 0% y 40% de sobre-tamaño Figura 6-17: Material A-2 con 65% y 80% de sobre-tamaño. 102

106 % quepasa Material 100 % sobretamaño s c = 6 [kg/cm 2 ] Diámetro[mm] inicial final Figura 6-18: Material A-2 con 100% de sobre-tamaño. Suelo Río Maipo. A continuación se presentan las granulometrías pre y post ensayos del material cortado del río Maipo llevado a cabo por De la Hoz (2007), considerando sólo un nivel de confinamiento de 3 [kg/cm 2 ]. Figura 6-19: Material con 0% y 20% de sobre-tamaño (De la Hoz 2007) Figura 6-20: Material con 40% y 60% de sobre-tamaño (De la Hoz 2007) 103

107 Figura 6-21: Material con 80% y 100% de sobre-tamaño (De la Hoz 2007). Para los materiales del río Aconcagua y Maipo existe una similitud en la rotura de partículas post ensayo con respecto al porcentaje de sobretamaño. Se aprecia una mayor rotura para los suelos entre 20% y 40% de sobre-tamaño con valores del coeficiente de rotura de Marsal B g entre 7 y 20, lo cual implica una mayor rotura en suelos que tienen sus partículas de sobretamaño en una condición de flotación en una matriz de suelo más fino. Para los sobre-tamaños de 0%, 60, 80% y 100% no se aprecia una rotura de partículas significativa obteniéndose valores de B g entre 1 y 3, excepto por el valor de B g de 12 obtenido por la muestra con 100% de sobre-tamaño en el material A-2, explicado posiblemente por el nivel de tensiones al cual fue ensayado el material, junto con el bajo coeficiente de uniformidad que posee la muestra C U = EFECTO DEL COEFICIENTE DE UNIFORMIDAD (CU) Efecto en el angulo de fricción interna Para analizar el efecto de la gradación de la muestra en la resistencia al corte se consideraron los resultados del método de corte al material del Río Maipo (Capítulo 3.3.1) y del Material Río Aconcagua (Capítulo 6.1). Estos 2 materiales aunque han sido extraídos de distintos lugares físicos tienen características similares de forma y dureza de partículas. Es importante recalcar que estos suelos están compuestos por gravas de cantos redondeados debido a arrastre fluvial. A continuación se presenta el ángulo de fricicón secante en función del coeficiente de uniformidad, densidad relativa y nivel de confinamiento. 104

108 RM-0.5 kg/cm2 RM-1 kg/cm2 RM -3 kg/cm2 A kg/cm2 A kg/cm2 A-2-6 kg/cm2 54 Ángulo de fricción secante( ) DR = 75 % DR = 70 % C u Figura 6-22: Ángulo de fricción peak v/s coeficiente de uniformidad, muestra original y cortada en los 2 materiales analizados. Según la figura anterior se aprecia claramente que para un mismo σ c la diferencia entre ángulos de fricción para el material del Río Aconcagua (DR = 75%) es de aproximadamente 4 a 5, y la diferencia para el material Río Maipo (DR = 70%) es de 2 a 3 en promedio. El resultado anterior implica que un aumento del DR de 70% a 75% incrementa la diferencia de ángulos de fricción para muestras con distinto C U en rangos de presiones de 0.5 a 6 [kg/cm 2 ] Efecto en el módulo de deformación Para llevar a cabo este análisis se utilizaron los mismos materiales usados en el análisis del método de corte (Material Río Aconcagua A-2 y Material Río Maipo) Los resultados del módulo de deformación para un 50% de la resistencia máxima (E 50 ) se muestran en la Figura

109 % sobre 65% sobre 100% De la Hoz 60% De la Hoz 1000 E 50 [kg/cm 2 ] σ c [kg/cm 2 ] Figura 6-23: Análisis de sensibilidad módulo de deformación E 50 v/s nivel de confinamiento, en base al coeficiente de uniformidad. Según el último gráfico, existe una tendencia al aumento del módulo de deformación a medida que la gradación del suelo es más uniforme para los 2 tipos de suelos analizados. Esto último es más notorio para los resultados de De la Hoz los cuales fueron ensayados hasta presiones de 3 [kg/cm 2 ] y a un DR de 70%. Sin embargo, el suelo A-2 tiene una diferencia de módulo de deformación mucho menor al otro material analizado debido principalmente a la rotura de partículas que hubo en el material con 100% de sobre-tamaño A-2, lo cual implicó menor resistencia máxima y por consiguiente una menor rigidez (E 50 ) del suelo EFECTO DE LA DENSIDAD RELATIVA (DR) Efecto en el ángulo de fricción interna Para analizar la influencia de la densidad relativa en el ángulo de fricción máximo, se utilizaron los resultados obtenidos por Gesche (2002), De la Hoz (2007), además de los resultados obtenidos en este trabajo. Los materiales que se consideraron fueron los siguientes. 106

110 Tabla 6-8: Características de materiales analizados. Muestra D 50 [mm] C U C C Río Aconcagua (A-1 ) Río Maipo 80% sobre-tamaño Río Aconcagua 80% sobre-tamaño (A-2) Estos materiales tienen forma similar (redondeada a subredondeada) y características similares con un coeficiente de uniformidad (C U ) y de gradación (C C ) similar. Lo anterior posibilita realizar una comparación usando estos tres materiales. A continuación se presentan los resultados de ángulo de fricción v/s presión de confinamiento para densidades relativas de 70%, 75% y 80%. 70 Variación de la resistencia en función de DR%. (Cu entre 6.62 y 8.48) Ángulo de fricción peak ( ) DR=75% DR=70% DR=80% φ = 47σ φ= 56σ 0.08 A2 Cu=6.62 Río Maipo Cu=7.8 A1 Cu=8.48 φ= 51σ σ c [Kg/cm 2 ] Figura 6-24: Variación de ángulo de fricción en 3 DR distintos para un rango de CU entre 6.53 y 7.8. Según la figura 6-24 es posible apreciar la diferencia de ángulo de fricción entre cada una de estas densidades relativas. Para presiones de 1 [kg/cm 2 ] la diferencia de ángulo de fricción es de 6 (DR entre 80 y 75%) y 4 (DR entre 75 y 70%), por lo cual el efecto de compacidad en la muestra tiende a ser muy importante para presiones de confinamiento de 1 [kg/cm 2 ] y menores. Sin embargo, al aumentar el confinamiento, esta diferencia tiende a disminuir a 4 y 1 respectivamente debido fundamentalmente a la rotura y reacomodo de partículas. 107

111 Finalmente, según las figura 6-22 y 6-24 es posible caracterizar el ángulo de fricción peak como una función de la densidad relativa (DR), nivel de confinamiento (σ c ) y el coeficiente de uniformidad (C U ) en base a las siguientes correlaciones. Ec. 6.1: Material Río Maipo. 2 (DR = 70%) φ = C R 2 U σc + σc = Ec. 6.2: Material Río Aconcagua. 2 (DR = 75%) φ = C R 2 U σc + σc = Es necesario señalar que estas correlaciones sólo sirven para el rango de presiones analizados, el cual es de 0.5 a 3 kg/cm 2 para el material del río Maipo (Ec. 6.1) y de 1 a 6 kg/cm 2 para el material del río Aconcagua (Ec. 6.2). Además, estas ecuaciones están basadas en un rango de coeficiente de uniformidad de 0 a 20. Figura 6-25: Ángulo de fricción secante en función del nivel de confinamiento y Coeficiente de uniformidad para DR = 70% (Material fluvial río Maipo) y DR = 75% (Material fluvial río Aconcagua) Efecto en el módulo de deformación Para evaluar este efecto del E 50 con el C U, se tomaron los mismos materiales y resultados de ensayos triaxiales del punto anterior. 108

112 Los resultados del módulo de deformación al variar la densidad relativa se detallan a continuación A2 Cu=6.53 Módulo deformación E 50 [ Kg/cm 2 ] 1000 DR=80% E 50 = 761σ 0.29 DR=75% E 50 = 356σ 0.40 E 50 = 244σ 0.67 DR=70% Río Maipo Cu=7.8 A1 Cu= Tensiónde Confinamiento [Kg/cm 2 ] Figura 6-26: Variación del módulo de deformación con el confinamiento en función de la densidad relativa del material. Según la figura 6-26 anterior, se confirma que a mayor densidad relativa, existe una mayor rigidez del suelo. Sin embargo según los resultados de DR = 70% y 75% para un nivel de tensiones de confinamiento de 4 [kg/cm 2 ], los módulos tienden a ser los mismos independientes del DR adoptado en el ensayo. Además, si se trata de extrapolar los módulos de deformaciones a altas presiones, la diferencia debería ser menor, con lo cual a altas presiones la rigidez del suelo bajo un nivel de presiones de confinamiento determinadas deberían tender a una cierta similitud EFECTO DE LA DUREZA DE PARTÍCULAS Para llevar a cabo este análisis se consideró el enrocado de empréstito (material E.R). Este material posee 2 tipos de partículas que se diferencian por su dureza, las cuales corresponden a partículas de andesita meteorizadas, y partículas de andesíticas sin alteración. 109

113 Figura 6-27: Partículas compuestas por Andesita sana y meteorizada Material Alterado v/s Material Sano En este análisis se consideró el material original (muestra 1) que posee en promedio un 60% de partículas sanas y un 40% de material meteorizado y se comparó con un material confeccionado sólo con partículas sanas (muestra 2) de tal forma de analizar la influencia de la dureza de las partículas en la resistencia a corte. Se confeccionaron 3 ensayos triaxiales para las muestras 1 y 2 en probetas de 15 cm 30 cm con un DR = 80%. Las características del material son las siguientes. Tabla 6-9: Densidades límites materiales ensayados. D 50 [mm] Densidad Máxima [ton/m 3 ] Densidad Mínima [ton/m 3 ] Muestra Muestra Los ensayos triaxiales fueron realizados a una presión de confinamiento de 1, 3 y 6 [kg/cm 2 ]. Los resultados se muestran en la siguiente Figura. 110