Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
Pruebas Triaxiales de Suelos
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
Pruebas Triaxiales de Suelos
Poul V. Lade
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
Contenido
xiii
Prefacio
Sobre el Autor
xvii
1 Principios de las pruebas triaxiales 1.1
1
Propósito de las pruebas triaxiales
1
1.2 Concepto de prueba
1.3 La prueba triaxial
2
1
1.4 Ventajas y limitaciones
3
1.5 Etapas de prueba: consolidación y cizallamiento
1.5.1 Consolidación
4
1.5.2 Corte
1.6 Tipos de pruebas
1.6.1 Simulación de condiciones de campo
1.6.2 Selección del tipo de prueba
2 Cálculos y presentación de los resultados de las pruebas 2.1
Reducción de datos
5
5
5
6
12
13
13
2.1.1 Regla de signos –
2D 2.1.2
13
Deformaciones 2.1.3 Área de sección transversal
23
2.1.4 Tensiones
24
2.1.5 Correcciones
25
2.1.6 El principio de tensión efectiva 2.1.7
25
Análisis de tensiones en dos dimensiones – Círculo de Mohr 2.1.8
25
Análisis de deformaciones en dos dimensiones – Círculo de Mohr
27
2.2 Diagramas tensión­deformación
2.2.1 Diagramas básicos
2.2.2 Evaluación de módulo 2.2.3
13
28
28
37
Diagramas derivados 2.2.4
Comportamiento tensión­deformación normalizado
41
2.2.5 Patrones de comportamiento del suelo – reconocimiento
49
de errores 2.3 Diagramas de
48
51
resistencia 2.3.1 Definición de resistencias efectivas y
51
totales 2.3.2 Concepto de falla de Mohr­Coulomb
51
2.3.3 Mohr­Coulomb para compresión triaxial 2.3.4
54
Envolvente de falla curva 2.3.5
55
Diagrama MIT p – q 2.3.6
57
Diagrama Cambridge p – q 2.3.7
59
Determinación de los parámetros de resistencia del suelo de mejor
60
ajuste 2.3.8 Caracterización de la resistencia total
60
2.4 Trayectorias de
61
tensiones 2.4.1 Trayectorias de
61
tensiones drenadas 2.4.2 Trayectorias de tensiones
61
totales en ensayos no drenados 2.4.3 Trayectorias de
61
tensiones efectivas en ensayos no
drenados 2.4.4 Diagramas p – q normalizados 2.4.5 Curvas vectoriales
66
68
Machine Translated by Google
vi
Contenido
2.5 Análisis de regresión lineal 2.5.1
Diagrama MIT p – q 2.5.2
Diagrama Cambridge p – q 2.5.3
Análisis de regresión lineal correctos e incorrectos 2.6 Estados
de tensión tridimensionales 2.6.1 Estados
de tensión generales 3D 2.6.2
Invariantes de tensión 2.6.3
Invariantes de desviación de tensiones
2.6.4 Magnitudes y direcciones de las tensiones principales 2.7
Espacio de tensiones
principales 2.7.1 Esfuerzos
octaédricos 2.7.2 Plano
triaxial 2.7.3 Plano octaédrico
2.7.4 Caracterización de condiciones de tensiones 3D
2.7.5 Formas de las invariantes de tensiones en el espacio de
tensiones principales 2.7.6 Procedimientos para proyectar puntos de
tensión en un plano
octaédrico común 2.7.7 Procedimiento para trazar puntos de tensión en un
plano octaédrico 2.7.8 Representación de los resultados de la prueba con rotación de tensión principal
3 Equipo triaxial 3.1
Configuración triaxial
3.1.1 Muestra, tapa y base 3.1.2
Membrana 3.1.3
Juntas tóricas
3.1.4 Sistema de drenaje
3.1.5 Fugas de la configuración
triaxial 3.1.6 Dispositivos de cambio
de volumen 3.1.7
Fluido celular 3.1. 8
Extremos lubricados 3.2 Celda triaxial
3.2.1 Tipos de
celdas 3.2.2 Pared
de la celda 3.2.3
Celda Hoek
3.3 Pistón 3.3.1 Fricción
del pistón 3.3.2 Conexiones entre el pistón, la tapa y la muestra
3.4 Suministro de presión
3.4.1 Columna de agua
3.4.2 Sistema de recipiente de
mercurio 3.4.3 Gas
comprimido 3.4.4 Fluidos comprimidos
mecánicamente 3.4.5
Intensificadores de presión 3.4.6
Transferencia de presión a una celda triaxial 3.4.7 Vacío para
suministrar presión de confinamiento
efectiva 3.5 Equipo de carga vertical 3.5.1
Control de deformación
o deformación 3.5.2
Control de carga 3.5.3 Esfuerzo control 3.5.4 Combinación de control
de carga y control de deformación 3.5.5 Requisitos de rigidez
72
72
74
75
76
76
76
80
81
83
83
84
86
87
89
90
96
97
99
99
99
103
105
106
112
113
113
120
125
125
127
128
128
129
132
133
133
134
135
136
137
137
138
139
139
140
141
141
143
Machine Translated by Google
Contenido vii
3.5.6 Control de deformación versus control
de carga 3.6 Celda triaxial con sistema de carga integrado
4 Instrumentación, Mediciones y Control 4.1 Propósito de
la instrumentación 4.2 Principio de las
mediciones 4.3 Características del
instrumento 4.4 Principios de
operación de los instrumentos eléctricos 4.4.1 Galga
extensométrica 4.4.2
Transformador diferencial variable lineal 4.4.3 Galga
de proximidad 4.4.4
Galga de reluctancia 4.4.5
Líquido electrolítico nivel 4.4.6
Técnica de efecto Hall 4.4.7
Medidor de elastómero
4.4.8 Técnica de capacitancia 4.5
Incertidumbre en la medición del instrumento
4.5.1 Exactitud, precisión y resolución 4.5.2
Incertidumbre de medición en ensayos triaxiales
4.6 Características de rendimiento del instrumento
4.6.1 Excitación
4.6.2 Desplazamiento
cero 4.6.3
Sensibilidad 4.6.4 Efectos térmicos sobre el desplazamiento
cero y la sensibilidad 4.6.5
Frecuencia natural
4.6.6 No linealidad
4.6.7 Histéresis 4.6.8
Repetibilidad
4.6.9 Rango 4.6. 10
Capacidad de sobrecarga
4.6.11 Protección contra sobrecarga 4.6.12 Flexibilidad
volumétrica de los transductores de presión 4.7 Medición de deformaciones lineales
4.7.1 Mediciones interiores y exteriores 4.7.2
Longitud de calibre recomendada 4.7.3
Requisitos operativos 4.7.4 Cables
eléctricos 4.7.5 Calibres
de clip 4.7.6
Configuración del transformador diferencial lineal variable
4.7.7 Configuración del calibre
de proximidad 4.7.8 Calibres
inclinométricos 4.7.9
Medidor de efecto Hall
4.7.10 Técnica de rayos X 4.7.11 Seguimiento de video y
fotografía de alta velocidad 4.7.12 Mediciones de
deformación óptica 4.7.13 Características de los dispositivos de medición
de deformación lineal 4.8 Medición de
cambios de volumen 4.8.1 Requisitos para los
dispositivos de cambio de volumen 4.8. 2 Mediciones
de muestras saturadas 4.8.3 Mediciones de
una celda triaxial 4.8.4 Mediciones de muestras secas y parcialmente saturadas
143
143
145
145
145
147
149
149
151
153
153
154
154
154
155
155
156
156
158
158
159
159
159
159
159
159
159
159
160
160
160
160
160
162
162
163
163
167
168
170
171
171
171
172
174
178
178
180
189
192
Machine Translated by Google
viii Contenido
4.9 Medición de carga axial 4.9.1
Transductores de fuerza mecánicos 4.9.2
Principio de funcionamiento de las células de carga de galgas
extensométricas 4.9.3
Sensores primarios 4.9.4 Fabricación de células
de carga de diafragma 4.9.5 Capacidad de carga y
protección contra sobrecargas 4.10
Medición de presión 4.10.1 Medición de
presión de la celda 4.10.2 Medición de la
presión de poro 4.10.3 Principios de funcionamiento de los
transductores de presión 4.10.4 Fabricación de
transductores de presión 4.10.5 Capacidad de presión y protección contra sobrepresión
4.11 Especificaciones de instrumentos
4.12 Factores en la selección de instrumentos 4.13
Redundancia de mediciones 4.14
Calibración de instrumentos
4.14.1 Calibración de dispositivos de deformación lineal
4.14.2 Calibración de dispositivos de cambio de
volumen 4.14.3 Calibración de dispositivos de
carga axial 4.14.4 Calibración de manómetros y transductores
4.15 Adquisición de datos
4.15.1 Registro de datos manual
4.15.2 Registro de datos por
computadora 4.16 Control de prueba
4.16.1 Control de carga, presión y deformaciones 4.16.2
Principios de los sistemas de control
195
195
197
197
198
198
199
199
199
201
201
201
201
202
202
203
203
204
204
204
206
206
206
206
206
207
5 Preparación de muestras triaxiales 5.1
Muestras intactas 5.1.1
Almacenamiento de muestras
5.1.2 Inspección y documentación de muestras 5.1.3
Expulsión de muestras 5.1.4
Recorte de muestras 5.1.5 Técnica
de congelación para producir muestras intactas de materiales granulares 5.2 Preparación
de laboratorio de muestras 5.2.1 Consolidación de
arcilla con lechada 5.2.2 Pluviación de
arena con aire 5.2.3 Técnicas de
deposición de arena limosa 5.2.4 Subcompactación
5.2.5 Compactación de suelos
arcillosos 5.2.6 Compactación de suelos
con partículas de gran tamaño 5.2.7 Extrusión y
almacenamiento 5.2. 8 Efectos del
envejecimiento de la muestra 5.3
Medición de las dimensiones de la muestra 5.3.1
Muestras compactadas 5.4
Instalación de la muestra 5.4.1
Muestra de arcilla completamente saturada
5.4.2 Muestra de suelo arcilloso no saturado
211
211
211
212
214
215
217
217
217
219
222
227
232
234
235
235
235
235
235
236
237
6 Saturación de la muestra
6.1 Razones de la saturación 6.2
Razones de la falta de saturación total
239
239
239
Machine Translated by Google
Contenido ix
6.3 Efectos de la falta de saturación total 6.4
240
Prueba del valor B
241
6.4.1 Efectos de los factores primarios sobre el valor B
241
6.4.2 Efectos de los factores secundarios sobre el valor B
6.4.3 Realización de la prueba del valor B
243
246
6.5 Determinación del grado de saturación 6.6 Métodos
249
de saturación de muestras triaxiales 6.6.1 Percolación con
agua 6.6 .2CO2
250
­método
2
250
251
6.6.3 Aplicación de contrapresión 6.6.4
252
Procedimiento de vacío 6.7
258
Rango de aplicación de los métodos de saturación
7 Etapa de prueba I: Consolidación 7.1
Objetivo de consolidación 7.2 Selección
de tensiones de consolidación 7.2.1 Consolidación
262
263
263
263
anisotrópica 7.2.2 Consolidación isotrópica
264
7.2.3 Efectos del muestreo 7.2.4
267
SHANSEP para arcilla blanda
268
7.2.5 Arcilla muy sensible 7.3
268
Coeficiente de consolidación
7.3. 1 Efectos de las condiciones de
272
drenaje límite 7.3.2 Determinación del tiempo para la
consolidación del 100%
8 Etapa de prueba II: Corte 8.1
Introducción 8.2
Selección de la tasa de deformación vertical
272
272
272
277
277
277
8.2.1 Pruebas UU en suelos
277
arcillosos 8.2.2 Pruebas CD y CU en materiales granulares
277
8.2.3 Pruebas CD y CU en suelos arcillosos 8.2.4
Efectos de los extremos lubricados en pruebas sin drenaje.
277
8.3 Efectos de los extremos lubricados y la forma de la muestra.
282
282
8.3.1 Uniformidad de deformación y estabilidad de la configuración del
282
ensayo 8.3.2 Modos de inestabilidad en
suelos 8.3.3 Ensayos triaxiales en
284
arena 8.3.4 Ensayos triaxiales en
290
284
arcilla 8.4 Selección del tamaño de la
292
muestra 8.5 Efectos de la penetración de la
membrana 8.5.1 Ensayos
293
drenados 8.5.2 Pruebas sin
drenaje 8.6 Inspección posterior a la prueba de la muestra
9 correcciones a las medidas
293
293
293
295
9.1 Principios de las mediciones 9.2 Tipos
295
de correcciones 9.3 Importancia
295
de las correcciones: probetas fuertes y débiles 9.4 Ensayos en probetas muy
295
cortas 9.5 Carga vertical 9.5.1 Elevación del
pistón 9.5.2 Fricción
296
del pistón 9.5.3 Drenajes
laterales 9.5.4 Membrana
296
296
296
298
301
Machine Translated by Google
x Contenido
9.5.5 Efectos de flotabilidad
9.5.6 Técnicas para evitar correcciones a la carga vertical 9.6
Deformación vertical 9.6.1
308
309
309
Compresión de interfaces 9.6.2 Errores
309
de lecho 9.6.3 Técnicas
309
para evitar correcciones a las deformaciones verticales 9.7 Cambio de volumen
9.7.1 Penetración de la
311
312
membrana 9.7.2 Cambio de volumen
312
debido a errores de lecho 9.7.3 Membrana con fugas
317
9.7.4 Técnicas para evitar
317
correcciones al cambio de volumen 9.8 Presiones de celda y de poro
319
9.8.1 Tensión de la membrana 9.8.2
Presiones del peso propio del
319
319
fluido 9.8.3 Penetración de arena en los
319
extremos lubricados 9.8.4 Penetración de la membrana
319
9.8.5 Técnicas para evitar correcciones
319
de las presiones celular y de poro.
320
10 pruebas especiales y consideraciones sobre las pruebas
10.1 Introducción
321
321
10.1.1 Pruebas de baja presión de confinamiento en
321
arcillas 10.1.2 Pruebas convencionales de baja presión en
321
cualquier suelo 10.1.3 Pruebas
322
de alta presión 10.1.4 Turbas y suelos
orgánicos 10.2
Pruebas K0 10.3 Pruebas
de extensión 10.3.1 Problemas con la prueba de extensión triaxial
convencional 10.3 .2 Aplicación de deformaciones uniformes
en pruebas de extensión 10.4 Pruebas
322
322
322
323
324
326
en suelos no saturados 10.4.1 Curva de
326
retención de agua del suelo 10.4.2 Función de
conductividad hidráulica 10.4.3
327
Succión matricial baja 10.4.4
329
Succión matricial alta
330
327
10.4.5 Modelado 10.4.6
Pruebas triaxiales
331
10.5 Suelos congelados 10.6
333
Pruebas de efectos del
tiempo 10.6.1 Pruebas de fluencia
10.6.2 Pruebas de relajación de esfuerzos 10.7
Determinación de la conductividad
331
333
333
335
335
hidráulica 10.8 Pruebas de elementos dobladores
336
10.8.1 Fabricación de
337
elementos dobladores 10.8.2
Módulo de corte 10.8.3
338
Interpretación de señales 10.8.4 Tiempo de
340
primera llegada 10.8.5 Tamaño
y geometría de la muestra 10.8.6 Análisis
340
de la trayectoria de los rayos 10.8.7
341
Elementos montados en superficie 10.8.8 Efectos del material de la muestra 10.8.9 Efectos de la anisotropía cruzada
341
338
340
Machine Translated by Google
Contenido xi
11 Ensayos con tres tensiones principales desiguales 11.1
Introducción 11.2
Ensayos con direcciones de tensión principales constantes
11.2.1 Equipo de deformación plana
11.2.2 Equipo triaxial verdadero
11.2.3 Resultados de ensayos triaxiales
verdaderos 11.2.4 Características
de resistencia 11.2.5 Criterios de falla para suelos
11.3 Ensayos con direcciones de tensión principales
giratorias 11.3.1 Equipo de corte
simple 11.3.2 Celda de corte
direccional 11.3.3 Aparato de corte
por torsión 11.3.4 Resumen y conclusión
Apéndice A: Fabricación de membranas de látex y caucho A.1 El
proceso A.2
Productos para la fabricación de membranas
A.3 Crear un molde de aluminio A.4
Dos tanques A.5
Preparación del molde A.6
Procesos de inmersión A.7
Postproducción A.8
Almacenamiento
A.9 Reparación de
membranas Apéndice B: Diseño de celdas de carga
de diafragma B.1 Celdas de carga con diafragma
uniforme B.2 Celdas de carga con diafragma
cónico B.3 Ejemplo: Diseño de celda de carga de cobre berilio de 5 kN
B.3.1 Fallo de punzonado
Índice de
referencias
343
343
344
344
345
348
353
355
360
360
362
364
370
373
373
373
374
374
374
374
375
375
375
377
377
378
378
379
381
397
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
Prefacio
La prueba triaxial casi siempre se elige para estudios
de fenómenos nuevos porque es relativamente
simple y versátil. El ensayo triaxial es el más
adecuado para este tipo de estudios y es requerido
en ingeniería geotécnica para el diseño de proyectos
específicos y para el estudio y comprensión del
comportamiento de los suelos.
El primer aparato de prueba de compresión triaxial,
que se muestra en la Fig. P.1, fue diseñado por von
Kārmān (1910, 1911) para probar núcleos de roca.
La escala se puede deducir del hecho de que el
ejemplar tiene 4 cm de diámetro (Vásárhelyi 2010).
Sin embargo, su artículo pasó desapercibido o fue
olvidado en 1930, cuando Casagrande, de la
Universidad de Harvard, escribió una carta a
Terzaghi, de la Universidad Técnica de Viena, en la
que describe su visita al laboratorio de hidráulica de
Berlín. Aquí vio un aparato para medir la
permeabilidad del suelo. Casagrande sugirió que la
muestra cilíndrica de este aparato podría cargarse
en dirección vertical (axial) para indicar su resistencia.
Por lo tanto, iba a construir un prototipo, y Terzaghi
le propuso que le construyera uno también. Este
parece ser el comienzo de los ensayos triaxiales de
suelos en ingeniería geotécnica. El aparato fue
inmediatamente empleado por Rendulic (Terzaghi y
Rendulic 1934) para ensayos con y sin membranas,
cuyos resultados jugaron un papel importante en la
comprensión del principio de tensión efectiva, así
como el papel de la presión de agua intersticial y la
consolidación en la resistencia al corte a una época
en la que el principio de tensión efectiva todavía
estaba siendo cuestionado (Skempton 1960; de Boer
2005).
Bishop y Henkel (1957, 1962) y Head (1986)
escribieron libros anteriores sobre el desarrollo de
técnicas para pruebas triaxiales. Las actas de una
conferencia sobre pruebas triaxiales avanzadas de
suelos y rocas (Donaghe et al. 1988) se publicaron
para resumir
rizar los avances en este ámbito. Desde entonces no
han aparecido otros libros. Para comprender el
presente libro, el lector debe tener conocimientos
básicos de mecánica de suelos, cierta experiencia
en pruebas de laboratorio de mecánica de suelos y
quizás en ingeniería de cimentaciones.
Además de las pruebas triaxiales de suelos, el
contenido del libro puede aplicarse en parte a
pruebas más avanzadas y a pruebas de suelos duros
(rocas blandas). Está escrito para investigadores,
laboratorios de análisis de suelos e ingenieros consultores.
Se pone énfasis en lo que la muestra de suelo está
expuesta y experimenta más que en la apariencia
estética del equipo. Se hará un uso considerable de
la física y las matemáticas para ilustrar los
argumentos y discusiones. Con algunas excepciones,
se hacen referencias a artículos de la literatura de
fácil acceso.
Gran parte del libro se centra en cómo obtener
resultados experimentales de alta calidad, y los
conceptos rectores para este propósito han sido
expresados por la industria automovilística en sus
lemas "La calidad es el trabajo uno" (Ford Motor
Company) y "La calidad nunca es un accidente".
siempre es el resultado de un trabajo excelente” (Mercedes).
El libro está organizado en una secuencia lógica
que comienza con los principios de las pruebas
triaxiales en el Capítulo 1, y los cálculos y
presentaciones de los resultados de las pruebas en
el Capítulo 2. El equipo triaxial se explica en el
Capítulo 3, y la instrumentación, mediciones y control
se explican en el Capítulo 3. revisado en el Capítulo
4. La preparación de muestras triaxiales se presenta
en el Capítulo 5 y la saturación de muestras se describe en el Ca
Las dos etapas de prueba en un experimento se
aclaran en el Capítulo 7: Consolidación y en el
Capítulo 8: Cizallamiento. El Capítulo 9 explica las
correcciones a las mediciones, el Capítulo 10 informa
sobre pruebas especiales y condiciones de prueba,
y el Capítulo 11 pone en perspectiva los resultados
de las pruebas triaxiales al revisar los resultados de
Machine Translated by Google
xiv Prefacio
a partir de ensayos de compresión triaxial, ensayos
triaxiales verdaderos y ensayos de torsión­cortante para
D2
indicar los efectos del esfuerzo principal intermedio sobre
el comportamiento de la arena, así como un modelo
constitutivo elastoplástico tridimensional para el
comportamiento de suelos.
B
Con sus alumnos, el autor desarrolló equipos de
prueba, realizó experimentos y construyó modelos
constitutivos para el comportamiento observado del suelo
mientras era profesor en la Universidad de California en
Los Ángeles (UCLA) (1972­1993), la Universidad Johns
Hopkins (1993­1999), Universidad de Aalborg en
Dinamarca (1999­2003) y Universidad Católica de
América en Washington, DC (2003­2015). Muchas de las
técnicas experimentales desarrolladas durante este
período de años se explican en el presente libro.
C
b
a
D1
Figura P.1 Aparato triaxial diseñado y construido
para pruebas de núcleos de roca por von Kārmān
(1910, 1911).
Ensayos con tres tensiones principales desiguales.
Se proporcionan apéndices para explicar técnicas
experimentales especiales. Se puede obtener información
sobre proveedores de los distintos tipos de equipos en
Internet.
La experiencia del autor al escribir este libro consiste
en una carrera en experimentación de laboratorio a nivel
universitario para estudiar y modelar el comportamiento
de los suelos. Más específicamente, obtuvo una maestría
en 1967 de la Universidad Técnica de Dinamarca, para
la cual escribió una tesis sobre la influencia de la tensión
principal intermedia en la resistencia de la arena y, en
retrospectiva, terminó con una conclusión equivocada.
sobre la base de resultados perfectamente correctos.
Recibió un doctorado de la Universidad de California en
Berkeley en 1972 con una disertación sobre "Las
características de tensión, deformación y resistencia de
suelos sin cohesión", que incluía resultados
Se expresa gran agradecimiento a John F.
Peters, del Centro de Investigación y Desarrollo de
Ingenieros del Ejército de EE. UU. en Vicksburg, MS, por
su cuidadosa revisión del manuscrito y por sus numerosos
comentarios. Un agradecimiento especial a Afshin Nabili
por su inestimable ayuda en la redacción de un gran
número de figuras y por la modificación de otros
diagramas para el libro.
Poul V. Lade
octubre 2015
Referencias
Bishop, AW y Henkel, DJ (1957) Medición de las propiedades
del suelo en pruebas triaxiales. Edward Arnold, Londres.
Bishop, AW y Henkel, DJ (1962) La medición de las
propiedades del suelo en la prueba triaxial, 2ª ed. Calle.
Martin's Press, Nueva York, NY.
de Boer, R. (2005) El ingeniero y el escándalo.
Springer, Berlín.
Donaghe, RT, Chaney, RC y Silver, ML (eds)
(1988) Pruebas triaxiales avanzadas de suelos y rocas,
ASTM STP 977. ASTM, Filadelfia, PA.
Head, KH (1986) Manual de pruebas de laboratorio de suelos
­ Volumen 3: Pruebas de tensión efectivas. Pentech Press,
Londres.
von Kārmān, T. (1910) Magyar Mérnök és Ėpitészegylet
Közlönye, 10, 212–226.
Machine Translated by Google
Prefacio XV
von Kārmān, T. (1911) Verhandlungen Deutsche
Ingenieur, 55, 1749–1757.
Skempton, AW (1960) El descubrimiento de Terzaghi
del estrés efectivo. En: De la teoría a la práctica en
mecánica de suelos (eds L. Bjerrum, A. Casagrande, RB
Peck y AW Skempton), págs. 42–53. John Wiley and
Sons, Ltd, Londres.
Terzaghi, K. y Rendulic, L. (1934) Die wirksame
Flächenporosität des Betons. Zeitschrift des
Ōsterreichischen Ingenieur und Architekten Vereines,
86, 1–9.
Vásárhelyi, B. (2010) Homenaje a la primera prueba
triaxial realizada en 1910. Acta Geology and Geophysics
of Hungría, 45(2), 227–230.
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
Sobre el Autor
Poul V. Lade recibió su maestría en la Universidad Técnica
sales en deformación plana, equipos triaxiales verdaderos
de Dinamarca en 1967 y continuó sus estudios en la
y de corte por torsión. Esto también incluyó estudios de los
Universidad de California en Berkeley, donde recibió su
efectos de la rotación de la tensión principal, la estabilidad,
doctorado en 1972. Posteriormente comenzó su carrera
la inestabilidad y la licuefacción de materiales granulares y
los efectos del tiempo. Los modelos constitutivos se basan
académica en la Universidad de California en Los Ángeles
( UCLA) y continuó en la Universidad Johns Hopkins (1993–
en las teorías de elasticidad y endurecimiento por trabajo,
1999), la Universidad de Aalborg en Dinamarca (1999–
plasticidad isotrópica y cinemática.
2003) y la Universidad Católica de América en Washington,
DC (2003–2015).
Sus intereses de investigación incluyen la aplicación de
métodos experimentales apropiados para determinar el
comportamiento tridimensional de tensión­deformación y
resistencia de los suelos y el desarrollo de modelos
constitutivos para materiales de fricción como suelos,
hormigón y rocas. Desarrolló aparatos experimentales de
laboratorio para investigar cargas monótonas y grandes
reversiones de tensiones tridimensionales.
Ha escrito casi 300 publicaciones basadas en
investigaciones realizadas con el apoyo de la Fundación
Nacional de Ciencias (NSF) y de la Oficina de Investigación
Científica de la Fuerza Aérea (AFOSR). Fue elegido
miembro de la Academia Danesa de Ciencias Técnicas
(2001) y recibió la Medalla de Oro del Profesor Ostenfeld
de la Universidad Técnica de Dinamarca (2001). Fue editor
inaugural de Geomechanics and Engineering y ha formado
parte de los consejos editoriales de ocho revistas
internacionales sobre ingeniería geotécnica.
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
1
Principios de las pruebas triaxiales
1.1 Propósito de las pruebas triaxiales
“contienen” propiedades que son representativas del depósito
de campo. Esto puede suceder (a) debido al cambio en el
El propósito de realizar ensayos triaxiales es determinar las
estado de tensión efectivo que siempre está asociado con el
propiedades mecánicas del suelo. Se supone que las muestras
proceso de muestreo o (b) debido a una perturbación mecánica
de suelo a ensayar son homogéneas y representativas del
debido al muestreo, transporte o manipulación en el
material en el campo, y que las propiedades deseadas del
suelo pueden de hecho obtenerse a partir de los ensayos
laboratorio. Las propiedades tensión­deformación y resistencia
de arcillas muy sensibles que han sido perturbadas no
triaxiales, ya sea directamente o mediante interpretación a
pueden regenerarse en el laboratorio ni obtenerse de otro
través de alguna teoría.
modo mediante la interpretación de ensayos realizados con
Las propiedades mecánicas que se buscan con mayor
frecuencia en los ensayos triaxiales son las relaciones tensión­
brevemente a continuación en relación con la elección de la
presión de consolidación en la prueba triaxial. De lo contrario,
deformación, el cambio de volumen o el comportamiento de la
el tema del muestreo queda fuera del alcance del presente
presión de poro y la resistencia al corte del suelo. En el
tratamiento.
muestras inadecuadas. Los efectos del muestreo se discutirán
comportamiento tensión­deformación también se incluyen la
compresibilidad y el valor del coeficiente de presión del suelo
en reposo, K0 . Otras propiedades que se pueden obtener de
los ensayos triaxiales, que incluyen el tiempo como
1.2 Concepto de prueba
componente, son la permeabilidad, el coeficiente de
consolidación y propiedades relacionadas con el
El concepto que se debe seguir al realizar pruebas de suelos
esfluencia
simular ylorelajación
más fielmente
posible el proceso que se
comportamiento dependiente del tiempo, como efectos de velocidad,
de tensiones.
desarrolla
en
el
campo.
Debido
a que existe una gran cantidad
Es importante que el depósito natural de suelo o el relleno
del cual se tomaron muestras de suelo en el campo sea lo
de variables (p. ej., densidad, contenido de agua, grado de
suficientemente uniforme como para que las muestras de
saturación, índice de sobreconsolidación, condiciones de
suelo posean las propiedades apropiadas y representativas
carga, trayectorias de tensiones) que influyen en el
de la masa de suelo en el campo. Por lo tanto, es primordial
comportamiento resultante del suelo, la forma más sencilla y
que la geología del sitio sea bien conocida y comprendida.
Incluso entonces, es posible que las muestras de depósitos
campo es duplicarlos lo más fielmente posible.
directa de obtener información pertinente a las condiciones de
uniformes no
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
2
Pruebas Triaxiales de Suelos
Sin embargo, debido a las limitaciones del equipo y a las
(a)
(b)
limitaciones prácticas en la cantidad de pruebas que se pueden
σd
σ1
realizar para cada proyecto, es esencial que:
s3
σ1 = σd+σ3
σd = σ1 – σ3 _
1. Se conocen las verdaderas condiciones de carga del
campo (incluidas las condiciones de drenaje).
2. El equipo del laboratorio puede reproducir estas condiciones
σ3
con el grado de precisión requerido.
3. Se puede hacer una estimación razonable de la importancia
de las diferencias entre las condiciones de carga en el
σ3
σ3
σ2 = σ3
campo y las que se pueden producir en los equipos del
laboratorio.
Está claro que la prueba triaxial en muchos aspectos es
incapaz de simular varios aspectos importantes de las
condiciones de carga en el campo. Por ejemplo, los efectos de
Figura 1.1 (a) Muestra cilíndrica para pruebas triaxiales y
(b) tensiones aplicadas a una muestra triaxial.
la tensión principal intermedia, los efectos de la rotación de
las tensiones principales y los efectos del drenaje parcial
durante la carga en el campo no pueden investigarse sobre
la base de la prueba triaxial. Los efectos de tales condiciones
requieren estudios que involucran otros tipos de equipos o
y por lo tanto
σ
d
=­
σ1
σ3
(1.2)
análisis de problemas de valores en la frontera, ya sea
mediante soluciones en forma cerrada o soluciones obtenidas
En el caso general, tres tensiones principales, σ1 , σ2
y σ3 puede actuar sobre un elemento del suelo en el campo.
mediante técnicas numéricas.
Sin embargo, sólo se pueden aplicar dos tensiones principales
Para proporcionar algunos antecedentes para la evaluación
diferentes a la muestra en el ensayo triaxial convencional. El
de los resultados de las pruebas triaxiales, en el Capítulo 11
principal intermedio solo puede tener los siguientes valores:
se presentan otros tipos de pruebas de corte de laboratorio y
tensión,
=σ
3
σ2 σ
, :2Compresión
triaxial
los resultados típicos de dichas pruebas. Se revisan las
relaciones entre los diferentes tipos de pruebas y se analizan
sus ventajas y limitaciones. discutido.
σ
2
= σ : Extensión triaxial
1
(1.3)
(1.4)
La condición de extensión triaxial se puede lograr aplicando
diferencias de tensión negativas a la muestra. Esto
simplemente produce una reducción en la compresión en la
1.3 La prueba triaxial
dirección de extensión, pero no se produce tensión en la
muestra. El estado de tensión aplicado a la muestra es en
La prueba triaxial se realiza con mayor frecuencia en una
ambos casos axisimétrico. La prueba de compresión triaxial se
muestra cilíndrica, como se muestra en la figura 1.1(a).
analizará a continuación, mientras que la prueba de extensión
Se aplican tensiones principales a la muestra, como se indica
triaxial se analiza en el Capítulo 10.
en la figura 1.1(b). Primero se aplica una presión de
confinamiento a la muestra. Esta presión actúa σ3 ,
alrededor y por lo tanto en todos los planos de la muestra.
La prueba se realiza utilizando un aparato triaxial, como
se ve en la ilustración esquemática de la Fig. 1.2. El espécimen
está rodeado por una tapa, una base y una membrana. Esta
Luego se aplica una diferencia de tensión adicional en la
dirección axial. La tensión σd , aplicada externamente a la
unidad se coloca en una celda triaxial en la que se puede
aplicar la presión de la celda. La presión de la celda actúa
muestra en la dirección axial es
como un confinamiento hidrostático para la muestra y, por lo
σ 1 = +σd
σ3
tanto, la presión es la misma en todas las direcciones. Además,
(1.1)
Machine Translated by Google
Principios de las pruebas triaxiales
P = σd ∙ A
[por ejemplo, diferencia de tensiones (σ1 – σ3 ), deformación axial ε1
y deformación volumétrica εv ].
Pistón
σcelda
Reloj comparador
3
1.4 Ventajas y limitaciones
celda triaxial
Mientras que la prueba triaxial potencialmente puede proporcionar
σ3
una proporción sustancial de las propiedades mecánicas requeridas
para un proyecto, tiene limitaciones, especialmente cuando se
σ3= σcelda
σ3
encuentran condiciones especiales y requiere una aclaración
basada en la experimentación.
A'
Bureta
Las ventajas del ensayo triaxial son:
1. El drenaje se puede controlar (encendido­apagado)
Válvula de cierre
2. Se puede medir el cambio de volumen o la presión de poros.
3. La succión se puede controlar en suelos parcialmente saturados.
Transductor de presión de poro
Figura 1.2 Diagrama esquemático del aparato triaxial.
4. Las deformaciones medidas permiten el cálculo de
deformaciones y módulos.
5. En el aparato triaxial se puede aplicar una mayor variedad de
trayectorias de tensión y deformación que ocurren en el campo
Se puede aplicar una carga desviadora a través de un pistón que
que en cualquier otro aparato de prueba (por ejemplo,
pasa por la parte superior de la celda y carga la muestra en la
consolidación anisotrópica inicial en cualquier relación de
dirección axial.
tensión, incluyendo K0 , extensión, corte activo y pasivo). .
La deformación vertical de la muestra se puede medir mediante
un comparador acoplado al pistón que recorre la misma distancia
vertical que la tapa que se encuentra encima de la muestra. Las
líneas de drenaje están conectadas a la muestra saturada de agua
a través de la base (o tanto la tapa como la base) y se conectan a
una bureta fuera de la celda triaxial. Esto permite medir los cambios
de volumen de la muestra durante la prueba.
Las limitaciones de la prueba triaxial son:
1. Las concentraciones de tensión debidas a la fricción entre la
muestra y las placas terminales (tapa y base) causan
deformaciones y tensiones no uniformes y, por lo tanto,
respuesta no uniforme de tensión­deformación, cambio de
volumen o presión de poro.
2. Sólo se pueden aplicar a la muestra condiciones de tensión
Alternativamente, se puede cerrar la conexión a la bureta,
evitando así que la muestra cambie de volumen. En cambio, la
presión del agua intersticial se puede medir en un transductor
conectado a la línea de drenaje.
Las siguientes cantidades se miden en una prueba triaxial típica:
axisimétricas, mientras que la mayoría de los problemas de
campo involucran deformación plana o condiciones
tridimensionales generales con rotación de las tensiones
principales.
3. Las pruebas triaxiales no pueden proporcionar todos los datos
necesarios para caracterizar el comportamiento de un depósito
de suelo anisotrópico o de anisotrópico cruzado, como se
ilustra en la Fig. 1.3.
1. Presión de confinamiento
2. Carga desviadora
3. Deformación vertical (o axial)
4. Aunque la condición de esfuerzo principal axisimétrico es
limitada, es más difícil aplicar esfuerzos de corte o tensión
adecuados al suelo en pruebas relativamente simples.
4. Cambio de volumen o presión del agua de poros.
Estas mediciones constituyen la base de datos de la que se
pueden derivar otras cantidades.
La primera limitación enumerada anteriormente se puede
superar aplicando extremos lubricados en el
Machine Translated by Google
4
Pruebas Triaxiales de Suelos
Eje de simetria
σv
v
τvh
τhv
τvh
τhv
σh
τhh
τhh
h
σh
h
Eh
–μhv
Eh
–μhv
Eh
1
Requerir pruebas con
aplicación de
tensiones cortantes
–μhh
Eh
0
0
0
σh
h
ev
–μhv
Eh
0
0
0
σv
v
–μhh
es
–μhv
es
Eh
0
0
0
0
0
0
ghv
0
0
0
0
0
0
0
00
1
1
σh
•
1
0
1
ghv
h
=
0
τhv
γhv
0
τvh
γvh
τhh
γhh
2(1 + µhh)
es
Figura 1.3 Suelo de anisotropía cruzada que requiere resultados de pruebas más que triaxiales para una caracterización completa.
espécimen tal que se puedan producir deformaciones y
incluyen aparatos de deformación plana, triaxial verdadero,
tensiones uniformes y, por lo tanto, una respuesta correcta
de corte simple, de corte direccional y de corte por torsión.
del suelo. Esto se analiza en el Capítulo 3. Además de las
limitaciones enumeradas anteriormente, debe mencionarse
Todos estos equipos, con excepción del simple aparato de
que puede ser más fácil reproducir ciertas trayectorias de
Sus modos operativos, capacidades y resultados se revisan
tensión en otros equipos especializados que en el aparato
en el Capítulo 11.
corte, se emplean principalmente con fines de investigación.
triaxial (p. ej., prueba K0 ) .
Aunque la prueba triaxial es limitada como se explica en
los puntos 2 y 3 anteriores, combina versatilidad con relativa
simplicidad en concepto y rendimiento. Otros equipos en los
que se pueden aplicar tres esfuerzos principales desiguales o
1.5 Etapas de prueba: consolidación
y cizallamiento
en los que se pueden girar las direcciones principales de los
esfuerzos no tienen la versatilidad o son más complicados
Se realizan pruebas de laboratorio para simular las
de operar. Por tanto, otros tipos de equipos tienen sus propias
condiciones de carga de campo lo más cerca posible. La
ventajas y limitaciones. Estos otros tipos de equipos
mayoría de las condiciones de campo y las pruebas
correspondientes se pueden simplificar para que consten de
dos etapas: consolidación y cizallamiento.
Machine Translated by Google
Principios de las pruebas triaxiales
5
1.5.1 Consolidación
Adicional
En la primera etapa, se establece la condición inicial del
suelo en términos de tensiones efectivas e historial de
carga
tensiones (incluida la sobreconsolidación, si corresponde).
Así, se aplican esfuerzos correspondientes a los que
actúan sobre el elemento suelo en el campo debido al
peso de los estratos de suelo suprayacentes y otros
materiales o estructuras que existen en el momento en
que se modifican las propiedades mecánicas (esfuerzos­
tensión, fuerza, etc.). Se deja tiempo suficiente para que
se produzca una consolidación completa bajo las tensiones
aplicadas. La condición del elemento de campo ahora se
ha establecido en la muestra triaxial.
ΔσV ≈ 0
ΔσV > 0
Δσh
Δσh < ΔσV
Excavación
ΔσV ≈ 0
1.5.2 Corte
En la segunda etapa de la prueba triaxial se aplica una
tensión adicional para alcanzar el pico de falla y más allá
en condiciones de drenaje relevantes.
El esfuerzo adicional aplicado a la muestra debe
corresponder lo más estrechamente posible al cambio en
el esfuerzo sobre el elemento de campo debido a algún
cambio nuevo en la situación general de carga del campo.
Este cambio puede consistir en un aumento o disminución
de la tensión vertical (por ejemplo, debido a la adición de
una estructura o excavación de estratos de suelo
suprayacentes) o en un aumento o disminución de la
tensión horizontal (por ejemplo, debido a las mismas
construcciones que causan los cambios de tensión
vertical). En el ensayo triaxial se puede simular cualquier
combinación de cambios de tensión verticales y
horizontales. En la figura 1.4 se muestran ejemplos de
cambios de tensión verticales y horizontales en el campo.
Por lo general, es deseable saber cuánto cambio de
carga puede soportar el suelo sin fallar y cuánta
deformación ocurrirá en condiciones normales de trabajo.
Por lo tanto, la prueba generalmente continúa para
encontrar la resistencia del suelo bajo las condiciones de
carga apropiadas. Los resultados se utilizan con un factor
de seguridad apropiado para que las tensiones de trabajo
normales estén siempre algo por debajo de la resistencia
máxima.
Las relaciones tensión­deformación obtenidas de las
Δσh < 0
ΔσV < 0
Δσh > 0
Figura 1.4 Ejemplos de cambios de tensión que conducen a
fallas en el campo.
soluciones o puede realizarse empleando los resultados
de las pruebas triaxiales para la calibración de un modelo
constitutivo utilizado con un método numérico en programas
informáticos de elementos finitos o diferencias finitas.
1.6 Tipos de pruebas
Las condiciones de drenaje en campo deben replicarse lo
mejor posible en las pruebas de laboratorio. Esto se puede
hacer mediante instalaciones de drenaje apropiadas o
prevenciones como se discutió anteriormente para la
prueba triaxial. En la mayoría de los casos, las condiciones
de drenaje del campo se pueden aproximar mediante uno
de los siguientes tres tipos de pruebas:
1. Prueba drenada consolidada, llamada prueba CD o
simplemente prueba drenada
pruebas triaxiales proporcionan la base para la
2. Prueba consolidada sin drenaje o prueba CU
determinación de las deformaciones en el campo. Esto se
3. Prueba no consolidada y no drenada, o prueba UU
puede hacer de manera simplificada mediante formulario cerrado.
Machine Translated by Google
6
Pruebas Triaxiales de Suelos
Estas pruebas se describen en las normas ASTM D7181
La presión de poro (positiva o negativa) puede existir en la
(2014), D4767 (2014) y D2850 (2014), respectivamente.
muestra en cualquier etapa de la prueba, es decir
∆tu = 0
Qué condición de drenaje en la prueba de laboratorio
corresponde lógicamente a cada caso en el campo depende
de una comparación de la tasa de carga con la tasa a la que
Se deduce entonces del principio de tensión efectiva
′
tu
σ =­ σ
el agua puede escapar o ser absorbida por el suelo. Así, la
(1.5)
(1.6)
permeabilidad del suelo y las condiciones de contorno del
que los cambios de tensión efectivos son siempre los mismos
drenaje en campo junto con la tasa de carga juegan papeles
que los cambios de tensión total.
clave en la determinación del tipo de análisis y el tipo de
Una muestra de suelo siempre cambia de volumen durante
ensayo, drenado o no drenado, que son apropiados para cada
el corte en una prueba drenada. Si se contrae en volumen,
caso. Los casos de campo con drenaje parcial se pueden
expulsa el líquido de los poros (generalmente agua o aire), y
duplicar correctamente en pruebas de laboratorio si se
si se expande en volumen (se dilata), aspira agua o aire hacia
determina la trayectoria de tensión efectiva para la condición
los poros. Si se genera una presión de poro distinta de cero
de diseño. Sin embargo, la idea de las pruebas CD, CU y UU
durante la prueba (por ejemplo, al realizar el corte demasiado
es hacer que sea relativamente sencillo para el ingeniero de
diseño analizar una condición que proporcione un factor de
rápido para que el agua no tenga tiempo suficiente para
seguridad suficiente bajo las condiciones reales de drenaje,
de manera que la presión de poro se acerque a cero a cero.
sin tratar de estimar y replicar experimentalmente la trayectoria
Intente lograr el equilibrio entre las tensiones aplicadas
de tensión real.
externamente y las tensiones efectivas internas. Por lo tanto,
siempre habrá cambios de volumen en una prueba drenada.
escapar), entonces la muestra expulsará o succionará agua
En consecuencia, el contenido de agua, la proporción de
Se ha determinado a través de la experiencia y el sentido
común que las condiciones extremas se drenarán y no
huecos y la densidad seca de la muestra al final del ensayo a
menudo no son los mismos que al principio.
drenarán con y sin consolidación. Como cuestión práctica, en
un laboratorio comercial es más fácil realizar una prueba sin
drenaje que una prueba con drenaje porque es más fácil y
rápido medir las presiones de poros que el cambio de volumen.
Por lo tanto, es más probable que incluso los parámetros
drenados se estimen a partir de una prueba CU que de una
prueba CD.
Las siguientes condiciones de campo se pueden simular
con una precisión aceptable en la prueba drenada:
1. Casi todos los casos que involucran arenas gruesas y grava,
ya sean saturadas o no (excepto si están confinadas, por
ejemplo, en una lente y/o expuestas a cargas rápidas,
como en, por ejemplo, un terremoto).
1.6.1 Simulación de condiciones de campo
2. Muchos casos involucran arena fina y, a veces, limo si las
cargas de campo se aplican con una lentitud razonable.
A continuación se presenta una breve revisión de los tres tipos
de pruebas junto con ejemplos de casos de campo para los
3. Carga a largo plazo de cualquier suelo, como por ejemplo:
cuales las pruebas son apropiadas y con resultados de
a) Cortar taludes varios años después de la excavación.
resistencia típicos mostrados en diagramas de Mohr.
b) Terraplén construido muy lentamente en capas sobre un
Pruebas drenadas
c) Presa de tierra con filtración constante
La consolidación isotrópica se utiliza con mayor frecuencia en
d) Cimentación sobre arcilla mucho tiempo después de la
construcción.
depósito de arcilla blanda.
la primera etapa de la prueba triaxial. Sin embargo, también
es posible la consolidación anisotrópica con cualquier relación
de tensiones.
La etapa de corte de una prueba drenada se realiza tan
Estos casos se ilustran en la figura 1.5.
Los resultados de resistencia obtenidos de las pruebas
drenadas se ilustran esquemáticamente en el diagrama de
lentamente, el suelo es tan permeable y las instalaciones de
Mohr de la Fig. 1.6. La resistencia al corte de los suelos
drenaje son tales que no hay exceso
aumenta al aumentar la presión de confinamiento.
Machine Translated by Google
Principios de las pruebas triaxiales
(a)
7
(b)
Arcilla suave
Lenta construcción del terraplén
pendiente de corte
(C)
(d)
Arcilla
Filtración constante
Cimentación del edificio
Figura 1.5 Ejemplos de casos de campo para los cuales se puede determinar la estabilidad a largo plazo sobre la base de los resultados
de las pruebas drenadas.
1200
800
/)N
2m
kτ(
sobre de mohr
400
0
0
400
800
1200
1600
2000
s (kN/m2)
Figura 1.6 Ilustración esquemática de un diagrama de Mohr con envolvente de falla para ensayos drenado en suelo.
Por lo tanto, la envolvente de falla es curva, como se
En el diagrama de la Fig. 1.6, las tensiones totales son
iguales a las tensiones efectivas ya que no hay cambios
indica en la figura 1.6. La cohesión efectiva, c′, es cero
en las presiones de poro [ecuaciones (1.5) y (1.6)].
o muy pequeña, incluso para arcillas sobreconsolidadas.
El ángulo de fricción efectivo, φ′, disminuye para
La cohesión efectiva o verdadera de cualquier magnitud
todos los suelos al aumentar la presión de confinamiento, y elsignificativa sólo está presente en suelos cementados.
Machine Translated by Google
8
Pruebas Triaxiales de Suelos
La envoltura de falla por tensión efectiva define entonces
el límite entre los estados de tensión que se pueden
alcanzar en un elemento del suelo y los estados de tensión
Modelos simples para pruebas drenadas:
σ
τ
σ
τ
que el suelo no puede alcanzar con su densidad seca y
contenido de agua dados.
Suelto y/o alto σ
Pruebas consolidadas no drenadas
Denso y/o bajo σ
3
εV > 0
Al igual que en las pruebas drenadas, la consolidación
isotrópica se utiliza con mayor frecuencia en las pruebas
CU. Sin embargo, también se puede aplicar la consolidación
(contracción)
Estafa efectiva
presión σ
3 = σ3 – u
drenadas. Se permite que la muestra se consolide
bajo las tensiones aplicadas y no exista un exceso de
(dilatación)
En pruebas sin drenaje: εV = 0
anisotrópica y puede tener una mayor influencia en los
resultados de las pruebas CU que en los de las pruebas
completamente de modo que se haya obtenido el equilibrio
agua de poro
cambio de volumen
tendencia
presión
tu = ΣΔu
presión de poro en la muestra.
3
εV < 0
La etapa de corte sin drenaje comienza cerrando la
válvula de drenaje antes de que se inicie la carga de corte.
agua de poro
Por lo tanto, no se permite drenaje y la tendencia al cambio
de volumen se refleja en un cambio en la presión de poro,
que puede medirse con el transductor (ver Fig. 1.2). Por
cambio de presión: Δu
Figura 1.7 Ilustración esquemática de los cambios en la presión del
agua de poro en pruebas sin drenaje.
lo tanto, la segunda etapa de la prueba CU en una muestra
saturada se caracteriza por:
∆V = 0
días a varias semanas (a veces incluso años para
(1.7)
arcillas muy grasas en depósitos masivos) después de
la consolidación inicial bajo las tensiones existentes
y
∆tu ≠ 0
(1.8)
Según el principio de tensión efectiva de la ecuación. (1.6),
antes de la carga. Ejemplos de casos de campo en los
que las consideraciones de estabilidad a corto plazo
son apropiadas:
las tensiones efectivas son, por lo tanto, diferentes de las
a) Cimentaciones de construcción
tensiones totales aplicadas en una prueba CU.
b) Terraplenes de carreteras, presas, cimientos de
carreteras.
La respuesta de la presión de poro está directamente
relacionada con la tendencia del suelo a cambiar de volumen.
c) Represas de tierra durante un rápido descenso (aquí
Esto se ilustra en la Fig. 1.7. Por lo tanto, siempre habrá
se requieren consideraciones especiales, ver
cambios en la presión de poros en una prueba sin drenaje.
Duncan y Wright 2005). Estos casos se ilustran en
Sin embargo, dado que no hay cambios de volumen en la
muestra completamente saturada, el contenido de agua,
la Fig. 1.8.
2. Predicción de la variación de la resistencia con la
la relación de huecos y la densidad seca al final de la
prueba serán los mismos que al final de la etapa de
profundidad en un depósito de suelo uniforme del que
consolidación.
Esto se ilustra en la Fig. 1.9.
Las siguientes condiciones de campo pueden ser simuladas.
calculado con buena precisión en la prueba CU:
1. La mayoría de los casos involucran resistencia a corto
sólo se pueden recuperar muestras cerca de la superficie del suelo.
Los resultados de resistencia obtenidos de las pruebas CU
se ilustran esquemáticamente en el diagrama de Mohr de
la Fig. 1.10. Dado que las presiones de poro se desarrollan
plazo, es decir, resistencia de depósitos de suelo
en las pruebas CU, se pueden derivar dos tipos de
relativamente impermeables (arcillas y suelos arcillosos)
resistencias de las pruebas no drenadas: resistencia total;
que deben cargarse durante períodos que van desde varios y fuerza efectiva. Los círculos de Mohr correspondientes a
Machine Translated by Google
Principios de las pruebas triaxiales
(a)
Cimentación del edificio
(b)
Fundación del terraplén
9
una magnitud sustancial. El ángulo de fricción de tensión
total no es un ángulo de fricción en el mismo sentido
que el ángulo de fricción de tensión efectivo. En el último
caso, φ′ es una medida de la resistencia derivada de la
tensión normal aplicada, mientras que φ es una medida
de la resistencia obtenida únicamente de la tensión de
consolidación . Si, por ejemplo, los parámetros de
tensión total se aplican en un cálculo de estabilidad de
talud en el que se agrega repentinamente una
sobrecarga, entonces la sobrecarga contribuirá a la
resistencia al corte en el análisis (lo cual es incorrecto),
así como a la fuerza impulsora. , porque no existe
distinción entre las fuerzas normales derivadas de los
esfuerzos de consolidación y las provocadas por la
sobrecarga. Un mejor enfoque sería asignar resistencias
al corte no drenadas (su ) en función del estado de
tensión de consolidación mediante el uso de un enfoque
que involucre su /σv ′.
(C)
Pruebas no consolidadas y no drenadas
Reducción rápida
Figura 1.8 Ejemplos de casos de campo para los cuales se puede
determinar la estabilidad a corto plazo sobre la base de los
resultados de las pruebas de CU.
estas dos fuerzas siempre tendrán el mismo diámetro,
pero están desplazadas Δu entre sí.
Tanto la envolvente de tensión total como la efectiva
de las pruebas CU en arcillas y suelos arcillosos indican
un aumento de la resistencia al aumentar la presión de
confinamiento. En cuanto a las pruebas drenadas, el
ángulo de fricción efectivo, φ′, disminuye al aumentar
la presión de confinamiento, y la curvatura de la
envoltura de falla es a veces más pronunciada que para
las arenas. De hecho, la envolvente de resistencia
efectiva obtenida de las pruebas CU es muy similar a la
obtenida de las pruebas drenadas. Por tanto, la cohesión
efectiva, c′, es cero excepto para suelos cementados.
En particular, la cohesión efectiva es cero para suelos
remodelados o compactados.
El ángulo de fricción de tensión total, φ, es mucho
menor que el ángulo de fricción de tensión efectivo, φ′,
mientras que la cohesión de tensión total, c, puede tener
En la prueba UU, primero se aplica una presión de
confinamiento a la muestra y no se permite drenaje . De
hecho, las pruebas UU se realizan con mayor frecuencia
en equipos triaxiales sin instalaciones de drenaje. El
suelo ya ha sido consolidado en el campo y, por lo
tanto, se considera que la muestra “contiene” las
propiedades mecánicas que están presentes en el
lugar del suelo donde se tomó la muestra.
Alternativamente, el suelo puede consistir en un relleno
compactado cuya resistencia no drenada se requiere
para el análisis de estabilidad antes de que se produzca
cualquier consolidación en el campo.
La etapa de corte sin drenaje sigue inmediatamente
después de la aplicación de la presión de confinamiento.
La carga de corte generalmente aumenta relativamente
rápido hasta que ocurre la falla. No se permite drenaje
durante el corte. Por lo tanto, el cambio de volumen es
cero para una muestra saturada y la presión de poro
es diferente de cero, como se indica en las ecuaciones
(1.7) y (1.8). La presión de poros no se mide y de esta
prueba sólo se obtiene la resistencia total.
Dado que no hay cambios de volumen en una
muestra saturada, la proporción de huecos, el contenido
de agua y la densidad seca al final de la prueba serán
los mismos que los del suelo.
Machine Translated by Google
10 Ensayos Triaxiales de Suelos
Descripción
Resistencia al corte (kN/m2 )
Contenido de agua (%)
del suelo
10
20
30
40
Valores promedio
10 20 30 40 50 60 80 70 90
0
Arcilla limosa
resistido
+
+
+
+
5
+
p = 37,7%
γ = 16,7 (kN/m3)
+
10
wl = 37,7% wp = 17,4%
c/p = 0,165
San = 7
+
Arcilla limosa
wav
homogéneo
wmin
wmáx
wl
wp
15
+
+
+
+
20
+ Pruebas de paletas
+
+
25
wl = límite líquido
Profundidad (m)
wp = límite plástico
Figura 1.9 Variación de la resistencia con la profundidad en un depósito de suelo uniforme de arcilla marina noruega. Reproducido
de Bjerrum 1954 con autorización de Geotechnique.
Las siguientes condiciones de campo pueden ser simuladas.
τ
incluido en la prueba UU:
tensiones efectivas
Total
destaca
σ3
s3 1σ
σ1σ
tu
Figura 1.10 Ilustración esquemática de un diagrama
de Mohr con tensión total y envolvente de falla por tensión
efectiva de pruebas de CU en suelo (según Bishop y
Henkel 1962).
1. La mayoría de los suelos cohesivos con un drenaje
relativamente pobre, donde las cargas de campo se
aplicarían con suficiente rapidez como para que no se
produzca drenaje. Ejemplos de casos de campo para los
cuales se pueden utilizar los resultados de las pruebas UU:
a) Relleno compactado en una presa de tierra que se está
construyendo rápidamente
b) Resistencia de un suelo de cimentación que se cargará
rápidamente
Machine Translated by Google
Principios de las pruebas triaxiales 11
el diagrama de Mohr de la figura 1.12. La resistencia
obtenida de pruebas UU en suelo saturado no es
c) Resistencia del suelo en una excavación
inmediatamente después de realizar el corte.
Estos casos se ilustran en la figura 1.11.
2. Suelo saturado y no perturbado, donde se extrajo una
muestra de la profundidad, se instaló en una celda
triaxial y se presurizó para simular la sobrecarga en
el campo.
Los resultados de resistencia obtenidos de las pruebas
UU en suelo saturado se ilustran esquemáticamente en
(a)
afectado por la magnitud de la presión de confinamiento.
Esto se debe a que no se permite la consolidación
después de la aplicación de la presión de confinamiento.
Por lo tanto, la presión de confinamiento efectiva real
en el suelo saturado no depende de la presión de
confinamiento aplicada y, por lo tanto, se obtiene la
misma resistencia para todas las presiones de confinamiento.
En consecuencia, la envolvente de resistencia total es
horizontal correspondiente a φ = 0 y, por lo tanto, la
resistencia se caracteriza por la resistencia al corte sin
lluvia:
1
su =
Construcción rápida de presa de relleno compactado
2
−σ(1
σ3)
(1.9)
Esto se indica en la Fig. 1.12.
Dado que la resistencia UU de un suelo saturado no
se ve afectada por la presión de confinamiento, se
puede realizar una prueba UU en estado no confinado.
Esta prueba se conoce como prueba de compresión no
confinada. Para que la prueba de compresión libre
produzca la misma resistencia que se obtendría con
una prueba UU convencional, el suelo debe:
(b)
Carga rápida del suelo de cimentación.
(C)
1. saturado
2. intacto
3. Homogéneo
Los suelos como los arcillosos parcialmente saturados (no
saturados), las arcillas rígidas fisuradas (no intactas, las
Excavación rápida
Figura 1.11 Ejemplos de casos de campo para los cuales se puede
determinar la estabilidad a corto plazo sobre la base de los
resultados de las pruebas UU.
τ
fisuras pueden abrirse cuando no están confinadas) y las
arcillas varvadas (no homogéneas, no pueden mantener la
tensión en el agua de los poros) no cumplen con estos requisitos.
tensiones totales
Tensiones efectivas (1, 2 y 3)
tu = 0
1
Cu
C
σ3
σ3
tu
σ1
σ1
2
3
σ
tu
Figura 1.12 Ilustración esquemática de un diagrama de Mohr con resultados de pruebas UU en suelo saturado (según Bishop y Henkel 1962).
Machine Translated by Google
12 Ensayos Triaxiales de Suelos
1.6.2 Selección del tipo de prueba
τ
S = 100%
S < 100%
La aplicación de las propiedades del suelo en análisis
de problemas geotécnicos reales está fuera del alcance
del presente tratamiento. Sin embargo, es importante
saber en qué tipo de análisis se utilizarán las propiedades
del suelo antes de iniciar cualquier prueba. Así,
diferentes tipos de análisis (estrés total o estrés efectivo,
a corto o largo plazo) pueden requerir resultados de
σ (estrés total)
Figura 1.13 Ilustración esquemática de la resistencia de un
suelo parcialmente saturado obtenida de pruebas UU.
y no debe probarse en la prueba de compresión libre.
Para aquellos suelos que califican y se prueban en el
ensayo de compresión no confinada, la resistencia al
corte no drenado es:
s
tu
=
1
(1.10)
qtu
2
donde qu es la resistencia a la compresión libre :
diferentes tipos de pruebas o resultados de diferentes
métodos de interpretación de los resultados. En otras
palabras, el análisis apropiado para cada condición de
campo particular dicta el tipo de prueba triaxial que se
realizará.
Generalmente, los suelos que tienden a contraerse
desarrollarán presiones de poro positivas durante el
corte sin lluvia, lo que resultará en una menor resistencia
al corte que la obtenida en la condición drenada
correspondiente. La estabilidad a corto plazo que
implica condiciones sin drenaje sería la más crítica para
tales suelos. Por otro lado, los suelos que tienden a
dilatarse desarrollarán presiones de poro negativas
durante el corte no drenado, lo que resultará en una
mayor resistencia al corte que la obtenida en la
Esto también se indica en la Fig. 1.12.
condición drenada correspondiente. La estabilidad a
Para suelos parcialmente saturados, la envolvente de
largo plazo que implica un comportamiento drenado
falla de Mohr se curva a presiones de confinamiento
sería lo más crítico para estos suelos. Las condiciones
bajas, como se ve en la figura 1.13. A medida que los
de campo que involucran drenaje parcial deben
analizarse para detectar las condiciones más críticas.
huecos de aire se comprimen al aumentar el
confinamiento, la envoltura continúa volviéndose más
Por ejemplo, una presa de tierra generalmente se
plana. Cuando todo el aire se disuelve en el agua de los
somete a varios análisis de estabilidad diferentes
poros, la muestra está completamente saturada y la
correspondientes a diferentes fases de construcción y
envoltura se vuelve horizontal. La resistencia al corte sin
condiciones de operación. Se pueden obtener algunas
lluvia obtenida en plena saturación depende del grado inicial de
saturación.
pautas
de los ejemplos dados anteriormente.
q = − (σ 1
σ3 )
máximo
=σ
1máx.
(1.11)
Machine Translated by Google
2
Cálculos y presentación de
resultados de pruebas.
2.1 Reducción de datos
Como consecuencia de esta regla de signos, el volu
Las deformaciones métricas son positivas para compresión o
La reducción de cantidades medidas en pruebas de elementos,
contracción y negativas para expansión o dilatación.
como la prueba de compresión triaxial, implica el cálculo de
ción. Por tanto, la pérdida de volumen en un elemento del suelo da
deformaciones, áreas de sección transversal y tensiones.
como resultado un incremento volumétrico positivo. Puede que esto
Correcciones a estas cuanti
no parezca lógico a primera vista, pero es necesario.
Es posible que se requieran amarres para obtener el verdadero
comportamiento del suelo. Las correcciones a las mediciones se
necesario para la coherencia en los cálculos de deformación.
revisan en el Capítulo 9.
2.1.2 Cepas
2.1.1 Regla de signos – 2D
Las deformaciones en un elemento del suelo como una espec
Las dimensiones se calculan a partir de las deformaciones lineales
La regla de signos empleada en la mecánica de suelos ha sido
y volumétricas medidas. Suponiendo que estas defor­
tradicionalmente opuesta a la utilizada en otras ramas de la mecánica
en las que los esfuerzos de tracción y las deformaciones se
Para que las deformaciones se distribuyan uniformemente dentro de
consideran positivos. Esto se debe a que la mayoría de los suelos
referencia al resultado de las dimensiones originales de la muestra.
exhiben resistencias a la tracción insignificantes y a que la
en deformaciones “convencionales” o de “ingeniería”, o pueden
la muestra, las deformaciones se pueden calcular con referencias.
deformación y la falla se producen con mayor frecuencia en respuesta
calcularse con referencia a la corriente
a la compresión.
dimensiones de renta, en cuyo caso se las denomina deformaciones
tensiones presivas. Para evitar cálculos en los que la mayoría de las
“naturales”, “logarítmicas” o “verdaderas”.
cantidades sean negativas, se recomienda
Es conveniente emplear una regla de signos en la que la compresión
Las tensiones y deformaciones normales y sivas son positivas, como
se ilustra en la figura 2.1(a) y (b). Esto requiere un cambio
Cepas de ingeniería
La definición de deformaciones de ingeniería se emplea con mayor
correspondiente en los signos de los esfuerzos cortantes y las
frecuencia en la mecánica de suelos. El ingeniero
deformaciones cortantes. La Figura 2.1(c) y (d) muestra que los
Las cepas nuevas se pueden convertir en cepas naturales como se
muestra a continuación.
esfuerzos cortantes y las deformaciones son positivos cuando actúan
Las deformaciones de ingeniería lineal de un elemento de
en el sentido contrario a las agujas del reloj en condiciones
bidimensionales (2D).
volumen prismático con longitudes laterales iniciales de L1 ,
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
14 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
1 1 ε− ) (
1
1­ =ε(v
(b)
σ
) −ε (2 ) 1− ε 3
(2.6)
Una reducción adicional produce una relación
general entre las cepas:
ε
ε
v
=++−
ε
1
−ε − ε +
2
3
ε1 2 ε3
ε
ε
2
ε
3
ε
1
ε
1
ε
23
ε
(2.7)
σ
(C)
El significado físico de los términos de la ecuación.
(2.7) se ilustra en la Fig. 2.2 para un elemento prismático.
(d)
γ
τ
γ
τ
Figura 2.1 Regla de signos empleada en mecánica de suelos:
las tensiones normales de compresión (a) σ, y (b) las deformaciones,
ε, son positivas. Las tensiones cortantes (c), τ, y las deformaciones
(d), γ, son positivas cuando se dirigen en sentido antihorario
(en dos dimensiones).
mento cuyo volumen inicial es la unidad (V0 = 1)
y que ha sufrido contracción en las tres direcciones
perpendiculares. Sumando y restando los efectos
de las deformaciones lineales (las tres losas
completas), los productos de dos deformaciones
lineales (las longitudes completas de las tres
barras) y el producto de las tres deformaciones
lineales (el prisma pequeño), la relación entre
deformaciones volumétricas y lineales dadas en
la ecuación. (2.7) se obtiene.
La expresión en la ecuación. (2.7) explica
correctamente la relación entre deformaciones lineales
y volumétricas, ya sean positivas o negativas, y puede
L2 y L3 y con cambios incrementales en estas
usarse tanto para deformaciones pequeñas como
longitudes laterales de ΔL1 , ΔL2 y ΔL3 se definen como: grandes. Para deformaciones pequeñas, los términos
ε =
1
ε
ε
2
3
=
∆L1
l
1
∆L 2
l
=
(2.1)
(2.3)
3
volumen inicial es V0 1 sedel
calcula
cambio
= 3 , L L2
de volumen ΔV de la siguiente manera:
v
=
= ε+1 2ε +
ε
3
(2.8)
∆V
V0
L a partir
Cepas naturales
(2.4)
se puede derivar expresando el volumen actual en
términos de las dimensiones lineales actuales:
∆
1 ) − LL1 2( ) − ∆
LL
2
Las deformaciones grandes pueden producir
errores cuyas magnitudes e importancia se considerarán
se muestra a continuación.
La relación entre deformaciones lineales y volumétricas
V0 − =VL∆(
v
El uso de esta expresión para cálculos implica:
y la deformación volumétrica del elemento, cuyo
ε
ε
(2.2)
2
∆L 3
l
de segundo y tercer orden se vuelven pequeños y pueden despreciars
Por tanto, para cepas pequeñas se puede emplear
la siguiente expresión:
∆ L3 (2,5)
3()−
La división por V0 lasL1 y la sustitución
de =
L L2
3
expresiones para las deformaciones lineales y
volumétricas produce la siguiente relación para una
unidad de volumen:
Se introdujo la definición de cepa “natural”.
inducido por Ludwik (1909) para obtener una medida
de deformación con referencia a la dimensión actual
de un elemento que sufre deformaciones. Así, el
incremento en la deformación referido a la longitud
actual se define como (considerando la regla de los
signos en mecánica de suelos):
dε
=­
dL
l
y la deformación natural total, ε , obtenido de la
de longitud inicial L0 a longitud L es:
(2.9)
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 15
V0= L1 ∙ L2 ∙ L3 = 1
L1
L3
L2
ε3 . ε1
ε1
ε1 ∙ ε2 ∙ ε3
ε1 ∙ ε2
ε3 ∙ ε1
ε3
1 – εV
ε2 ∙ ε3
ε1 ∙ ε2
ε1 ∙ ε2 ∙ ε3
ε2 ∙ ε3
ε2
Figura 2.2 Representación espacial de deformaciones en tres dimensiones.
l
ε
=­
l
∫
dL
l
=­
En
0
l
l0
(2.10)
Esta medida de deformación representa una deformación
promedio obtenida durante la deformación de L0 a L. Su
relación con la deformación de ingeniería, ε, se determina
fácilmente ya que:
l
l0
=
− ∆
LL
0
l
εv
= ε+1 2ε + ε 3
(2.13)
Esta expresión es correcta tanto para cepas pequeñas
como grandes. La expresión comparable en la ecuación.
=­
1 ε
(2.11)
0
y por lo tanto:
ε
mientras que las tensiones de ingeniería no lo son.
Tomando el logaritmo natural a ambos lados de la
ecuación. (2.6) da como resultado la siguiente expresión
simple para la deformación volumétrica natural:
ε
= −ln( ) 1−
(2.12)
Dado que la deformación de ingeniería, ε, es positiva
para la contracción, la deformaciónεnatural
,
también es
(2.8) para deformaciones de ingeniería es correcta sólo
para deformaciones pequeñas.
Aunque existen ventajas asociadas con la
definición de deformaciones naturales, las
deformaciones de ingeniería se emplean con mayor
frecuencia en la práctica y se utilizarán a continuación.
Deformaciones en una muestra triaxial.
positiva para la contracción, como lo indica la ecuación.
Se supone que las deformaciones de ingeniería en
(2.12). Para deformaciones pequeñas, las
una muestra triaxial son uniformes y pueden calcularse
deformaciones técnicas y naturales son prácticamente
lated suponiendo que la muestra cilíndrica se deforma
idénticas. Las cepas naturales tienen la ventaja de ser aditivas,
Machine Translated by Google
16 Ensayos Triaxiales de Suelos
como cilindro recto. Para isotrópico o anisotrópico cruzado
En materiales con el eje de simetría rotacional en dirección
vertical, las dos deformaciones radiales normales son
iguales. Para estas condiciones, las deformaciones lineales
y volumétricas se calculan de la siguiente manera:
εa =
Deformación axial:
∆h
H0
(= ε 1 ) para compresión triaxial
(2.14)
Deformación radial:
∆D
εr =
D0
(= =ε 2
ε 3 ) para compresión triaxial
(2.15)
Deformación volumétrica:
εv =
∆V
V0
(2.16)
en donde ΔH, ΔD y ΔV son los incrementos y H0 , D0 y V0
son la altura, el diámetro y el volumen iniciales,
respectivamente. Para esta configuración axisimétrica
Además, las dos deformaciones radiales perpendiculares
Estas expresiones son válidas tanto para compresión
Pruebas de sión y extensión.
Evaluación de cálculos de pequeñas deformaciones.
Es conveniente utilizar la expresión de cepa pequeña.
siones en las ecuaciones (2.8) y (2.18) para la reducción
de datos, y estas expresiones se emplean con mayor
frecuencia en la práctica. La precisión que estas expresiones pro
vide puede evaluarse para varios tipos de condiciones de
prueba axisimétricas encontradas en tri
pruebas axiales. Para ilustrar la diferencia entre las dos
expresiones para las deformaciones radiales, se consideran
las siguientes condiciones, que a menudo se experimentan
en los ensayos de suelos: (1) compresión isotrópica
sión y expansión de un material isotrópico en el que las tres
deformaciones lineales son iguales; y (2) compresión y
extensión sin drenaje de triax
muestras iales en las que las deformaciones volumétricas
son cero.
El diagrama de la Fig. 2.3 muestra la diferencia entre las
deformaciones radiales calculadas a partir de las ecuaciones
(2.17) y (2.18). Las cepas volumétricas correctas
En. una prueba de compresión triaxial ,
son iguales, εr = ε2 = ε3
en la que σ1 > σ2 = σ3 , la deformación axial es la deformación
Expansión
Compresión
principal mayor (positiva) y las deformaciones radiales son las
εr (%)
deformaciones principales menores (negativas), como indica­
indicado en las ecuaciones (2.14) y (2.15). En una extensión triaxial
prueba, en la que σ1 < σ2 = σ3 , la deformación axial es la
20
deformación principal menor (negativa) y las deformaciones
1
radiales son las deformaciones principales principales (positivas).
Las deformaciones axiales y volumétricas suelen ser la
base para el cálculo de la deformación radial, así como el
1
10
–30 –20
–10
hombres. Estableciendo ε2 = ε3 = εr en la expresión para
deformaciones volumétricas en la ecuación. (2.7) produce
εr
=­
1− εv
1
1− εa
(= ε 3
) para compresión triaxial
10
30
εa (%)
–10
1
–20
Gran cepa
cálculos
Pequeña cepa
La expresión de la deformación volumétrica en la ecuación.
20
1
(2.17)
(2.8) produce una ecuación más simple para la deformación
Pequeña cepa
cálculos
área de la sección transversal de la pieza específica.
una expresión para εr que es válida tanto para deformaciones
pequeñas como grandes:
Gran cepa
cálculos
30
–30
–40
cálculos
–50
radial que sólo es válida para deformaciones pequeñas:
εr =
1
2
ε(
−ε(v ) un
= ε3
) para compresión triaxial
(2.18)
Figura 2.3 Comparación de deformaciones radiales
calculadas a partir de deformaciones axiales y
volumétricas para compresión y expansión isotrópica de material isotrópico.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 17
se obtienen de la ecuación. (2.7) y utilizado en las expresiones. Los
aumenta al 4,5% con una contracción del 30%. Para la extensión, el
grandes cálculos de deformación pro
error es aproximadamente del 0,35% con una deformación axial del
ducir las deformaciones radiales correctas para el material isotrópico.
­10% y aumenta al 2,7% con una deformación axial del ­30%. La
Los cálculos de deformaciones pequeñas producen deformaciones
deformación axial hasta la rotura suele ser mucho menor en extensión
radiales que son demasiado pequeñas, ya sea con
que en compresión, y los cálculos de deformación pequeños pueden
tracción o expansión. El error es aproximadamente del 1,5% con una
deformación axial de ±10% y aumenta al 12% para la contracción y
ser suficientemente precisos para los ensayos de extensión. La
deformación axial
al 15% para la expansión con deformaciones axiales de ±30%. En la
El grado de falla es mayor en las pruebas de compresión triaxial (en
mayoría de los casos de concentración isotrópica
comparación con cualquier otra condición de prueba en la que las
tracción y expansión de muestras de suelo, las deformaciones lineales
se limitan a valores mucho más pequeños.
tensiones principales se fijan en dirección directa).
ues, y los cálculos de deformación pequeña pueden ser suficientemente
inexactitudes demasiado grandes utilizar los cálculos de deformación
pequeña para tales pruebas.
precisos para fines prácticos.
La Figura 2.4 muestra las deformaciones radiales calculadas para
ensayos de compresión y extensión sin drenaje en probetas con
deformaciones volumétricas cero. Los cálculos de deformaciones
grandes producen las deformaciones radiales correctas. Los pequeños
cálculos de deformación pro
ción, ver también el Capítulo 11), y por lo tanto puede implicar
Tenga en cuenta que si se produce una banda de corte, los
cálculos de deformación ya no son válidos, porque toda la deformación
ocurre en la banda de corte.
En la figura 2.5 se ilustra una evaluación general de los errores en
las deformaciones radiales producidos por cálculos de deformaciones
producen deformaciones radiales que, para la prueba de compresión
pequeñas para diversas condiciones de prueba axisimétricas. En este
indican muy poca expansión, y para la prueba de extensión muestran
demasiada contracción.
diagrama el inicio
El error es de aproximadamente 0,4% con una contracción del 10%, y
cada condición de prueba. Las formas deformadas se muestran
La forma y el volumen iniciales se indican mediante un cuadrado para
mediante cuadrados o rectángulos sombreados.
Los cálculos de deformación pequeños conducen a deformaciones
Extensión
Contracción
radiales correctas para deformaciones uniaxiales o condiciones K0
únicamente. La magnitud relativa de los errores en todos los demás
εr (%)
casos puede evaluarse comparando las condiciones de prueba
30
individuales con las de la figura 2.5.
Puede obtenerse una indicación de la magnitud absoluta de los
Pequeña cepa 20
cálculos
2
Gran cepa
cálculos
–30 –20 –10
1
errores consultando las figuras 2.3 y 2.4.
10
Porque las computadoras o las calculadoras programables
10
20
2
–10
–20
30
εa (%)
Pequeña cepa
1
cálculos
a menudo se emplean, las grandes expresiones de deformación
Las variaciones para las deformaciones volumétricas y radiales en las
ecuaciones (2.7) y (2.17) también pueden usarse para la reducción
de datos, lo que resulta en una mayor precisión en las deformaciones
calculadas.
Gran cepa
cálculos
–30
Suelos con comportamiento anisotrópico
La prueba triaxial se puede utilizar para determinar la ani
–40
comportamiento sotrópico del suelo sólo para los casos en los que
uno de los tres ejes de simetría del material esté alineado con el eje
–50
vertical del aparato triaxial. Para un material con anisotropía cruzada
esto incluye dos orientaciones posibles, y para un material con
Figura 2.4 Comparación de deformaciones radiales calculadas
a partir de deformaciones axiales y volumétricas para
muestras de compresión y extensión sin drenaje con
cambio de volumen cero.
anisotropía general, son posibles tres orientaciones diferentes. Estas
orientaciones se indican en la Fig. 2.6.
Machine Translated by Google
18 Ensayos Triaxiales de Suelos
Compresión
Deformación uniaxial
isotrópico
Pruebas de corte
εV = ε1
εV > 0
εV > 0
εr Correcto
εr Demasiado pequeño
εV = 0
εV < 0
εr Demasiado pequeño, amplio
compresivo
error creciente
Ampliación o ampliación
isotrópico
Deformación uniaxial
εV < 0
εV = ε1
Pruebas de corte
εV > 0
εr Correcto
εr Demasiado pequeño
εV = 0
εV < 0
εr Demasiado pequeño, compresivo
compresivo
error creciente
Figura 2.5 Evaluación de errores en deformaciones radiales calculadas a partir de deformaciones axiales y volumétricas utilizando cálculos de
deformaciones pequeñas.
(a)
(b)
A
B
Eje de material
A
B
B
B
simetría
(C)
(d)
(mi)
A
B
C
B
B
C
A
C
A
Figura 2.6 Posibles orientaciones en aparatos triaxiales de muestras con (a) y (b) material anisotrópico cruzado y (c), (d) y (e) material anisotrópico
general.
Excepto por el espécimen en la Fig. 2.6 (a), el último
Se espera que las deformaciones generales en muestras
con comportamiento anisotrópico sean diferentes. Para dis­
Para extraer estas deformaciones laterales, es necesario
medir la deformación en al menos una dirección lateral.
Esto produce una deformación lateral (digamos ε2 ), y la
otra deformación lateral (digamos ε3 ) se puede calcular
a partir de la expresión en la ecuación. (2.7) de la
siguiente manera:
ε3 =
εv −−
ε 1+ ε 2
ε 1 2ε
(2.19)
Ec. (2.8) produce una expresión simple para la
deformación lateral desconocida:
ε 3 = ε −v −ε 1
ε2
(2.20)
Alternativamente, se pueden medir ambas
deformaciones laterales, y la ecuación. (2.7) proporciona
una verificación de la precisión de las mediciones.
Precaución
Las deformaciones y tensiones en ensayos
triaxiales sobre muestras preparadas con ejes de
simetría del material inclinados con respecto al eje
vertical del aparato no son uniformes y son difíciles
en donde ε1 y εv son las deformaciones verticales y
volumétricas medidas, respectivamente. Para cepas pequeñasde interpretar correctamente. La figura 2.7(a) y (b) muestra
1 − ε− 1+2 ε
ε1 ε2
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 19
(a)
(b)
Ejes materiales
0°< β < βcrit.
βcrit.< β < 90°
(C)
(d)
PAG
PAG
METRO
METRO
METRO
METRO
PAG
PAG
(mi)
(F)
PAG
PAG
METRO
METRO
t
t
t
t
METRO
PAG
METRO
PAG
Figura 2.7 Ilustración esquemática de ensayos en probetas con ejes de material inclinados. (a) y (b) muestras verticales
iniciales, (c) y (d) formas deformadas de muestras con extremos lubricados, y (e) y (f) formas deformadas de muestras
con restricción en los extremos.
Machine Translated by Google
20 Ensayos Triaxiales de Suelos
especímenes prismáticos con planos de lecho inclinados. Para el
En consecuencia, los resultados de las pruebas son complicados.
caso ideal en el que sólo se aplican esfuerzos normales mediante
Aunque la forma externa de la muestra puede no indicar la verdadera
placas de extremo horizontales (que requieren extremos lisos y
distribución de deformación interna
lubricados), se generan momentos en los extremos en respuesta a
Debido a las zonas muertas de forma cónica cerca de las placas
las deformaciones cortantes que se desarrollan a lo largo de los
extremas (para más información, consulte el Capítulo 3), los efectos
planos de asiento. La muestra inicialmente vertical adquiere la forma
de un paralelogramo y el eje de la muestra se inclina, como se
del abombamiento en las deformaciones laterales y verticales
promedio bajo diversas condiciones.
muestra en la figura 2.7(c) y (d). El ver
Se pueden estudiar las condiciones de restricción final.
Las distribuciones de tensión normales y prácticas en los extremos
Distribución de tensión lateral
se vuelven no uniformes, y el estado de tensión y las presiones de
El perfil de la muestra en forma de barril puede describirse con
agua de los poros o los cambios de volumen se vuelven no uniformes
buena aproximación como una parábola, como se indica en la figura
dentro de la muestra.
Si, por el contrario, las deformaciones de la muestra están
restringidas en los extremos (requisito
Al unir las placas de los extremos con fricción total), se desarrollarán
momentos de flexión y fuerzas de corte en los extremos, lo que
2.8. El siguiente
Un análisis sencillo indica la magni
Grado de falta de uniformidad en la distribución de la deformación
lateral.
Para una fijación total en los extremos, las dos áreas sombreadas
provocará que la muestra se deforme de manera no uniforme.
de la figura 2.8 son iguales. Los cálculos que se muestran en esta
formalmente, y los estados de tensión y deformación dentro de la
figura indican que la tensión lateral máxima en el medio de la especi
muestra no son uniformes. Las formas típicas de las muestras
deformadas se muestran en la figura 2.7 (e) y (f).
men es un 50% mayor que la tensión lateral promedio obtenida del
cilindro derecho deformado. Si se produce alguna deformación
Ya sea que las placas extremas tengan fricción total o estén
lateral en los extremos, la falta de uniformidad disminuye y se
provistas de lubricación, los ensayos triaxiales en probetas con ejes
completa la uniformidad.
de material inclinados son, en el mejor de los casos, difíciles de
La forma en la deformación lateral se obtiene cuando la muestra se
interpretar y los resultados de dichos ensayos son cuestionables.
deforma como un cilindro recto.
Estudios más detallados
Saada (1970) y Saada y Bianchini (1977) han presentado
Deformaciones laterales promedio
investigaciones y debates sobre este tipo de pruebas. Estudiar el
Los puntos en los que el cilindro parabólico cruza el cilindro derecho
comportamiento de los ani
deformado se pueden obtener mediante el análisis de la curva
En materiales sotrópicos es preferible inclinar las direcciones
parabólica en las coordenadas X–Y.
principales de tensión en lugar de inclinar la muestra. Esto se puede
sistema dinate mostrado en la Fig. 2.8. Los resultados mostrados
hacer en equipos en los que se puedan aplicar esfuerzos cortantes
en esta figura indican que los puntos de cruce ocurren
a la superficie de la muestra (ver Capítulo 11).
aproximadamente a una quinta parte de la altura de la muestra
desde las placas de los extremos. La ubicación
Las relaciones de estos puntos son independientes de la cantidad
Efectos del abultamiento
de restricción en los extremos. Por tanto, si se produce alguna
deformación lateral en los extremos, los puntos de cruce permanecen
Las muestras de compresión triaxial con restricción en los extremos
a menudo presentan deformaciones no uniformes.
en la misma ubicación.
ciones durante el corte. En lugar de deformarse como un cilindro
La deformación general en una muestra que se abulta se puede
recto, la muestra puede abultarse en el centro y adquirir la forma de
medir en los puntos ubicados a un quinto de la altura de la muestra
un barril. Este modo de deformación es particularmente pronunciado
en suelos que se contraen durante el corte. Distribuciones de
desde las placas de los extremos. Si las mediciones de las
deformaciones laterales se realizan directamente en la muestra
deformaciones verticales, laterales y volumétricas, así como la
cilíndrica (ver también el Capítulo 4), y se buscan las deformaciones
distribución de tensiones dentro del especi
Según este sencillo análisis, el promedio latinoamericano
laterales promedio, los dispositivos de medición deben fijarse a la
muestra en
los hombres se vuelven no uniformes y la interpretación de
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 21
Y
Derecho inicial
cilindro
derecha deformada
0,211 ∙ H
cilindro
X
forma abultada
Alto 0,578 ∙ Alto
(Parábola)
punto de cruce
0,211 ∙ H
∆D
2
δ
D0
2
∆D
D0
D0
(∆D y δ y negativo)
δ
Área del rectángulo sombreado = área de la sección de parábola sombreada
H∙
– ∆D
2
=
2
3
δ
∙H∙ –
2
δ = 3 ∙ ∆D
2
Expresión para parábola: Y2= R∙ X
En los extremos:
2
R
Punto de cruce @
3 . ∆D
en X = –
h
Y = ±
==
4
h 2
2
– 3 ∙ ∆D
4
Y2
X
X = –
Y2 =
H2
=
–3∆D
1
δ ∆D =
–
– ∙ ∆D
4
22
H2
(–3∆D)
Y = ±
3
6
∙ – 1 ∙ ∆D
4
H2
12
∙H = ±0,289 ∙H
Figura 2.8 Análisis de deformaciones en una probeta en forma de barril.
estos puntos. Incluso si se emplean extremos lubricados y se cree
son un 50% más grandes que las deformaciones laterales promedio.
que la muestra se deforma uniformemente, puede ser una buena
Los puntos ubicados a un quinto de la altura de la muestra desde los
práctica utilizar estos puntos para las mediciones.
extremos se pueden usar para obtener las deformaciones laterales
promedio de las muestras triaxiales.
En ensayos de extensión con restricción en los extremos, la
forma deformada de la muestra se asemeja a un paraboloide cuyo
de los hombres. Sin embargo, tenga en cuenta que para comparaciones comparables
En las pruebas de presión y extensión, la deformación hasta el pico
perfil también puede ser aprox.
de falla suele ser mucho menor en extensión. Por lo tanto, no es
acoplado por una curva parabólica. El análisis de la forma deformada
probable que la forma parabólica del perfil sea tan pronunciada en
procede entonces como se indicó anteriormente y se obtienen
extensión como en compresión. Además, los planos de
resultados similares. Por lo tanto, la fricción total en los extremos da
estrechamiento y corte tienden a desarrollarse en una etapa
como resultado una elasticidad contractiva.
temprana en con
tensiones generales en el medio de la muestra que
pruebas de extensión convencionales, invalidando así la
Machine Translated by Google
22 Ensayos Triaxiales de Suelos
Suposición de la forma parabólica. Se ha demostrado que las pruebas
cuando se prueba en compresión triaxial o extensión.
de extensión convencionales son altamente inestables y casi siempre
sión. Una vez que uno o más planos de corte han iniciado
dan como resultado resultados erróneos de tensión­deformación y
En muestras de suficiente altura para permitir su libre desarrollo, las
fuerza (Yamamuro y Lade 1995; Lade et al. 1996). Véase también a
deformaciones se localizan en el plano de corte y dos porciones
continuación y el Capítulo 10.
esencialmente sólidas de la muestra se mueven una sobre la otra a lo
largo del plano de corte. La Figura 2.9 muestra una muestra de
compresión triaxial con un plano de corte. Se producen deformaciones
Distribución de deformaciones verticales
de corte muy grandes dentro del plano de corte que, debido a la
La distribución de deformaciones verticales no es tan claramente
visible como la distribución de deformaciones laterales.
arcillas, se convierte en un plano débil en la muestra.
dilatación en materiales granulares y la alineación de partículas en
Sin embargo, las mediciones a lo largo del eje de comparación
Las muestras de presión indican que la distribución de deformaciones
verticales también puede ser parabólica con las deformaciones más
Las deformaciones en la muestra se vuelven altamente no
grandes cerca del medio. Incluso para una fijación total, las
uniforme y la verdadera relación entre tensiones y deformaciones no
deformaciones verticales en los extremos no son cero, ya que las
deformaciones verticales ocurren en pruebas de deformación uniaxial
puede determinarse a partir de mediciones externas. Los dos grandes
volúmenes del
o K0 . Análisis aproximados de ver
Sin embargo, las distribuciones de tensiones físicas pueden ser per
formado de manera similar a la indicada anteriormente.
(a)
La deformación vertical promedio se obtiene midiendo la deformación
vertical sobre la altura total de la muestra.
Distribución de deformaciones volumétricas.
La distribución de los cambios de volumen sigue el patrón indicado
Gran tensión de corte
anteriormente para las deformaciones lineales.
en plano de corte
Debido a la restricción final, es probable que la muestra se contraiga
menos o se dilate más cerca de la mitad.
El cambio de volumen total medido (por ejemplo, por la cantidad de
agua expulsada o succionada por la muestra) representa el volumen
Descarga de muestra
promedio.
plano de corte exterior
deformación métrica.
Mediciones y análisis detallados.
La breve revisión de los efectos del abultamiento presentada
anteriormente utilizó un procedimiento de análisis relativamente simple.
Durezas basadas en formas parabólicas. Se pueden realizar
mediciones más detalladas de las distribuciones de deformaciones en
(b)
Desarrollo del plano de corte en
(σ1 – σ3)
compresión triaxial
muestras triaxiales. Análisis detallado
Aproximado
También se pueden evaluar los sistemas basados en cálculos de
elementos finitos.
Desarrollo de planos de corte.
curva tensión­deformación
Verdadero estrés­tensión
curva
Los suelos granulares que tienden a dilatarse, así como las arcillas en
las que las partículas laminares tienden a alinearse durante el corte,
resultando ambos efectos en resistencias más bajas, pueden
desarrollar planos o bandas de corte.
Descarga afuera
plano de corte
ε1
Figura 2.9 (a) Desarrollo de planos de corte en una
muestra de compresión triaxial y (b) la relación tensión­
deformación resultante.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 23
La muestra fuera del plano de corte se descarga
en el que ε2 y ε3 representan los dos perpen­
aunque la muestra todavía se esté comprimiendo y
deformaciones laterales diculares. Esta expresión puede
cortando. El desarrollo de planos de corte ocurre
usarse para muestras anisotrópicas con deformaciones
después de la falla máxima en compresión triaxial y
laterales desiguales. Para materiales isotrópicos o cruzados.
ligeramente después de la falla máxima en ensayos
Materiales anisotrópicos con un eje vertical de simetría
de extensión triaxial en probetas uniformes (Lade y
del material, la expresión se reduce a:
2
Wang 2001; Wang y Lade 2001; Lade 2003),
(2.24)
A=
A0 ( 1 ) −ε r
mientras que ocurre antes de la falla máxima suave
en pruebas de deformación plana. . Desarrollo del plano de corte
en la que εr es el radial o lateral isotrópico
El desarrollo y sus efectos sobre el comportamiento del
presiones.
suelo se analizan con más detalle en los Capítulos 8 y 11.
Está claro que un intento de determinar la verdadera
Precaución
relación tensión­deformación después del desarrollo y
Si por alguna razón las deformaciones radiales se calculan primero
progresión macroscópicos de los planos de corte es infructuoso.
a partir de la expresión de deformación pequeña en la ecuación.
Dentro de la muestra prevalecen distribuciones muy no
(2.18) antes de la sustitución en la ecuación. (2.24), entonces el
uniformes de tensiones y deformaciones.
área de la sección transversal se vuelve incorrecta en deformaciones
grandes. Tenga en cuenta que la sustitución de εr para
2.1.3 Área de sección transversal
deformaciones grandes de la ecuación. (2.17) en la ecuación.
(2.24) da como resultado la expresión de la ecuación. (2.22).
Una vez que se han determinado las deformaciones
en la muestra triaxial, el área de la sección
Efectos del abultamiento
transversal horizontal se puede determinar
Las expresiones dadas anteriormente son válidas para especí
dividiendo el volumen actual por la altura actual de la muestra:
A =
∆
V.V.
0
−
=
− ∆
S.S
0
V0
h
0
1−
1−
mens que se deforman como cilindros rectos. Puede
ser interesante calcular el área de la sección transversal
∆V
V0
∆h
h
(2.21)
0
Sustituyendo las deformaciones volumétricas y axiales de
las ecuaciones (2.14) y (2.16) y estableciendo V0 /H0 = A0
(= área de la sección transversal inicial) produce:
=
Automóvil club británico
1− εv
0
en el medio de una muestra que se abulta durante el
corte. Para una fijación completa en los extremos y para
distribución de la deformación lateral bólica, el área en
el medio de la muestra se puede expresar como la
suma del área del cilindro derecho deformado y el
área del anillo que rodea el cilindro derecho (ver Fig.
2.8):
(2.22)
1− εa
π
Abarril= D 4
2
0
1− ε
Dv+_π (
1 εa
−
0
∆
) −∆ DD
Esta expresión para la cruz horizontal
−
1
4 (2,25)
El área de la sección es válida para cualquier forma de
sección transversal (p. ej., circular, cuadrada), para
deformaciones pequeñas y grandes, para ensayos de
Reducción y sustitución de la expresión de deformación
grande por la deformación lateral en la ecuación. (2.17)
produce:
compresión y extensión, para ensayos drenados y no
drenados ( εv = 0 para muestras saturadas), para
consolidación y corte, y para suelos isotrópicos y anisotrópicos.
El área de la sección transversal también se puede
=
Cilindro de barril
­
2
1− εa
1− εv
(2.26)
obtener a partir de deformaciones laterales medidas. La
ecuación (2.6) da:
1 ε
−
=
Automóvil club británico
0
av= _ 0231() )−ε−(
1− εa
Para una prueba sin drenaje en suelo saturado (εv = 0), el
área de la sección transversal en medio de un abultamiento
1 ε
(2.23)
La muestra con restricción total del extremo es de aproximadamente
matemáticamente un 5% más grande que el área de la derecha
Machine Translated by Google
24 Ensayos Triaxiales de Suelos
cilindro con un 10% de compresión axial y es aproximadamente
partículas individuales. Por lo tanto, el suelo puede
un 11% más grande con un 20% de compresión axial.
considerarse como un continuo y, en consecuencia, se
Estos valores se vuelven más pequeños para una muestra
adoptan los principios de la mecánica del continuo para la
que exhibe contracción volumétrica y aumentan para una
solución de problemas de mecánica de suelos.
muestra que se dilata. Los valores disminuyen si ocurre
expansión lateral en los extremos y son cero para una muestra
En el análisis de la prueba triaxial, se supone que la
muestra representa un elemento del continuo en el campo y,
que se deforma como un cilindro recto.
por lo tanto, se supone que las propiedades de la muestra son
En ensayos de extensión con restricción total en el extremo,
la muestra sufre un "estricción" y el área en el medio de la
representativas.
representativo del comportamiento que se encontrará en el
muestra deformada (con forma de paraboloide) también se
campo. Para garantizar que estas suposiciones estén
puede calcular a partir de la ecuación. (2.26). Con una
justificadas, la relación entre el tamaño máximo de grano y las
extensión axial del 10% en una prueba sin drenaje, el área de
la sección transversal en el medio es aproximadamente un
Las siones deben cumplir ciertos requisitos como se analiza
5% más pequeña que el área del cilindro derecho, y es
en el Capítulo 3.
dimensiones mínimas de la muestra es
aproximadamente un 11% más pequeña con una extensión
axial del 20%. Estos valores aumentan para una muestra que
exhibe contracción volumétrica.
ción, y se vuelven más pequeños para una muestra que se
dilata. Al igual que en los ensayos de compresión triaxial, los
valores disminuyen si se produce una contracción lateral en
los extremos, y son cero para una probeta que se deforma
como un cilindro recto.
La presión de confinamiento
La tensión que confina la muestra en el tri­
El aparato axial generalmente se aplica como presión en el
aire o fluido presente en la celda. Esta presión
sure se mide directamente con un manómetro o transductor
de presión y no requiere cálculos ni correcciones adicionales.
Sin embargo, en las pruebas de extensión convencionales
puede producirse otro efecto más importante en forma de
Estrés desviador
bandas de cizallamiento. Esto se describe en el Capítulo 10.
A continuación se supone que la muestra triaxial se deforma
La tensión desviadora, σd , se calcula a partir de la carga
uniformemente como un cilindro recto, y que todas las
desviadora aplicada, P, y la corriente cruzada.
deformaciones representan deformaciones promedio obtenidas
área de sección, A, de la muestra según la ecuación. (2.27):
del cilindro recto deformado.
Las técnicas empleadas para asegurar que este modo de
deformación se obtenga realmente se analizan en el Capítulo
σd =
PAG
A
=
(
σ1
σ) 3− para compresión triaxial
3.
(2.28)
en el cual el área de la sección transversal se obtiene como
2.1.4 Tensiones
se discutió en la sección anterior. Se supone que el esfuerzo
desviador actúa uniformemente en toda el área de la muestra.
Tipos de medidas de estrés
La tensión se define en mecánica continua como el valor límite
Luego, la tensión axial vertical en la muestra se calcula a partir
de:
de la fuerza por área cuando el área se reduce a cero:
σ =
σ a = +σd
celúla
(2.29)
En la compresión triaxial la tensión desviadora actúa
PAG
lima
→0 A
σ
(2.27)
tensión positiva y principal mayor, σ1 , en la dirección
axial. Las otras dos tensiones principales, σ2 y σ3 (= σcell)
Aunque las fuerzas en los suelos se transmiten entre partículas
son iguales en magnitud y ambas actúan en la dirección
discretas, la mayoría de los problemas en la mecánica del suelo
Los circuitos implican longitudes de límites y áreas cargadas
horizontal.
La falla ocurre en la dirección axial en las pruebas de
que son grandes en comparación con las dimensiones de
compresión triaxial.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 25
En extensión triaxial, la tensión desviadora es negativa y la
tensión axial en la muestra se convierte en la tensión principal
menor, σ3 . Las dos tensiones horizontales, σ1 y σ2 (= σcell),
son iguales en magnitud. La falla ocurre en la dirección lateral.
ción en ensayos de extensión triaxial. Tenga en cuenta que
la presencia de una tensión desviadora negativa en extensión
Las pruebas de tensión no implican que la tensión axial que
actúa sobre un plano horizontal en la muestra deba ser
negativa. La tensión desviadora negativa simplemente reduce
la tensión axial impuesta por la presión de confinamiento en la
dirección vertical. En un material sin cohesión efectiva la
especificación
Los hombres siempre fallan bajo tensiones positivas y de
compresión. Sin embargo, es posible lograr resultados negativos.
tensiones axiales positivas en una prueba de extensión sobre un mate
2.1.6 El principio de tensión efectiva
Los materiales de fricción se deforman y fallan en respuesta
a cambios en los esfuerzos cortantes y los esfuerzos normales.
Dado que los fluidos no pueden soportar esfuerzos cortantes,
los esfuerzos cortantes aplicados siempre son efectivos y no
requieren modificación debido a las presiones de poro.
Sin embargo, los fluidos o gases pueden soportar tensiones
hidrostáticas normales, y sólo la parte de las tensiones
normales aplicadas que se transmite a través de la estructura
del grano es eficaz para causar
ing deformación y falla. La norma efectiva
Las tensiones normales son iguales a las tensiones normales
totales aplicadas reducidas por el efecto de las presiones
hidrostáticas generadas en el fluido y/o gas en los poros. Este
principio de tensión efectiva se puede expresar como:
rial con cohesión efectiva. El valor máximo de la tensión axial
σ
negativa está relacionado con las magnitudes de la cohesión
efectiva y la presión de confinamiento efectiva empleada en la
prueba de extensión. La observación de tensiones axiales
negativas requiere que los platos finales estén pegados a la
muestra.
′
=­
σ
η
(2.30)
tu
en el que σ′ es la tensión normal efectiva, σ es la tensión
normal total, u es la presión de poro y η ≤ 1, es un factor que
determina la influencia relativa de la presión de poro hidrostática.
El valor de η depende de la relación de vacíos y de las
Presión del poro
compresibilidades de las partículas del suelo, el esqueleto del
suelo y el fluido de los poros. Para suelos en condiciones
Los materiales porosos, como los suelos, en los que los poros
De cional a moderadamente alto destaca el valor de η
están interconectados permiten el flujo de fluido y/o gas a
puede tomarse como unidad sin errores significativos (Lade y
través de su estructura. El fluido de los poros sólo puede
de Boer 1997).
soportar presiones hidrostáticas bajo condiciones de carga
estática o pseudoestática.
ciones. Todos los problemas comunes de la mecánica del
2.1.7 Análisis de tensiones en dos dimensiones – círculo
de Mohr
suelo, incluidas las cargas dinámicas durante terremotos y
explosiones, entran dentro de esta categoría. Las presiones
La figura 2.10(a) muestra un estado general de estrés
de poros encontradas en las pruebas triaxiales se miden.
ing sobre un elemento del suelo en el suelo. Las tensiones en
Se mide directamente con un manómetro o con un transductor
cualquier plano orientado formando un ángulo α con la
de presión y no requiere cálculos ni correcciones adicionales.
horizontal se pueden expresar en términos de las tensiones
que actúan sobre el elemento:
σα =
2.1.5 Correcciones
σ
X
+σy
−
σ
X
2
−
σy
2
porque 2
α
−
τ
xy
s2
enα
(2.31)
Las tensiones y deformaciones determinadas a partir de tri
Las pruebas axiales, como se revisó anteriormente, a menudo
requieren correcciones debido a las deficiencias de las técnicas
τα =
σ
X
−
2
σy
pecado 2
α
−
τ
xy
c 2 os α
(2.32)
experimentales empleadas en las pruebas.
Estas correcciones se analizan en el Capítulo 9.
Estas expresiones describen un círculo, el círculo de Mohr.
Los efectos del abultamiento de la muestra se han revisado
cle, en un diagrama σ−τ con las mismas escalas en los dos
anteriormente en el presente capítulo.
ejes, como se muestra en la figura 2.10(b). El director
Machine Translated by Google
26 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
σy
τyx
τxy
σα
τα
σx
σx
α
xy _
Y
τyx= –τ xy
τyx
X
Regla de signos: σ es positiva cuando se comprime:
σy
τ es positivo en sentido antihorario:
(b)
τ
(σα,τα)
τxy
σ
σy
s1
σx
σ3
2α
τyx
2
σx+σy
σx – σy
R=
2
2
2
+ τ xy
Figura 2.10 (a) Esfuerzos sobre un elemento material y (b) construcción del círculo de Mohr.
Las tensiones, σ1 y σ3 , se calculan a partir de la siguiente
σ3 =
expresiones ing:
σ1 =
σX +σ
2
y+
2
σ­ X
2
2
σ yτ
+
xy
(2.33)
σX +σ
2
y −
σ­ X
σ
2
2
y
+
2
τ xy
(2.34)
El círculo de Mohr también se puede obtener mediante con
construcción compensando las tensiones y dibujando
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 27
el círculo como se muestra en la figura 2.10(b). Las tensiones
principales están ubicadas en la intersección entre el círculo y el
Por el contrario, el plano en el que actúa un conjunto dado de
tensiones en el círculo de Mohr (σβ , τβ ) se puede obtener
eje σ­, y sus magnitudes se pueden escalar directamente desde el
trazando una línea que pase por (σβ , τβ ) para intersectarse con
el círculo. En particular, los planos sobre los que actúan las
diagrama.
tensiones principales se pueden determinar trazando líneas que
método de polo
pasen por el polo y los puntos donde el círculo cruza el eje σ− 1 ,
0) y (σ3 , 0). Estas líneas representan los planos y las direcciones
Para encontrar gráficamente las tensiones en cualquier plano que
principales de los esfuerzos son perpendiculares a estos planos,
pase por el elemento del suelo, se puede utilizar el método de los
como se muestra en la figura 2.11(b).
polos. El polo (origen de los planos) es el primero en considerarse
estructurado mediante el siguiente procedimiento que involucra el
círculo de Mohr como se muestra en la figura 2.11(a):
Encuentra el polo:
Dibuje una línea que pase por uno de los puntos de tensión
2.1.8 Análisis de deformaciones en dos dimensiones – círculo
de Mohr
(A o B) paralela al plano en el que actúan las tensiones
(vertical para el punto A, horizontal para el punto B) hasta la
intersección con el círculo en el punto P. Este es el polo.
Los análisis de deformaciones (o incrementos de deformación) en
dos dimensiones siguen expresiones similares a las dadas
Una línea [que representa un plano, como se muestra en la
anteriormente para las tensiones. Las tensiones normales, σ, se
figura 2.11(a)] trazada en cualquier dirección, β, a través del polo
reemplazan por deformaciones normales, ε (o el incremento de
cruza el círculo en las tensiones que actúan sobre ese plano. Los
deformación normal), y las tensiones de corte, τ, se reemplazan
valores de los esfuerzos normal y cortante se pueden leer
por la mitad de las deformaciones de corte de ingeniería, γ/2 (o la
directamente en los ejes, como se indica en la figura 2.11(a).
mitad del incremento de deformación de corte de ingeniería ).
σy
b
(a)
(b)
τyx
(Nota: τxy es negativo según
La convención se muestra en la fig. 2.10)
σβ
σx
τxy
σ1
σx
τβ
τxy
τ
τyx
σ3
τ
σy
B
Polo P
B
Polo P
τyx
σx
τyx
σ
σβ
σy
σ3
σ1
σx
σ
σy
τxy
τxy
A
A
τβ
b
σ3–plano
Figura 2.11 Determinación de (a) polo y (b) direcciones de las tensiones principales.
σ1–dirección
Machine Translated by Google
28 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
ε1 (>0)
γ/ 2
–γ xy/ 2 (<0)
γxy / 2 (>0)
ε3–plano
ε1–dirección
εy (>0)
ε1 (>0)
γxy
2
ε3 (<0)
εx (<0)
εx
ε3–dirección
ε
εy
ε3
π
Y
ε1
–γxy
2
–γ
2 xy
X
Nota: análisis de deformación pequeña
Polo
εx (<0)
Figura 2.12 (a) Deformaciones en un elemento material y (b) determinación de las direcciones principales de deformación en un
elemento material.
De manera similar, los análisis de deformaciones se
determinarse y evaluarse diferentes tipos de módulos.
pueden realizar gráficamente en el círculo de Mohr para
deformaciones (o para incrementos de deformación). La
Figura 2.12(a) muestra un elemento de suelo comprimido
en dirección vertical, expandido en dirección horizontal y
A continuación se presentan los diagramas básicos más
comunes empleados para pruebas de compresión
isotrópica, compresión K0 , compresión triaxial drenada y
triaxial no drenada.
cortado como se muestra. La regla de los signos para las cepas compresión
sigue
baja que para tensiones, como también se indica en el
Se muestran resultados típicos de este tipo de pruebas
diagrama. La figura 2.12(b) ilustra el circuito de Mohr.
cle para las cepas. La ubicación del poste para las
deformaciones se determina de manera similar a la de las
tensiones, y los planos y direcciones de las deformaciones
principales pueden determinarse como se indica.
para ilustrar el uso de los diagramas.
Compresión isotrópica
Durante la compresión isotrópica de una muestra de suelo ,
se pueden determinar la presión de confinamiento efectiva,
2.2.1 Diagramas básicos
σ3 ′, la deformación axial, εa = ε1 y la deformación
volumétrica, εv . Los resultados de esta prueba se pueden
′
versus
representar como
σ3 εv y ε1 versus εv . En la figura 2.13
se muestran ejemplos de tales diagramas. Las
Los resultados de las pruebas triaxiales se presentan en
deformaciones axiales y volumétricas pueden expresarse
2.2 Diagramas tensión­deformación
diagramas de tensión­deformación, cambio de volumen y
presión de poro de los tipos que se analizan a continuación.
En g. La evaluación inicial de los resultados es mejor
formado en diagramas de cantidades medidas o calculadas
como porcentajes (%) o como números puros (mm/
mm) (por ejemplo, ε1 = 2,0% = 0,020 mm/mm).
El diagrama de la figura 2.13(a) se puede utilizar para
evaluar el módulo de volumen y su variación.
′, tensión desviadora, (σ1 − σ3 ), deformación axial, εa (=
ε1 en compresión triaxial), deformación volumétrica, εv y
El módulo de volumen se determina como:
′
∆σ 3
k =
∆εv
presión de poro, u. Estos diagramas permiten una
apreciación inicial del tipo de comportamiento exhibido por
en el que Δσ3 ′ es el cambio en la presión de confinamiento
directamente, como presión de confinamiento efectiva, σ3
el suelo ( relación tensión­deformación plástica o frágil ,
(2.35)
etc.), la deformación requerida para alcanzar la tensión
efectiva isotrópica (Δσ1 =Δσ2 =Δσ3 ) y Δεv es el cambio
resultante en la deformación volumétrica expresada como
desviadora máxima puede fácilmente
un número puro. El módulo de volumen tiene la
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 29
(a)
1.8
1.6
1.4
1.2
na
óicciratm
ém
rouf)le
%
oDv(
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0
1000 1200 1400 1600 1800
200 400 600 800
Presión isotrópica (kPa)
(b)
0,5
0,4
material isotrópico
nóicamro
la)fie
%
xD
a(
0.3
0,2
0.1
0
0
1
0,5
2
1.5
Deformación volumétrica (%)
Figura 2.13 Resultados de la compresión y expansión isotrópica de una muestra de arena densa de Nevada pluviada por
aire (Dr = 90%): (a) relación entre la presión isotrópica efectiva y la deformación volumétrica; y (b) relación entre
deformación volumétrica y deformación axial.
mismas unidades que las utilizadas para Δσ3 ′. El módulo
de volumen para la compresión isotrópica es menor que el
de la expansión isotrópica. Este último expresa
esencialmente el comportamiento elástico del suelo,
mientras que el primero incluye efectos de irre
Deformaciones inelásticas y cubribles. Ambas relaciones
muestran un módulo de volumen creciente al aumentar la iso
presión tropical.
La Figura 2.13(b) puede usarse para la evaluación inicial.
ción del grado de anisotropía cruzada del suelo
muestra. Se recomienda utilizar las mismas escalas en
los dos ejes de deformación para obtener la mejor
percepción visual posible de la relación entre las
deformaciones. El comportamiento isotrópico se obtiene
si las deformaciones siguen una relación en la que <
εv
1
3 εpara
deformaciones grandes. Ecuación (2.7) para cepas
ε 1 = =ε2
ε grandes con 3 rendimientos:
=
3ε1
para cepas pequeñas y
εv
=
3ε1
− 3 ε+2
1
εv
3
ε1
(2.36)
Machine Translated by Google
30 Ensayos Triaxiales de Suelos
La línea continua en la figura 2.13(b) indica la relación
∆εv
=
(2.38)
mv
relación entre εv y ε1 para el comportamiento isotrópico
∆σ 1 ε =
r 0
del suelo. Los resultados experimentales que se
muestran en la figura 2.13(b) indican que la muestra de
El valor de mv se determina como la pendiente de la
arena de sílice fina es más compresible en las direcciones
curva εv – σ1 en cualquier valor específico de σ1 .
laterales durante la carga, pero exhibe una sensación esencial.
Tiene dimensiones del recíproco de la tensión (por
Comportamiento principalmente isotrópico durante la descarga.
ejemplo, 1/kPa).
K0
compresión
Para simular más correctamente las condiciones de
carga en el campo, puede ser conveniente comprimir la
muestra de suelo bajo tensiones anisotrópicas antes del
corte. Un control de compresión anisotrópico
Una condición que se encuentra a menudo en el campo
es la condición K0 . Durante la compresión K0 de una
muestra de suelo, la deformación lateral se mantiene en
cero y la deformación vertical es igual al volumen.
= ε
cepa rica, . Lasε 1cantidades
medidas directamente en
v
una prueba K0 realizada en el aparato triaxial son la
tensión vertical, σ1 ′, la tensión lateral, σ3 ′, la
deformación vertical, ε1 y el volumen.
deformación métrica, εv . Los resultados de esta prueba se pueden
′
representar como σ3versus
σ1 ′, ε1 versus εv (para
′
=
compresión anisotrópica general) y ε 1 ε v frente a σ1
(para compresión K0 ).
Cabe mencionar aquí que, en vista de las
La figura 2.14(c) muestra un diagrama de ε1 versus εv .
Para K0 compresión ε1 = εv mientras que se obtienen
otras relaciones como se indica para otras condiciones
de compresión.
Cabe señalar que las pruebas de edómetro en las
que el suelo se comprime verticalmente dentro de un
anillo de metal son más sencillas de realizar y brindan
información similar sobre el exceso de contención.
relación de solidación y módulo. Se pueden utilizar
equipos de los que también se obtiene la tensión lateral.
Compresión drenada
La Figura 2.15 muestra los resultados de la compresión
triaxial con drenaje isotrópico consolidado (ICD).
pruebas de presión en arena de Antelope Valley realizadas
a tres presiones de confinamiento diferentes y constantes
seleccionadas para cubrir la gama de tensiones previstas.
pated en el problema de campo a analizar. La diferencia
sigan la trayectoria K0 antes del corte si todo lo que se
desea es el efecto de la relación de tensión inicial sobre
de tensiones o tensión desviadora, (σ1 − σ3 ), y la
deformación volumétrica, εv , se representan frente a la
deformación axial, ε1 . Las deformaciones se pueden
expresar como porcentajes (%) o como números puros
la resistencia. Si la respuesta K0 es el foco, entonces se
debe seguir la ruta K0 .
(mm/mm) (por ejemplo, ε1 = 3,7% = 0,037). Las relaciones
tensión­deformación de descarga­recarga se muestran
La Figura 2.14 muestra los resultados de una prueba
K0 en arena de sílice fina. El diagrama de la figura 2.14(a)
para dos pruebas en la figura 2.15.
Existe una estrecha asociación entre el estrés
complejidades de realizar la consolidación K0 , es
posible que no se requiera que las pruebas de resistencia
se puede utilizar para determinar el valor de K0 , el
coeficiente de presión del suelo en reposo y su variación
tensión y relaciones volumétricas y esta aso
La relación se muestra trazando los resultados frente a
con las magnitudes de tensión (si las hay). K0 se define como: una variable común (ε1 ). Esto brinda la oportunidad de
evaluar el tipo y la magnitud.
′
Valor de los cambios de volumen en relación con el
∆σ 3
k0 =
comportamiento tensión­deformación. Por lo general, el volumen inicial
′
(2.37)
∆ σ 1ε
=
A la contracción rica le sigue la dilatación (para arena a
r 0
baja presión de confinamiento) o una mayor contracción.
ción (para arena a alta presión de confinamiento). La
y, por tanto, es la pendiente de la curva de la figura
mejor percepción visual de las relaciones de deformación
2.14(a).
se obtiene utilizando las mismas escalas en los dos ejes
El diagrama de la figura 2.14(b) se puede utilizar para
de deformación.
evaluar el coeficiente de compresibilidad del volumen,
mv , y su variación. La definición de mv es:
La Figura 2.16 muestra los resultados de triax
pruebas de compresión ial en laboratorio preparado
Machine Translated by Google
(a)
800
700
600
500
olazpre
oi)cau
nnP
fesirkm
E
p(
400
300
200
100
0
0
1200 1400 1600 1800
200 400 600 800 1000
Esfuerzo principal mayor (kPa)
(b)
0
Esfuerzo principal mayor (kPa)
200 400 600 800 1000 1200
1400 1600 1800
0
0,2
0,4
na
óc
iciratm
ém
rouf)le%
oD
v(
0,6
0,8
1
1.2
1.4
(C)
2
Deformación volumétrica > deformación axial para K < K0
Deformación volumétrica = deformación axial para K = K0 = en condiciones de reposo
1.5
na
óciciratm
ém
rouf)le
%
oDv(
Deformación volumétrica < deformación axial para K > K0
1
0,5
0
0
0,5
1
1.5
2
2.5
3
Deformación axial (%)
Figura 2.14 Resultados de K0 compresión de arena de sílice fina: (a) relación entre σ3
y σ1 ; (b)
relación entre σ1
y εv ; y (c) relación entre ε1 y εv para K0 y otras condiciones de relación de tensión constante.
Machine Translated by Google
1600
1400
~σ3 =100 kPa
~σ3 =200 kPa
1200
~σ3 =500 kPa
1000
(σ1 – σ3)
800
,asiecno
eirse1nfeσ
ieD
d(t
–
600
400
200
0
Camino del estrés
σ1
+1
εV
n,a
óiccia
rtm
ém
rou)fle
%
V
oDvε(
+2
ei = 0,83
+3
2 ∙ σ3
Dr. = 53%
+4
0
5
10
15
Deformación axial, ε1 (%)
Figura 2.15 Resultados de las pruebas de compresión triaxial drenada en arena densa de Antelope Valley #10–#20.
(a)
600
′
σ3 = 300 kPa
500
′
σ3 = 250 kPa
400
′
σ3 = 170kPa
rodza
re)iva
usP
fsekE
d(
300
200
100
0
0
5
10
15
20
25
Deformación axial (%)
(b)
Deformación axial (%)
0
5
10
15
20
25
ap)%
ec(
ocirtémuloV
0
5
Figura 2.16 (a) Esfuerzo­deformación y (b) deformación volumétrica de tres pruebas de compresión triaxial drenada en
muestras intactas preparadas en laboratorio de caolinita plástica Edgar normalmente consolidada.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 33
especímenes de caolinita plástica Edgar normalmente
al de arena. Por lo tanto, la contracción volumétrica inicial
consolidada. La resistencia al corte aumenta al aumentar la
A la dilatación le sigue la dilatación (para la sobreconsolidación).
presión de confinamiento, pero las deformaciones volumétricas
arcilla datada a baja presión de confinamiento, pero con altos
indican contracción a lo largo de las pruebas.
índices de sobreconsolidación) o una mayor contracción (para
La cantidad de deformación volumétrica es esencialmente la
misma o aumenta una pequeña cantidad para las tres pruebas
con bajos índices de sobreconsolidación).
con la presión de confinamiento efectiva.
El patrón de deformaciones volumétricas es diferente al de la
arcilla sobreconsolidada a alta presión de confinamiento, pero
Los resultados de las pruebas de compresión triaxial drenada
en caolinita plástica Edgar sobreconsolidada se muestran en la
arcilla normalmente consolidada y se produce y varía con la
cantidad de sobreconsolidación expresada en el sobreconsolidado.
figura 2.17. El patrón de comportamiento del cambio de volumen
ratio de dación (OCR).
parece ser similar
(a)
600
500
OCR=1,0
σ3 máx′ = 300 kPa
OCR = 2,0
300
erawaleD
rso
)éadrP
taskie
v(
400
200
OCR = 5,0
100
OCR=15,0
0
0
5
10
15
20
25
30
Deformación axial (%)
(b)
–3
OCR=15,0
–2
–1
OCR = 5,0
0
5
10
15
20
25
0
na
óc
iciratm
ém
rouf)le%
oD
v(
OCR = 2,0
1
2
OCR = 1,0
3
4
Deformación axial (%)
Figura 2.17 (a) Esfuerzo­deformación y (b) deformación volumétrica de cuatro pruebas de compresión triaxial drenada
en muestras intactas preparadas en laboratorio de caolinita plástica Edgar sobreconsolidada.
Machine Translated by Google
34 Ensayos Triaxiales de Suelos
se muestra trazando los resultados frente a una variable
Compresión no drenada
La Figura 2.18 muestra los resultados de la compresión
común (ε1 ). La forma de la tensión.
La curva de deformación puede luego evaluarse en vista de
triaxial consolidada isotrópicamente no drenada (UCI).
la magnitud y variación de la presión de los poros.
Pruebas de presión en muestras saturadas de arena del río
seguro. A bajas presiones de consolidación, la presión de
Sacramento realizadas en cuatro consolidaciones diferentes.
poros primero aumenta y luego disminuye en respuesta a
presiones de dación. La diferencia o desviación de tensiones
una tendencia a la dilatación de la estructura del suelo. La
dilatación real no ocurre (∆V = 0 en pruebas sin drenaje en
La tensión tor, (σ1 − σ3 ), y el cambio de presión de poro,
Δu, se representan frente a la deformación axial, ε1 . La
estrecha asociación entre el comportamiento tensión­
muestras saturadas) mientras la muestra permanezca
saturada. A altas presiones de consolidación, la presión de
poro
deformación y la respuesta a la presión de poro en pruebas no drenadas
(a)
2500
2000
s3 = 4010 kPa
1500
rodza
re)ivausP
fsekE
d(
s3 = 2000 kPa
1000
s3 = 1265 kPa
s3 = 300 kPa
500
0
0
5
10
15
20
25
30
20
25
30
Deformación axial (%)
(b)
4000
3500
3000
2500
nó)iaa
soue
P
ro
grkP
e
a(
d
p
2000
1500
1000
500
0
0 –500
5
10
15
Deformación axial (%)
Figura 2.18 Resultados de pruebas de compresión triaxial no drenada consolidada isotrópicamente en arena suelta del río
Sacramento (e = 0,87, Dr = 38%): (a) (σ1 − σ3 ) versus ε1 y (b) Δu versus ε1 .
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 35
aumenta durante toda la prueba sin drenaje.
Hombres de caolinita plástica Edgar normalmente consolidada.
Debido a que las deformaciones se producen en respuesta a
Tanto la resistencia no drenada como la presión de poros
tensiones efectivas, la forma de la curva tensión­deformación
aumentan al aumentar la consolidación.
depende de la limitación efectiva actual.
presión de dación, y las curvas de tensión­deformación, así como
presión de trabajo, σ3′ (= σ3celda – u). Por lo tanto, las formas de
las curvas de presión de poro forman consistentes
las curvas tensión­deformación están directamente relacionadas
patrones diferentes que están relacionados con la magnitud de la
con las magnitudes y cambios en la presión de poro (para una
presión de consolidación.
presión celular constante).
Los resultados de la investigación isotrópicamente consolidada
La Figura 2.19 muestra los resultados de las pruebas de
pruebas de compresión triaxial sin drenaje en muestras
compresión triaxial no drenada consolidadas isotrópicamente en
remodeladas y preparadas en laboratorio de sobreconsolidación.
especímenes saturados preparados en laboratorio.
La caolinita plástica Edgar fechada se muestra en la figura 2.20.
(a)
350
′ = 300 kPa
σ3
300
250
′ = 250 kPa
σ3
200
rodza
re)ivausP
fsekE
d(
′ = 170kPa
σ3
150
100
50
0
0
5
10
15
20
25
20
25
Deformación axial (%)
(b)
200
150
nó)iaa
soue
P
ro
grkP
e
a(
d
p
100
50
0
0
5
10
15
Deformación axial (%)
Figura 2.19 (a) Esfuerzo­deformación y (b) presión de agua intersticial de pruebas de compresión triaxial no drenada
consolidadas isotrópicamente en caolinita plástica Edgar normalmente consolidada.
Machine Translated by Google
36 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
300
OCR=1,0
250
OCR=2,0
200
OCR=5,0
OCR = 1 5,0
rodza
re)iva
usP
fsekE
d(
150
100
σ3máx′ = 300 kPa
50
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Deformación axial (%)
(b)
200
σ3máx′ = 300 kPa
150
OCR = 1,0
100
nó)iaa
soue
P
ro
grkP
e
a(
d
p
50
OCR=2,0
0
0
5
10
15
20
–50
25
30
35
OCR=5,0
OCR = 15,0
–100
Deformación axial (%)
Figura 2.20 (a) Esfuerzo­deformación y (b) presión de agua de poro de pruebas de compresión triaxial no drenada
consolidadas isotrópicamente en muestras remodeladas y preparadas en laboratorio de caolinita plástica Edgar sobreconsolidada.
El patrón de cambios de presión de poro parece ser similar
está expuesto a un esfuerzo desviador inicial.
al de la arena. El aumento inicial de la presión de poro es
Por lo tanto, la relación tensión­deformación producida
seguido por una disminución de la presión de poro en
durante el corte posterior de la muestra comienza en una
pruebas con presiones de consolidación bajas (pero OCR
ubicación en el eje (σ1 − σ3 ) corre­
respondiendo a esta tensión desviadora inicial.
altos). A presiones de consolidación altas (pero OCR bajas),
la presión de poro aumenta durante toda la prueba sin
drenaje.
La Figura 2.21 muestra los resultados del corte sin drenaje
de tres muestras consolidadas con K0 de caolinita plástica
Edgar, normalmente consolidada y preparada en laboratorio.
Ensayos con compresión anisotrópica inicial.
Las curvas tensión­deformación comienzan en las
En el caso de que la compresión inicial sea aniso
respectivas tensiones desviadoras aplicadas durante la
trópico (por ejemplo, K0
consolidación K0 . desde el exceso
compresión), la muestra de suelo
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 37
(a)
500
450
σ3= 491kPa
400
350
rodza
re)iva
usP
fsekE
d(
300
σ3= 297kPa
250
200
σ3= 195kPa
150
100
50
0
0
5
10
15
20
25
20
25
Deformación axial (%)
(b)
350
300
250
nó)iaa
soue
P
ro
grkP
e
a(
d
p
200
150
100
50
0
0
5
10
15
Deformación axial (%)
Figura 2.21 (a) Esfuerzo­deformación y (b) presión de agua intersticial de tres pruebas de compresión triaxial sin drenaje,
normalmente consolidadas con K0, en caolinita plástica Edgar.
Las presiones de poro no están presentes en las muestras
Hay expresiones disponibles. Sin embargo, está bien establecido
después de la consolidación con K0 , los cambios en las presiones
que los suelos en gran medida se comportan plásticamente, es
de poro se inician en el origen, lo que indica que se producen en
decir, una gran parte de las deformaciones son irrecuperables y
se requiere alguna forma de teoría de la plasticidad para describir
su totalidad debido al corte.
este comportamiento.
2.2.2 Evaluación del módulo
Para utilizar el enfoque de elasticidad se requieren algunas
Evaluación simple de las deformaciones de la geotec
Las estructuras cónicas suelen basarse en estructuras cónicas.
medidas del módulo de Young, E, y del coeficiente de Poisson, ν.
conceptos y fórmulas de la teoría de la elasticidad, porque es la
pero pueden usarse para aproximadamente
más simple y algo cerrada.
Imitar el comportamiento del suelo para un estado de estrés dado.
Estas cantidades no son constantes para un suelo determinado,
Machine Translated by Google
38 Ensayos Triaxiales de Suelos
El módulo de Young
conectando dos puntos separados en la curva.
En la figura 2.22(a) se indica un módulo secante que
El módulo puede determinarse a partir de la tensión.
diagramas de deformaciones del tipo que se muestra en
las figuras 2.22, 2.23 y 2.24. El módulo se define a partir
de condiciones axisimétricas:
mi =
deformación. El módulo tangente en un punto (A) se evalúa
mejor como el módulo secante que conecta dos puntos (B
y C) a distancias iguales (pequeñas) del punto en cuestión
∆(σ 1 ) −σ 3
∆ε
conecta el origen con un punto de la curva tensión­
(2.39)
1
(A), como se muestra en el recuadro de la figura 2.22(a). ).
La variación del módulo tangente y del módulo secante
(iniciado en el origen) con la deformación axial se ilustra en
σ )
en el que ∆( −σes
en la tensión desviadora y Δε1
1 el cambio
3
la figura 2.22(b). Tanto el módulo tangente como el secante
es el cambio en la deformación axial expresado como un
número puro. El módulo tiene la misma dimensión
sión que la utilizada para el esfuerzo desviador.
son iguales al módulo inicial, Ei , en el origen del diagrama
Se pueden determinar dos tipos de módulos: el módulo
tangente Et ; y el módulo secante Es .
El módulo tangente se define como la pendiente de la curva
tensión­deformación.
El módulo tangente disminuye al aumentar la deformación
axial y se vuelve negativo más allá del esfuerzo desviador
máximo y finalmente aumenta nuevamente a cero a medida
como se indica en la figura 2.22(a). El módulo secante se
que se acerca la resistencia residual.
El módulo secante también disminuye al aumentar
define como la pendiente de una recta
ing deformación axial, pero sigue siendo positivo ya que
tensión­deformación en un punto particular de la curva,
asintóticamente se acerca a cero en deformaciones grandes.
Es evidente que la tangente y la secante mod
(a)
Los uli no tienen valores únicos, pero varían con el estado
de estrés y el incremento de estrés.
(σ1 – σ3)
y
Ei
Por lo tanto, se debe advertir que la determinación
1
La utilización y aplicación de estos módulos para casos de
campo puede ser muy ambigua y, en ocasiones, incor
recto. Debe comprobarse que el estado de estrés y los
1
1
y
es
incrementos de estrés utilizados en la evaluación
C
La definición de módulos es aplicable al caso de campo
particular bajo consideración. A menudo es más correcto
A
Es= Et
1
B
1
realizar pruebas en las que las trayectorias de tensión se
ε1
corresponden mejor con las del campo que confiar en los
resultados de las pruebas triaxiales convencionales para
determinar los módulos apropiados.
Ninguno de los dos módulos discutidos anteriormente
puede representar el verdadero comportamiento elástico
del suelo, porque en el suelo se producen deformaciones
(b)
mi
inelásticas e irrecuperables desde el comienzo de la carga.
Se puede obtener una aproximación más cercana al módulo
Ei
elástico a partir de un ciclo de descarga­recarga, como se
ilustra esquemáticamente en la figura 2.23. Se toma como
es
pendiente de la recta entre el punto A (punto donde
y
comienza la descarga) y el punto B (punto donde comienza
ε1
la recarga):
módulo de recarga, Eur. Este módulo captura el
comportamiento promedio del suelo durante la descarga y
Figura 2.22 Definiciones de (a) módulos tangentes y
secantes iniciales y (b) sus variaciones con la deformación axial.
recarga de estructuras geotécnicas y puede ser
suficientemente preciso para muchos propósitos.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 39
La aproximación más cercana al comportamiento
(σ1 – σ3)
A
EUR
verdaderamente elástico probablemente se obtiene a partir
1
de las pendientes de la curva tensión­deformación
inmediatamente después de la descarga e inmediatamente después de la r
ing, respectivamente. Estas pendientes también se indican
1
en la Fig. 2.23. Tenga en cuenta que los valores de módulo
obtenidos de estas partes de la descarga:
mi
mi
Las relaciones de recarga no son iguales en magnitud, sino
1
que dependen del estado de tensión en el que se obtienen.
Se debe advertir que estas pendientes pueden contener
ε1
efectos de comportamiento dependiente del tiempo, como la
fluencia. Suelos que exhiben pro
B
El comportamiento de fluencia anunciado puede incluso
Figura 2.23 Ilustración esquemática de la determinación del
módulo de descarga­recarga, Eur, y los módulos elásticos
verdaderos, E.
(a)
v =
1
∙
12
1–
producir valores de módulo negativos cuyas magnitudes
dependen de la velocidad de descarga y recarga.
En g. Estos valores de módulo claramente no representan
resiente el comportamiento elástico.
Las figuras 2.22 y 2.23 muestran que los diversos tipos
ΔεV
Δε1
de módulos discutidos anteriormente varían con factores
tales como la magnitud de la deformación y el estado de tensión.
ε1
ΔεV
El modelado analítico de esta variación está más allá del
alcance de esta discusión.
Δε1 s
1
εV
el coeficiente de Poisson
ΔεV
Δε1 t
El otro parámetro elástico que a menudo se busca en los
resultados de pruebas básicas es el índice de Poisson. Esta no­
El parámetro dimensional se define como:
(b)
v
v
0,5
∆ε
=­
∆ε
3
(2.40)
1
en el que los incrementos de deformación se obtienen en
νt
condiciones axisimétricas como prevalecen en tri
Ensayos de compresión axial. La relación de Poisson puede
determinarse a partir de la curva de deformación volumétrica.
νs
yo
0
ε1
Dado que los parámetros elásticos se relacionan con
deformaciones pequeñas, Δε3 puede obtenerse de la ecuación.
(2.18), y el coeficiente de Poisson se convierte en:
Figura 2.24 Determinación de (a) razones de Poisson
tangente y secante y (b) sus variaciones con la deformación axial.
v =
que implican deformaciones elásticas. Sin embargo, el bucle
1
2
−
1
∆ε
∆ε
v
(2.41)
1
de histéresis obtenido de la descarga
El ciclo de recarga revela que se incluye cierto comportamiento
inelástico en Eur. Descarga parcial seguida de recarga o
descarga seguida de recarga en el régimen de extensión
en el que Δεv /Δε1 representa la pendiente de la curva de
deformación volumétrica.
Se pueden determinar dos tipos de coeficiente de Poisson.
[negativo (σ1 − σ3 )] indica la inconsistencia en la definición
minado: la tangente ratio de Poisson, νt ; y el coeficiente de
nición del módulo elástico.
Poisson secante, νs . Su determinación y variación con la
deformación axial se ilustran en
Machine Translated by Google
40 Ensayos Triaxiales de Suelos
Figura 2.24. Tanto la razón de Poisson tangente como la
Curva de deformación durante un ciclo de descarga­recarga.
secante son iguales a la razón de Poisson inicial en el
La descarga se inicia en el punto A y la recarga comienza
origen del diagrama de deformación volumétrica. La relación
en el punto B. La porción lineal de la curva en el punto A
de Poisson tangente aumenta y se vuelve igual a 0,5 en el
puede ser muy corta y, en algunos casos, puede no existir.
punto donde el incremento en la deformación volumétrica
Sin embargo, la porción lineal obtenida inmediatamente
cambia de contractivo a expansivo. A medida que se
después de recargar en el punto B suele ser de extensión
produce una mayor expansión, νt
aumenta más allá de 0,5. La relación de Poisson secante
también aumenta con la deformación axial y alcanza 0,5 en
suficiente para permitir la determinación de su pendiente y
el punto donde la deformación volumétrica total cambia de
el cálculo de la relación de Poisson. Para un suelo a una
densidad dada, la variación del coeficiente de Poisson
elástico verdadero es usualmente
contractiva a expansiva. El valor de νt aumenta más allá de
son muy pequeños (aunque los datos pueden mostrar
0,5 con deformación y expansión axial adicionales.
bastante dispersión) y, para muchas prácticas,
Para fines prácticos se supone que es constante.
Para pruebas sin drenaje en suelo saturado, el vol
Módulos de volumen y corte
La deformación métrica es cero. Esto corresponde a un
valor del índice de Poisson de 0,5.
Se requieren dos parámetros elásticos para describir el
Ninguna de estas medidas del índice de Poisson
comportamiento de materiales isotrópicos. Combina
representa el verdadero comportamiento elástico del suelo.
Las variaciones de los módulos de Young y las relaciones
Para un material isotrópico, la relación de Poisson es lim
ited en el rango de − ≤1 0 ≤ .5. En vla práctica, el índice de
de Poisson de los tipos ilustrados en las figuras 2.22 y 2.24
pueden dar como resultado inconsistencias tales como
Poisson no suele ser inferior a cero (posiblemente con la
excepción de algunos materiales de espuma). Sin embargo,
las pruebas de compresión triaxial realizadas a presiones
módulos de volumen negativos y magnitudes extremadamente
incorrectas de las deformaciones calculadas. Para superar
algunos de estos problemas, puede resultar ventajoso
de confinamiento muy altas pueden exhibir valores iniciales
determinar y emplear otro conjunto de módulos: el módulo
de volumen, K, y el módulo de corte, G.
del índice de Poisson menores que cero. Esto indica que la
especi
El diámetro de los hombres se reduce durante la fase inicial
de carga. Este fenómeno puede atribuirse al aplastamiento
de los granos del suelo y difícilmente puede caracterizarse
como un comportamiento elástico.
Según la ley de Hooke para el comportamiento elástico,
estos se relacionan con el módulo de Young y el coeficiente
de Poisson de la siguiente manera:
mi
k =
Como se explicó anteriormente para el módulo elástico,
31
la aproximación más cercana al comportamiento
verdaderamente elástico se puede obtener inmediatamente
después de la descarga y recarga, respectivamente. La
figura 2.25 muestra una ilustración esquemática del sistema volumétrico.
GRAMO
− ( v) 2
mi
=
21
B
ν= ∙
εV
1
2
1
1
v
+()
A
ΔεV
Δε1
(2.42)
ε1
ΔεV
Δε1
Figura 2.25 Ilustración esquemática de la determinación del coeficiente de Poisson elástico verdadero.
(2.43)
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 41
El módulo de volumen se puede determinar directamente a
partir de una prueba de compresión isotrópica, como se ilustra.
representado en la figura 2.13(a). La determinación directa del
A continuación se presentan los ensayos de compresión
triaxial. Se muestran resultados típicos de este tipo de
pruebas para ilustrar el uso de diagramas derivados.
módulo volumétrico garantiza que permanezca en su posición.
tivo según sea necesario. Luego, el módulo de
volumen se puede utilizar para determinar las
deformaciones elásticas empleando valores razonables
v de Poisson (≤ 0 5. ) o con el módulo de
del índice
corte. El módulo de corte, G, relaciona las
Compresión isotrópica y K0
El diagrama derivado más común empleado para los
resultados de pruebas isotrópicas y de compresión de K0
deformaciones cortantes con los esfuerzos cortantes,
es el diagrama de relación de vacíos e­log(p′) . El cambio
en e se determina a partir de la deformación volumétrica
y puede determinarse a partir de pruebas en las que
se aplican esfuerzos cortantes a la superficie de una
y se suma a la relación de vacíos inicial, e0 , y la relación
de vacíos actual se representa frente a la tensión en un
muestra, como en una prueba de corte simple
(consulte el Capítulo 11). También se puede determinar sobre
la base
de K y ν para la iso
diagrama
semilogarítmico:
material tropical:
∆e = ε v ( ) 1+
mi
3 1 2−
=
GK
v
)
Otro módulo de interés es el módulo restringido, que se
aplica a condiciones de K0
compresión. El módulo restringido, D, se define como el
recíproco del coeficiente de compresibilidad del volumen,
mv :
D =
∆σ 1
∆
ε vε
=
r
=0
1
metro
= + = − eee
∆ 00
(2.44)
2 (1 + (v )
(2.45)
v
(2.48)
metro
media. Para K0
La compresión p′ se toma como la tensión vertical
efectiva en el campo, y esta tensión suele ser la tensión
principal principal, σ1 ′, o se toma como la tensión
normal media, σm′, definida como:
1
σ ′ = ( σ 1′ + + 2 σ ′ σ 3 ′ )
3
metro
En términos del módulo de Young y la relación de
Poisson, el módulo restringido se puede expresar como: Para compresión triaxial σ2
(1 ) −v
(1 ) v+ ( 1 )2− v
)
′ σ ′ σ ′ =σ ′
1 la tensión
3
presión el valor de p en el que σm′= =es
normal
sión que la utilizada para el incremento de tensión.
mi
1+ ( mi 0
εv
en el que el menos delante de εv se produce debido a la
regla de los signos utilizada en mecánica de suelos, y εv
se inserta como un número puro. Para compuestos isotrópicos
El módulo restringido tiene las mismas dimensiones.
re =
(2.47)
0
′
(2.49)
= σ3 ′ y σm′
se convierte en:
(2.46)
2.2.3 Diagramas derivados
Los resultados de las pruebas triaxiales también pueden ser previos.
presentado en diagramas en los que se obtienen cuantificaciones
Los vínculos se trazan en los ejes. Estas cantidades se
derivan de las cantidades medidas o calculadas
directamente discutidas anteriormente. Los diagramas
derivados se utilizan por conveniencia o para indicar la
variación de ciertas cantidades que no se miden
directamente. El más com
diagramas derivados comunes empleados para
compresión isotrópica y K0 y para drenaje y subsuelo.
1
σ ′ = ( σ 1′ 2 + σ 3 ′ )
3
metro
(2.50)
La Figura 2.26 muestra los resultados de cuatro pruebas
de compresión isotrópica en arena del río Sacramento con
cuatro relaciones de vacíos iniciales diferentes.
El diagrama , que se muestra en la
El e–log σ1
figura 2.26, se utiliza a menudo para una determinación
más clara de la tensión previa a la consolidación de las
arcillas. Sin embargo, esta determinación depende de
un cambio en la pendiente de la relación en el diagrama
e–σ1 , que se verá atenuada en el diagrama e–log σ1dia
.
gramo. Cabe señalar que cualquier línea recta con
pendiente en el diagrama aritmético recto exhibirá una
presión de “preconsolidación” en
Machine Translated by Google
42 Ensayos Triaxiales de Suelos
0,90
po+ Δp po
ei=0,87
e=eo–CC ∙ log10
0,85
0,80
ei=0,78
nóo
icíace
laedvr
0,75
0,70
CC=0,30
ei=0,71
0,65
0,60
ei=0,61
Arena del río Sacramento
Compresión tridimensional bajo presión de
confinamiento uniforme.
Condiciones de equilibrio determinadas
0,55
después de 2 horas.
0,50
10
100
1000
100000
10000
Presión de confinamiento, σ3 (kPa)
Figura 2.26 Resultados de cuatro pruebas isotrópicas en la arena del río Sacramento mostrados en un diagrama e–log(p
Reproducido de Lee y Seed 1967 con autorización de ASCE.
(a)
).
(b)
mi
mi
1.0
(1)
(2)
0,8
(3)
0,05
0,6
(3)
(4)
(4)
1
(2)
(1)
0,15
1
0,4
0,25
1
0,2
0,35
1
0
0
2
4
6
8
10
1
2
5
10
20
50
100 200
σ
iniciar sesión (σ)
Figura 2.27 Resultados esquemáticos de cuatro pruebas isotrópicas en arena con relaciones lineales e–p
diagrama y (b) un diagrama e–log(p ) .
el diagrama semilogarítmico. Esto se demuestra en la
figura 2.27. Por lo tanto, se debe prestar atención a la
presencia o ausencia de una situación previa real.
presión de consolidación inspeccionando la forma de
relación en la recta arith
e–σ1
diagrama métrico.
trazadas en (a) una e–p
Compresión drenada
Mostrar y evaluar los resultados de las pruebas
drenadas en un diagrama (σ1 − σ3 )–ε1 (como en la
figura 2.15) puede resultar inconveniente,
especialmente si las pruebas se realizan con un
amplio rango de presiones de confinamiento constantes. En tal diagr
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 43
resulta difícil evaluar los resultados de las pruebas con
cepa volumétrica en sí. La Figura 2.29 muestra un ejemplo
presiones de confinamiento bajas, porque la escala en
ordenadas se hace relativamente grande para acomodar
de variaciones en las proporciones de vacíos para dos
pruebas en arena densa de la playa de Santa Mónica y dos
los resultados de las pruebas con presiones de confinamiento
pruebas en arena suelta de la playa de Santa Mónica.
altas. Además, no es fácil comparar el patrón de
comportamiento tensión­deformación porque las curvas
están dispersas a lo largo del diagrama y, por lo tanto, no
Los resultados de las pruebas sin drenaje también pueden ser conven
es fácil de evaluar.
La evaluación de los resultados de las pruebas y su
patrón se logra con mayor facilidad cuando se trazan en
diagramas con la relación de tensión σ1 /σ3.
en el eje vertical. Dado que la fuerza aumenta casi
proporcionalmente con la presión de confinamiento
las relaciones de tensión tienen magnitudes similares en todos
los ensayos en suelos. La relación de tensión se calcula a partir
de la tensión del desviador y la presión de confinamiento de la
siguiente manera:
σ
1
=
(σ 1 ) −σ+3
3
σ
σ
Se pueden trazar fácilmente en diagramas similares a los
utilizados para las pruebas drenadas. Sin embargo, la relación
de tensión efectiva σ1 ′/σ3 ′ se utiliza para ensayos sin drenaje.
La relación de tensión efectiva se calcula a partir de
cantidades medidas de la siguiente manera:
claro, σ3 , para la mayoría de los suelos en compresión drenada,
σ
Compresión no drenada
σ
σ
′
1
′
=
(σ 1 ) −σ+3 − ( ( σ) −3
3
σ
3
tu
)
tu
(2.52)
en donde σ3 es la presión de celda aplicada y u es la
presión de poro total que consiste en el incremento de
presión de poro debido al corte, Δu, y la contrapresión
3
(2.51)
3
uback, si la hubiera (ver Capítulo 6).
Los datos de las pruebas no drenadas en Edgar Plastic
Kaolinita previamente trazados en las Figuras 2.19 y 2.20
La Figura 2.28(a) muestra los resultados de tri
se han vuelto a representar en diagramas de σ1 ′/σ3 ′ versus
trazadas en un diagrama σ1 /σ3 –ε1 . Presión de confinamiento
En estas pruebas se utilizaron valores de 100 a 14 000 kPa.
ε1 en las Figuras 2.30 y 2.31, respectivamente.
Las ventajas de este tipo de diagrama, dis
Los datos de la prueba se pueden mostrar todos dentro de
En este diagrama, las curvas tensión­deformación están
un diagrama ya que las relaciones de tensión efectiva tienen
Pruebas de compresión axial en arena del río Sacramento
mucho más juntas de lo que habrían estado en un diagrama
magnitudes similares, la consistencia interna de los datos
(σ1 − σ3 )–ε1 , y esto permite una fácil evaluación de la
consistencia interna de los datos de prueba. Dado que las
se puede evaluar mejor y la variación en las formas de las
curvas se pueden ver en términos del patrón asociado de
presiones de poro son cero en las pruebas drenadas, las
cambios de presión de poro. Además, la relación de tensión
relaciones de tensión máxima corresponden a falla del
efectiva máxima, que a menudo se considera que representa
mismo modo que la tensión desviadora máxima constituye
falla, es decir, las ocurrencias de falla así como la
la falla en ensayos triaxiales, se puede evaluar directamente
a partir de estos diagramas.
deformación a falla son idénticas ya sea que se evalúen en
términos de relación de tensión o estrés desviador. La vari
Tenga en cuenta que la relación de tensión efectiva máxima
La ación en la resistencia máxima con presión de
confinamiento indica la naturaleza de la envolvente de falla curva.con mayor frecuencia no ocurrirá al mismo tiempo que la
tensión desviadora máxima en pruebas no drenadas.
lope discutido en la Sección 2.3. La variación en las formas
de las curvas tensión­deformación se puede ver en términos
del patrón de deformación volumétrica asociado que se
A partir de estos diagramas también se pueden determinar las
muestra en la figura 2.28(b).
de tensión efectivas máximas.
Para estudiar la variación en las proporciones de vacíos
en pruebas drenadas, la deformación volumétrica se puede
deformaciones axiales necesarias para alcanzar las relaciones
El desarrollo de presiones de poro puede verse en vista
de la magnitud de la tensión desviadora que produjo la
convertir en cambios en la proporción de vacíos y agregarse
presión de poro.
al valor inicial de acuerdo con la ecuación. (2.48). La
Skempton (1954) propuso la expresión ampliamente
proporción de vacíos se traza por separado o junto con la
utilizada para el cambio en la presión de poro Δu como
Machine Translated by Google
44 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a) 6.0
Arena del río Sacramento
5.5
relación de vacíos inicial = 0,61
5.0
σ3=(100)kPa
4.5
(300)
(1050)
4.0
(2000)
3.5
,nlaónpiócicias/n1
)lne3e
iσ
reR
σ
d(t
p
(2990)
(4010)
3.0
(14000)
2.5
2.0
1.5
1.0
0
5
10
15
20
25
30
35
40
30
35
40
Deformación axial, (%)
5
(b) 0
­15
10
15
20
25
σ3=(100)kPa
–10
(300)
–5
n,a
óciciratm
ém
rou)fle%
oDv(
(1050)
0
(2000)
(2990)
(4010)
5
10
(14000)
15
Figura 2.28 (a) Comportamiento tensión­deformación normalizado y (b) relaciones de cambio de volumen para una serie de
pruebas drenadas en arena densa del río Sacramento. Reproducido de Lee y Seed 1967 con autorización de ASCE.
relacionado con el cambio en la presión de confinamiento
Δσ3 , total y el cambio en la tensión axial total, Δσ1 :
∆u B =
∆
σ3 ∆+
A (σ 1
σ) 3− ∆
(2.53)
A (∆ σ 1
− ∆σ 3 )
(2.54)
que multiplicado da:
∆u B =
∆σ 3 +
en el que B y A (=
AB son empíricamente) obtuvieron
parámetros de presión de poro. Lo útil
La validez del parámetro B se analiza en el Capítulo 6.
La variación del parámetro Ā se calcula a partir de los
resultados experimentales según:
∆ tu
A =
(2.55)
∆ σ∆ 1 − σ 3
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 45
(a)
6
σ3= 2,00 kg/cm2
ei= 0,61
5
n,ónióciasl/ne3
1eeR
σ
dt
4
3
~ H/D = 2,7
2
~ H/D = 1,0
sin lubricación
tapa y base lubricadas
1
(b)
6
σ3= 2,00 kg/cm2
ei= 0,81
5
n,ónióciasl/ne3
1eeR
σ
dt
4
3
2
1
(C)
nó,sicoaícleeaR
dv
e
0,9
emáx= 0,87
0,8
0,7
0,6
emin= 0,58
0
10
20
30
40
Deformación axial, ε1 (%)
Figura 2.29 Comparación de (a) relaciones tensión­deformación, (b) relación tensión­deformación y (c) cambios en la relación
de vacíos en ensayos de compresión triaxial en muestras con H/D = 1,0 y 2,7 para arena densa y suelta de Santa Mónica Beach
( después de Lade 1982a).
Dado que la presión de confinamiento rara vez cambia en
pruebas sin drenaje en muestras completamente
saturadas, el denominador se puede escribir como:
∆σ
∆ 1−
σ 3 = ∆( σ 1 − σ 3 )
(2.56)
Las variaciones de Ā en pruebas no drenadas consolidadas
isotrópicamente en arcilla normalmente consolidada y en
arcilla sobreconsolidada se ejemplifican en las figuras
2.30(b) y 2.31(b), respectivamente. Típicamente,
 primero aumentará y luego disminuirá en un suelo que
tiende a dilatarse (arena densa, muy sobre­
arcilla consolidada) como se muestra en la Fig. 2.31(b), o Â
puede disminuir ligeramente o aumentar aún más, pero a un
ritmo más bajo para suelos que tienden a contraerse durante
el corte (arena suelta, arcilla normalmente consolidada), como
se muestra en la figura 2.30(b).
Las magnitudes de Ā en el momento de la falla (Āf ) para
muestras completamente saturadas dependen principalmente del suelo.
Machine Translated by Google
46 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
4
σ3= 170kPa
3.5
σ3= 250 kPa
σ3= 300 kPa
3
2.5
n,aónviócitiacs/le
n
′e3
1efeR
σ
dt
e
2
1.5
1
0,5
0
0
5
10
15
20
25
Deformación axial (%)
(b)
0,9
σ3= 250 kPa
0,8
0,7
0,6
A
σ3= 170kPa
0,5
σ3= 300 kPa
0,4
0.3
0,2
0.1
0
0
5
10
15
20
25
Deformación axial (%)
Figura 2.30 Comportamiento normalizado de (a) tensión­deformación y (b) comportamiento de presión de poro de materiales consolidados isotrópicamente.
Ensayos de compresión triaxial sin drenaje sobre caolinita plástica Edgar normalmente consolidada. Los mismos resultados que se muestran en la Fig.
2.19. Tenga en cuenta que la secuencia de curvas está desordenada.
tipo y el ratio de sobreconsolidación. El valor de Af puede
Otros ejes de tensión
ser mayor que 1,0 para condiciones normalmente con
arcillas solidadas, sensibles y arenas sueltas ensayadas
a altas presiones de confinamiento, y puede ser tan bajo
como ­0,5 para arcillas muy sobreconsolidadas y arenas
densas ensayadas a bajas presiones de confinamiento.
seguro. Para arcillas normalmente consolidadas,
insensibles y ligeramente sobreconsolidadas, el valor de
deformación axial en compresióntriaxial, ε1 , se ha
empleado en la abscisa. A veces puede resultar útil
evaluar los datos de la prueba en términos de esfuerzos
cortantes octaédricos y deformaciones cortantes. El
Āf suele estar entre 0,5 y 1,0.
En todos los diagramas analizados anteriormente, la
esfuerzo cortante octaédrico para la compresión triaxial
se reduce a un valor proporcional al esfuerzo desviador medido.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 47
(a)
3.5
OCR = 2,0
3
OCR = 15,0
OCR = 5,0
2.5
OCR = 1,0
2
n,aónviócitiacs/le
n
′e3
1efeR
σ
dt
e
1.5
σ3 máx.
1
′
= 300 kPa
0,5
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Deformación axial (%)
(b)
1
0,8
0,6
OCR = 1,0
A
0,4
0,2
OCR = 2,0
0
0
5
10
15
20
25
35
30
–0,2
OCR = 5,0
–0,4
OCR = 15,0
–0,6
Deformación axial (%)
Figura 2.31 Comportamiento normalizado de (a) tensión­deformación y (b) comportamiento de presión de poro de materiales consolidados isotrópicamente.
Ensayos de compresión triaxial sin drenaje en caolinita plástica Edgar sobreconsolidada. Mismos resultados que los que se muestran en la Fig. 2.20.
(ver Sección 2.7). La deformación por corte octaédrica se
define como:
γ oct =
2
3
( ε 1 ) −ε 2
2
+ ­ ε( 2
2
ε 3 ) + −ε(3
2
ε1 )
(2.57)
ε=3 (esto es correcto
Para ensayos triaxiales en losε que
2
para muestras isotrópicas o anisotrópicas cruzadas
con eje de simetría vertical):
γ oct =
22
3
(
ε 1 ) −ε 3
(2.58)
en el que ε3 puede determinarse a partir de la ecuación. (2.17) para
deformaciones grandes y de la ecuación. (2.18) para deformaciones
pequeñas.
La deformación por corte máxima que se produce en la
muestra triaxial se puede determinar a partir del círculo de
Mohr para las deformaciones que se muestran en la figura 2.32:
γ
máximo
= ­ ε( 1
ε3 )
(2.59)
Esta cantidad también se puede utilizar en la abscisa
del diagrama tensión­deformación.
Machine Translated by Google
48 Ensayos Triaxiales de Suelos
γ/ 2
Dado que las deformaciones cortantes en todos los casos son proporcionales
γmáx / 2
cional a la deformación axial, ε1 , la tensión principal–
Los diagramas de deformación principales para ensayos no
drenados con εv = 0 también pueden considerarse
diagramas de esfuerzo cortante­deformación cortante, que
pueden usarse para determinar los módulos de corte y la distensión.
ε
trabajo torcional.
ε1
ε3
2.2.4 Comportamiento normalizado de tensión­deformación
Los diagramas derivados de relación de tensión efectiva­
deformación y Ā­deformación discutidos anteriormente son,
en cierto sentido, diagramas normalizados en los que la desviación
Figura 2.32 Círculo de Mohr para deformaciones en una
muestra triaxial con expansión volumétrica.
Otra expresión para la deformación por corte surge del
El estrés del motor y la presión de poro han sido nor
malizado sobre la base de la presión de confinamiento
y el incremento de tensión
efectiva actual σ3
del desviador actual , respectivamente. Sin embargo, el
término “comportamiento tensión­deformación normalizado”
cálculo de la cantidad de trabajo requerido para cortar una
ha ganado particular aceptación en relación con los
muestra triaxial.
ensayos en arcilla (Ladd y Foott 1974). Para ensayos
El incremento en el trabajo invertido por unidad de volumen
triaxiales consolidados no drenados sobre arcilla con OCR
constante, la tensión del desviador y la presión de poro en
de la muestra se expresa como:
dW = σ re
ε 1 reσ+2
1
ε + σ2 3 d ε 3
(2.60)
consolidación isotrópica inicial , σc ′. Normalización de
σ 2 = σ 3 y dd = esta
ε 2 ecuación
ε3
puede ser
Para reducido y expresado en términos de cantidades
determinadas en el ensayo triaxial:
dW = σ mv d ε + ­ σ( 1
σ3)
2
3
(
d ε 1 − reε 3 )
(2.61)
El segundo término expresa el trabajo de distorsión y
puede obtenerse convenientemente a partir de un
diagrama de tensión desviadora versus deformación
cortante definido como:
γ =
2
3
−
( ε1
ε3)
una deformación dada son proporcionales a la presión de
(2.62)
dichos datos de prueba sobre la base de σc
′ por lo tanto produce curvas de tensión­deformación
y presión de poro casi idénticas, como se muestra en la
Fig. 2.33 para caolinita plástica Edgar normalmente
consolidada (OCR = 1) y en la Fig. 2.34 para
sobreconsolidada (OCR > 1).
Se puede obtener un comportamiento tensión­deformación
normalizado similar pero diferente a partir de ensayos drenados
en arcilla.
De hecho, las curvas tensión­deformación normalizadas
no son completamente idénticas. Para un valor dado de
OCR, forman un patrón de tensión desviadora normalizada
máxima decreciente y máxima decreciente.
Presión de poro normalizada máxima con presión de
Las tres medidas de deformación cortante son proporcionales.
ε 3Para pruebas sin drenaje en suelo
saturado, ( 1ε − ).
consolidación creciente. Este patrón consistente de
comportamiento se relaciona con la envolvente de falla curva.
la deformación volumétrica es cero (εv = 0). Usando la
lope obtenido para la mayoría de los suelos.
expresión de deformación pequeña para ε3 en la ecuación.
(2.18), las tres expresiones para la deformación cortante quedan:
γ oct =
γ
2 ε1
=
máximo
3
2
γ = ε1
(2.63)
Los diagramas tensión­deformación normalizados, en
los que se emplea la presión de consolidación inicial , σc ′,
para normalizar la tensión desviadora, son particularmente
útiles para la evaluación del comportamiento no drenado
ε1
(2.64)
de la arcilla. Los diagramas en los que se ha obtenido la
relación de tensión efectiva a partir de la presión de
(2.65)
confinamiento efectiva actual son
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 49
(a)
1.2
σ3= 170kPa
σ3= 250 kPa
1
σ3= 300 kPa
,odraozdzila
reim
v–
/u)s1rf3
so
eσE
σ
d
n
c(
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0
5
10
15
20
25
Deformación axial (%)
(b)
0,7
0,6
σ3= 170kPa
σ3= 300 kPa
0,5
σ3= 250 kPa
,adaznila
óm
iasouer3o
gr/P
e
σ
a
d
p
n
u
c
0,4
0.3
0,2
0.1
0
0
5
10
15
20
25
Deformación axial (%)
Figura 2.33 Comportamiento normalizado de (a) tensión­deformación y (b) comportamiento de presión de poro de materiales consolidados isotrópicamente.
Ensayos de compresión triaxial sin drenaje sobre caolinita plástica Edgar normalmente consolidada. Los mismos resultados que se muestran en la Fig.
2.19. Tenga en cuenta que una prueba está fuera de secuencia.
más útil para la evaluación del comportamiento del suelo en
términos de tensiones efectivas.
Información adicional sobre normal
El comportamiento personalizado se presenta en el
Capítulo 8 y puede obtenerse de Henkel (1960), Parry
(1960), Ladd y Foott (1974), Poulos (1978), Mayne (1985,
1988) y Mayne y Stewart (1988).
Todos estos artículos tratan del comportamiento
normalizado de la arcilla. Los conceptos de normalización
Las mediciones de presiones de poro y deformaciones
volumétricas en ensayos sobre arenas no son útiles porque
no produzca conjuntos únicos de curvas. Sin embargo,
las presiones de poro y las deformaciones volumétricas
en tales pruebas siguen patrones propios que pueden
reconocerse a partir de los diagramas básicos.
2.2.5 Patrones de comportamiento del suelo –
reconocimiento de errores
Los patrones de tensión­deformación y presión de poro
exhibidos en diagramas derivados o normalizados son
particularmente útiles para el reconocimiento de errores.
Machine Translated by Google
50 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
1
OCR = 1,0
0,9
0,9
OCR = 2,0
0,7
OCR = 5,0
0,6
OCR = 15,0
,odraozdzila
reim
vus1rfso
eσE
d(
n
–
0,5
0,4
0.3
σ3cmáx = 300 kPa
0,2
0.1
0
0
5
10
20
15
25
30
Deformación axial (%)
(b)
0,6
0,5
OCR = 1,0
0,4
0.3
σ3cmáx= 300 kPa
,adazxnia
la
óm
m
isocer3o
er/P
σ
d
p
n
u
0,2
OCR = 2,0
0.1
0
0
5
10
15
20
25
30
0.1
OCR = 5,0
–0,2
OCR = 15,0
–0,3
Deformación axial (%)
Figura 2.34 Comportamiento normalizado de (a) tensión­deformación y (b) comportamiento de presión de poro de materiales consolidados isotrópicamente.
Ensayos de compresión triaxial sin drenaje en caolinita plástica Edgar sobreconsolidada. Mismos resultados que los que se muestran en la Fig. 2.20.
o anomalías en los resultados de las pruebas. En estos diagramas
Los errores también pueden reconocerse a partir de las
las curvas se acercan entre sí. Por lo tanto, cualquier desviación
trayectorias de tensión trazadas en diagramas p
en el patrón puede reconocerse fácilmente y puede justificarse
Las trayectorias de tensión son particularmente sensibles en
q (ver Sección 2.4).
una inspección más cercana de los datos de prueba que no se
deformaciones pequeñas y pueden indicar problemas
ajusten al patrón general. Las presiones de poro y las
experimentales que de otro modo no se detectarían y que podrían
requerir atención.
deformaciones volumétricas en pruebas triaxiales en arena no se
ajustan a los patrones que se utilizan.
Existen numerosas razones por las que los experimentos
pueden no producir resultados satisfactorios. Nunca se puede
Es útil para la normalización, pero sus patrones se pueden
observar en los diagramas básicos.
descartar la dispersión natural en los resultados de las pruebas
realizadas con muestras extraídas del campo. Bruto
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 51
Se pueden anticipar desviaciones de los patrones esperados de
Por lo tanto, esta definición implica la superficie más externa,
comportamiento del suelo sobre la base de la inspección de la
medida lejos del estado de tensión hidrostática. Esto requiere que
muestra durante y después de la preparación, así como después
el punto máximo de la curva tensión­deformación se utilice para la
ubicación de la superficie de falla.
de que se haya completado la prueba (ver Capítulos 5 y 8). Pero
los errores causados por las técnicas y procedimientos de prueba
pueden eliminarse si se reconocen. Por lo tanto, es deseable
identificar las razones por las cuales una prueba triaxial en
particular aparentemente produjo resultados anómalos.
Es posible que algunos suelos no presenten un pico de tensión.
curva de deformación. Para tales casos, la resistencia puede
definirse arbitrariamente de acuerdo con alguna regla que puede o
no estar relacionada con la geotecnia particular.
Las posibilidades de errores son demasiado numerosas para
estructura cal a analizar. La Figura 2.36 muestra ejemplos de
enumerarlas, pero en la figura 2.33 se muestra un ejemplo para
demostrar la utilidad de los métodos derivados y nor
suelos cuya tensión:
diagramas malizados en la detección de errores. La pat
Las curvas de deformación no muestran valores máximos de tensión.
Los términos de las curvas tensión­deformación indican claramente
un comportamiento anómalo para una prueba en el diagrama.
Tenga en cuenta que los efectos de los errores sistemáticos,
como la restricción del extremo debido a la fricción en la tapa y la
posibles definiciones de resistencia que pueden emplearse para
Habiendo determinado las fortalezas de los individuos
En pruebas individuales, estas resistencias se combinan para
formar una envoltura de falla para el suelo. La envolvente de falla
se describe entonces mediante la expresión matemática que mejor
base, no se pueden descubrir a partir de la normalización.
se aproxima a la envolvente.
zación, porque tales errores tenderán a superponer sus propios
pendiente o cuál es más fácil de utilizar en los análisis de la
errores sistemáticos y variados.
estructura geotécnica, o ambos.
efectos posibles sobre los datos de la prueba.
2.3 Diagramas de fuerza
2.3.2 Concepto de falla de Mohr­Coulomb
Coulomb (1776) propuso en 1776 que la resistencia al corte de un
2.3.1 Definición de fortalezas efectivas y totales
suelo se puede expresar en la forma:
τ = +c σ
Las resistencias obtenidas de los ensayos triaxiales pueden
bronceado
(2.66)
donde τ es el esfuerzo cortante máximo y σ es el esfuerzo normal
expresarse como la tensión desviadora máxima o pueden evaluarse
en el plano de falla. El parámetro c es la cohesión y φ es el ángulo
en términos de la relación de tensión efectiva máxima. Estas dos
de fricción del suelo, ambas constantes empíricas se determinarán
cantidades se emplean con mayor frecuencia. Son sinónimos y
a partir de los resultados de los experimentos. Esta relación
ocurren simultáneamente en pruebas drenadas. En ensayos no
empírica forma una línea recta en un τ−σ
drenados normalmente no ocurren al mismo tiempo, como se
muestra en la Fig. 2.35, y tienen diferentes significados y
desempeñan diferentes roles en relación con los análisis de
estructuras geotécnicas.
diagrama como se muestra en la Fig. 2.37.
En 1882, Otto Mohr (1882) presentó el concepto
Concepto del círculo de Mohr según el cual el estado de tensión
en cualquier cuerpo 2D o tridimensional (3D) se puede expresar
Normalmente, la relación de tensión efectiva máxima se emplea
para definir la envolvente de resistencia efectiva y la tensión
desviadora máxima se utiliza para determinar la resistencia no
drenada. Sin embargo, estas definiciones no son del todo
consistentes.
gráficamente como se revisó para condiciones 2D en la Sección
2.1.7 y se indica para condiciones 3D en la Fig. 2.38.
Los dos conceptos de tensión de falla, de Coulomb y de Mohr,
se pueden combinar trazando los círculos de Mohr correspondientes
a las tensiones de falla y trazando una línea recta de mejor ajuste
Una envolvente o superficie de falla es más consistente.
tangencial a los círculos de Mohr. Esta línea recta, que forma una
Definitivamente se define como “el lugar de los puntos de tensión que
envoltura para los círculos como se muestra en la figura 2.39, es
Es una línea, curva o superficie que separa las tensiones que se
pueden alcanzar de las que no se pueden alcanzar para un material
entonces expresable mediante el criterio de Coulomb.
determinado”.
Machine Translated by Google
52 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(σ1 – σ3) (kPa)
400
(σ1 – σ3)máx
φ′ = 27,8° @ ε1 = 8,5%
300
200
σ′ 3c= 500 kPa
100
Wf = 37,26%
ε1(%)
0
0
5
10
20
15
25
(b)
Δu (kPa)
400
300
200
100
ε1(%)
0
0510 15
(C)
σ′1
20
25
σ′3
σ′1
3
2
σ′3
φ′ = 27,8° @ ε1 = 14,3%
máximo
σ′3c= 500 kPa
Wf = 37,26%
ε1(%)
1
0
5
10
15
20
25
Figura 2.35 (a) Relaciones tensión­deformación, (b) presión de poro y (c) relación tensión­deformación de pruebas de compresión triaxial no
drenada en caolinita plástica Edgar. Tenga en cuenta que los valores de (σ1 – σ3 )
Este constituye el origen del Mohr­
Criterio de falla de Coulomb. Se deriva enteramente
de observaciones, es empírico, a menudo se ajusta
bien a los datos experimentales y proporciona una
representación simple de la falla en suelos que se
emplea en numerosos procedimientos de análisis de
estabilidad.
máximo
y (σ1 /σ3 )
ocurren con diferentes deformaciones axiales.
máximo
El esfuerzo principal intermedio σ2 está ubicado
entre σ1 y σ3 , y los dos círculos más pequeños que
se muestran en la figura 2.38 están debajo del círculo
grande que abarca el diámetro (σ1 −σ3 ). Los círculos
más pequeños no tocan ni empujan la zona de falla.
lope más lejos, y esto sugiere, de acuerdo­
acuerdo con el concepto de falla de Mohr­Coulomb,
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 53
(a)
(C)
s′ 1
s′ 1
σ′3 o (σ1 – σ3)
σ′3 o (σ1 – σ3)
asíntota limitante
ε
ε1
Tensión limitante
(b)
(d)
s′ 1
s′ 1
σ′3
σ′3
o (σ1 – σ3)
o (σ1 – σ3)
módulo limitante
Curvatura máxima
ε1
ε1
Figura 2.36 Posibles definiciones de resistencias de suelos sin tensión máxima: (a) asíntota limitante; (b) módulo límite; (c)
limitar la tensión; y (d) en curvatura máxima.
Criterio de falla de Coulomb
τ
σ1
τ = c + σ . bronceado φ
φ
σ2
σ3
τ
C
Figura 2.37 Criterio de falla de Coulomb para suelos
mostrado en un diagrama σ–τ .
σ
σ3
σ2
σ1
que la tensión principal intermedia no tiene
influencia sobre la resistencia de los suelos.
Por lo tanto, la tensión principal intermedia a
menudo se ignora y solo se considera la tensión
desviadora, (σ1 −σ3 ), obtenida de ensayos de
Figura 2.38 Círculo de Mohr para el estado de tensión 3D (no
necesariamente en el momento del fallo).
compresión triaxial en los que σ2 = σ3 . Experimental
σ
Machine Translated by Google
54 Ensayos Triaxiales de Suelos
Los resultados, sin embargo, muestran una marcada
2.3.3 Mohr­Coulomb para compresión
influencia de la tensión principal intermedia tanto en el
comportamiento tensión­deformación como en la fuerza.
Esto se discutirá en el Capítulo 11.
triaxial
φ
τ = c + σ . bronceado φ
τ
σ
C
σ3
σ1
Figura 2.39 Criterio de falla de Mohr­Coulomb para suelos.
La falla está asociada con un plano particular inclinado
formando un ángulo α con el plano σ1 −, como se indica
en la figura 2.40(a). Sólo en este plano las tensiones
representan un punto en la envolvente de falla, como
se muestra en la figura 2.40(b). Esto puede confirmarse
considerando el origen de los aviones (ver Sección
2.1.7). Entonces se puede determinar el valor de α
como se ve en la figura 2.40(b).
En realidad, un número infinito de planos que forman
ángulos de 45°+φ/2 con el plano σ1 son igualmente
críticos, y se puede formar más de un plano de falla en
una muestra.
(a)
σ1
Plano de falla
τα
σ3
σα
α
σ1–plano
(b)
τ
φ
B
τα
2α
α
A
σα
σ
C
Polo para triaxial
muestra de compresión
Del triángulo ABC: 2α = 90 + φ
α = 45 +
φ
2
Figura 2.40 (a) Muestra triaxial con plano de falla y (b) tensiones en el plano de falla y orientación del plano de falla
en una muestra triaxial.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 55
τ
B
r=
σ1 – σ3
2
σ
C
φ
A
C
σ3
σ1
σ1 +σ3
c ˙ cuna φ
2
σ1 – σ3
r=
Del triángulo ABC:
=
s1 + s3
2
2
σ1 – σ3
+ c ˙ cuna φ ˙ pecado φ
= (σ1 + σ3) ˙ sen φ + 2c ˙ cos φ
1 + pecado φ
σ1 = σ3˙ _
1 – pecado φ
+ 2c˙ _
porque φ
1 – pecado φ
Figura 2.41 Derivación del criterio de falla de Mohr­Coulomb.
A partir de la geometría del círculo de Mohr y la
superficie de falla, el criterio de falla de Mohr­Coulomb
Representación de Mohr­Coulomb
de envolvente de falla
El rión se puede derivar como se muestra en la figura 2.41:
σ1
=
σ
1+
3
1−
pecado
c +2
pecado
porque
1−
Envoltura de falla curva real
τ
Rango de σ
(2.67)
φ
pecado
o por sustitución trigonométrica:
C
σ 1 = σ tan 3
2
()22+
an(
c 45° +t /
45° + 2 /
σ
σ3
σ1
) (2,68)
Para determinar los parámetros del material cy φ , se
realizan tres o más ensayos de compresión triaxial. Los
resultados se representan en un diagrama de Mohr y se
dibuja la envolvente de falla para encontrar cy φ , como
se muestra en la figura 2.42.
Los valores de cy φ no son propiedades del suelo,
sino simplemente parámetros convenientes utilizados
para expresar la variación de la resistencia al corte con
tensión normal según las ecuaciones (2.66), (2.67) y
(2.68). La línea recta que proporciona la mejor
representación y por tanto las mejores elecciones de cy
φ depende de :
1. El suelo, el tejido de su estructura veteada intacta.
tura, su densidad seca inicial y su contenido de agua.
Figura 2.42 Determinación de cy φ a partir de los resultados
de tres ensayos de compresión triaxial.
2. El tipo de prueba
3. El rango de presiones en el campo (porque la envoltura
de falla real está curvada como se indica en la figura
2.42)
Por lo tanto, cada uno de estos elementos debe repro
ducido correctamente en los ensayos triaxiales.
2.3.4 Envolvente de falla curva
Hay mucha evidencia que demuestra que las envolturas
de falla reales de los suelos se curvan en un amplio rango
de tensiones normales. La figura 2.43 muestra un esquema
Machine Translated by Google
56 Ensayos Triaxiales de Suelos
tangente vertical en el eje τ. Así, el empi
expresión cal en la ecuación. (2.69) puede ser
adecuada para la descripción de la envolvente de falla
curva en el diagrama de Mohr, y es conveniente usarla
para análisis de estabilidad en los que el esfuerzo
cortante se describe como una función del esfuerzo
Envolvente de falla típica
τ
Cóncavo
Convexo
Derecho
σ
Figura 2.43 Envoltura de falla típica con secciones
cóncavas, convexas y rectas.
diagrama de una envolvente de falla típica en una
amplia gama de tensiones normales. La envolvente de
falla es cóncava hacia el eje σ en el rango de tensiones
normales bajas a medias altas. En tensiones más altas
se vuelve convexo y luego recto.
resulta volverse lineal con una pendiente constante a
través del origen. Los valores de tensión normales en
la transición entre estas secciones de la envoltura de
falla dependen principalmente de la densidad relativa
del suelo y la resistencia de los granos.
Se producen grandes cantidades de trituración de partículas
con tensiones elevadas donde la envolvente de falla es lineal.
Las tensiones normales de importancia en ingeniería
se limitan con mayor frecuencia al rango en el que la
envolvente es cóncava hacia el eje σ.
Mientras que el criterio de Mohr­Coulomb puede
describir la envolvente de falla con suficiente precisión
en un rango limitado de tensiones normales, se puede
obtener una mejor descripción ajustando una función
de potencia del siguiente tipo:
τ
=
ap
σ + dp
a
pag
b
a
(2.69)
a
en el que a (>0), b (0 ≤ b ≤ 1) y d (≥0) son dimensiones
constantes sin tensión, y pa es la presión atmosférica
en las mismas unidades que τ y σ. El valor de d pa
expresa la resistencia a la tracción del suelo.
Para b = 0 la envolvente es horizontal y =
aτpa
indica la resistencia al corte constante. Para b=1, la
ecuación. (2.69) se reduce al criterio de falla de Mohr­
Coulomb con tan= a y c =
d pa tan. Para 0 < b <
1 la envolvente de falla se curva con una
normal en el plano de falla.
Dado que τ y σ son tensiones en el plano de falla
en la muestra triaxial, corresponden a las tensiones a
las cuales el círculo de Mohr toca la envoltura de falla.
Estas tensiones no se miden.
gurado en la prueba triaxial. Sin embargo, la
determinación de parámetros no parece ser muy sensata.
tivo a valores estimados con precisión de τ y σ.
Esto se indica en el siguiente ejemplo.
Los parámetros del material para la ecuación. (2.69)
se determinan tomando el logaritmo de ambos lados:
τ
registro
=
( )registro
+ab
iniciar sesión
pag
a
σ + dp
pag
a
(2,70)
a
Esta expresión describe una línea recta en un diagrama
log­log. Por lo tanto, los valores de τ/pa y ( a )/p se
σ línea
trazan
en un diagrama log­log +
d pa y se ubica la
recta que mejor se ajusta. La intersección de esta
recta con ( a )/p = 1 es el valor de a, y b es la pendiente
σ
geométrica
+
d pa de la recta.
Los valores de τ y σ que se utilizarán para trazar se
pueden estimar a partir de los círculos de Mohr en una curva τ–σ.
diagrama. La Figura 2.44 muestra un ejemplo de un
suelo sin resistencia a la tracción (d = 0). Las mejores
estimaciones de τ y σ se obtienen trazando una
envolvente curva a los círculos y leyendo los valores
de τ y σ en los puntos tangentes o más cercanos,
como se indica en los puntos B de la figura 2.44. Para
evaluar la sensibilidad de la determinación del
parámetro, se han indicado y utilizado dos puntos
adicionales en cada círculo (A y C) en el siguiente
procedimiento.
Los valores de τ/pa y σ/pa enumerados en la figura
2.44 se representan luego en el diagrama log­log de la
figura 2.45. Aunque los puntos B de los tres círculos
representan la mejor estimación de los puntos
tangentes, la figura 2.45 indica que los puntos A y C
también están ubicados cerca de la línea recta en este diagrama.
El procedimiento para la determinación de parámetros es
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 57
τ (kPa)
A
B
C
100
Círculo
Punto
τ/pa
s/pa
1
A
B
0,22
0,32
0,42
0,08
0,14
0,20
2
A
B
0,68
0,76
0,84
0,50
0,60
0,70
1.38
1.44
1,50
1,58
3
A
B
C
A
antes de Cristo
C
C
B
A
12
s (kPa)
3
100
200
C
1,70
1,82
300
Figura 2.44 Ubicaciones de puntos óptimos en los círculos de Mohr para ajustar la envolvente de falla curva.
3.0
Círculo 3
ABC
Círculo 2
1.0
AB
C
a = 1,02
τ/pa
Círculo 1
C
b = 0,60
B
0.3
A
0.1
0,03
0.1
0.3
1.0
3.0
1.0
s/pa
Figura 2.45 Diagrama log­log de τ/pa frente a σ/pa para determinar la envolvente de falla curva que mejor se ajusta.
por lo tanto, no es muy sensible a estimaciones precisas.
compañeros de τ y σ.
Para suelos con resistencia a la tracción, el procedimiento
Morgenstern 1978; Lade 2010), se han propuesto otras
expresiones para envolventes de falla curvas (por ejemplo,
Baligh 1976; Lade 1977; Hoek y Brown 1980; Maksimovic
para la determinación de parámetros implica una regresión.
1989). Cada una de estas expresa
análisis de sion en el que d pa se suma a σ antes de trazar
en el diagrama log­log. El valor de d pa puede determinarse
siones tiene sus propias ventajas y limitaciones.
como aquel valor que produce la línea recta de mejor ajuste
correspondiente al coeficiente de determinación más alto,
2.3.5 Diagrama p­q del MIT
r2 .
A menudo se realizan más de tres pruebas en un suelo y
Este procedimiento lo presentan con más detalle Lade
resulta bastante difícil pasar la mejor prueba.
(1982b) y Kim y Lade (1984).
ajuste la envolvente de falla tangencialmente a todos los círculos de Mohr.
Mientras que la expresión en la Ec. (2.69) se ha utilizado
con éxito (ver, por ejemplo, Dusseault y
La figura 2.46 muestra un ejemplo de una serie de círculos
de Mohr de pruebas triaxiales. Pasando una línea recta
Machine Translated by Google
58 Ensayos Triaxiales de Suelos
Tangencial a algunos y a través de otros círculos para obtener
pag
el mejor ajuste con todos los datos de prueba no es fácil.
Es mucho más fácil trazar una línea a través de una
serie de puntos, incluso si están dispersos. Para ello,
cada círculo de Mohr puede representarse por su punto
superior, que tiene las coordenadas (ver figura 2.47):
q=
σa
=
−
2
σa +σr
=
2
(= +q σ 3
σa
−
2
σ rσ+ = r+ q σ r
) para compresión triaxial (2.72)
Estos puntos superiores luego se trazan en un diagrama p­q.
gramo como se muestra en la figura 2.48. La expresión
del criterio de falla de Mohr­Coulomb en términos de p
y q se obtiene en la figura 2.47:
σr
2
σ1 − σ3
=
qp =
para compresión triaxial (2.71)
pecado
c+
c os
(2.73)
En esta expresión sinφ representa la pendiente y c
cosφ representa la intersección de la línea recta con el
eje τ. La determinación de cy φ se demuestra en la
figura 2.48 .
La línea recta que mejor se ajusta en el diagrama p­q
puede determinarse mediante un análisis de regresión lineal.
τ
hermana. En la Sección 2.5 se revisa el procedimiento
?
correcto para un análisis de regresión en un diagrama p­q .
Mejor ajuste ?
El diagrama p­q que se analiza aquí a menudo se
denomina diagrama de Mohr modificado. Sin embargo,
el empleo de este diagrama para mostrar trayectorias
de tensión así como datos de resistencia ha sido
popularizado en gran medida por el grupo de mecánica
de suelos del MIT (Lambe 1964; Lambe y Whitman
1979), y para distinguirlo del diagrama p­q.
?
?
σ
Figura 2.46 Círculos de Mohr obtenidos de una serie de ensayos
de compresión triaxial. La localización de la envolvente de fallo
de mejor ajuste es difícil.
Como se analiza a continuación, aquí nos referiremos a él como el
τ
sobre de mohr
Línea a través de la parte superior
φ
del círculo de Mohr
α
B
r=
C
σ3
A
σ1 – σ3
2
σ1
C
s1 + s3
c ∙ cuna φ
2
Del triángulo ABC:
r=
σ1 – σ3
=
s1 + s3
2
2
σ1 – σ3
s1 + s3
2
=
2
+ c ∙ cuna φ
σ
∙ pecado φ
∙ pecado φ + c ∙ cos φ
q = p ∙ pecado φ + c ∙ porque φ
Figura 2.47 Derivación de la expresión para el criterio de falla de Mohr­Coulomb en términos de p y q.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 59
La mejor línea recta t que representa
σα – σr
q=
cimas de los círculos de Mhor
2
+
Usar puntos de regresión
análisis
+
+
+
+
+
+
+
α
+
Pendiente = tan α = sen φ
+
σα+ σr
Intercepción = c ∙ cos φ
pag =
2
Determinación de c y φ :
φ = arcosen(tan α)
1. Mida α y calcule:
c = interceptar
2. Mida la intersección y calcule:
Figura 2.48 Diagrama MIT p­q con determinación de cy
compresión triaxial.
porque φ
para los resultados de una serie de pruebas de
Diagrama p­q del MIT . Este diagrama también ha
sido denominado diagrama t­s en el que t = p y s = q
(p. ej., Wood 1990).
q = (σa– σr)
Mc
2.3.6 Diagrama p­q de Cambridge
1
1
Otro tipo de diagrama p­q ha sido ampliamente
utilizado y popularizado por el grupo de mecánica de
suelos de Cambridge (ver, por ejemplo, Schofield y
Wroth 1968). Aquí las definiciones de q y p son:
q = −σ(a
)(
σ
pag
=
3
+σ(a
pag
=3
∙(σα + 2σr )
1
r
A mí
σ ) para compresión triaxial
=σ −
1
3
(2.74)
1
línea de falla
c ∙ cuna φ
2σ
r
)=
1
3
σ
a−
(
σ
r
)3 + σ r
1
= + q σ para compresión triaxial
3
3
1
q σ
3= + r
Figura 2.49 Diagrama p­q de Cambridge con
determinación de cy φ para los resultados de una serie de
ensayos de compresión triaxial.
la envolvente de falla de la línea interseca el eje p en
, ese mismo valor de intersección que
pc = −
(2.75)
coto obtenido del diagrama de Mohr. La pendiente de
la línea está indicada por M ( se considera que M es pos
Por lo tanto, p representa la tensión normal media y
(tivo tanto para compresión como para extensión), y
q representa la diferencia de tensión o la desviación.
el criterio de falla en este diagrama se convierte en:
tensión tor en el ensayo triaxial. La figura 2.49
muestra un diagrama de q versus p para compresión triaxial.
(2.76)
q M= ( pc +
cuna )
Condiciones de sión y extensión. el recto
Machine Translated by Google
60 Ensayos Triaxiales de Suelos
Mc =
dq
(σ 1 – σ3)
3 ∙(σ1 – σ3)∙2
=
1
∙ (σ1 + 2σ3)
(σ1 + 2σ3)∙2
3
=
dp'
6∙(σ1 – σ3 )
=
3 ∙(σ1 + σ3) – (σ1 – σ3)
q = (σα– σr )
línea de falla
6∙
Mc =
dq
,
dp′
1
pag′ = 3
3–
(σ1 + 2σ3)
1
σ1 – σ3
σ1 + σ3
Mc =
=
σ1 – σ3
6 ∙ pecado φc
sen φc =
3 – pecado φc
3 ∙Mc
6 + Mc
s1 + s3
φ = 90° : Mcmáx = 3
1
pag′ = 3
Compresión: σ2 = σ3 = σr
= 1
Extensión: σ2 = σ1= σr
3
(σ1 + σ2 + σ3)
(σα + 2σr )
Mc = 1 : φ = 25,4°
Yo =
1
|dq| ,
dp′
Yo =
1
pag′ = 3
|dq|
dp′
6∙
(2σ1 + σ3)
=
σ1 – σ3
3+
6 ∙(σ1 – σ3)
=
(2σ1 + σ3) ∙ 2
3 ∙(σ1 + σ3) + (σ1 – σ3)
σ1 – σ3
s1 + s3
Yo =
= 3 ∙(σ1 – σ3)∙ 2
1
∙(2σ1 + σ3)
3
=
σ1 – σ3
6 ∙ pecado φe
3 + sen φe
sen φe =
3 ∙yo
6 – Yo
s1 + s3
línea de falla
φ = 90° : Memáx = 1,5
Yo = 1 : φ = 36,9°
φ = 25,4° : Me = 0,751
Figura 2.50 Diagrama p­q de Cambridge con líneas de falla en compresión y extensión para cohesión cero.
La Figura 2.50 muestra un diagrama p­q de Cambridge con
El diagrama p­q de Cambridge no está directamente
líneas de falla en compresión y extensión para un suelo sin
relacionado con el diagrama de Mohr, porque en los dos
cohesión. Las pendientes de las líneas de falla están indicadas
diagramas se utilizan diferentes definiciones de p .
por M y están relacionadas con los ángulos de fricción en
compresión, φc y extensión.
2.3.7 Determinación de los parámetros de resistencia
sión, φe , como sigue (véanse las derivaciones en la figura 2.50):
del suelo que mejor se adaptan
Para compresión triaxial:
La forma correcta de determinar los parámetros de resistencia
Mc
=
6
3
pecado
−
pecado
C
(2.77)
C
= arcosen
3
las trayectorias de tensión, que se revisa a continuación.
Por lo tanto, este método se examina al final de la
Sección 2.5.
a partir del cual
C
del suelo que mejor se ajustan depende de la orientación de
METRO
C
6+M
(2.78)
2.3.8 Caracterización de la resistencia total
C
La resistencia total se caracteriza mejor por relaciones
Para extensión triaxial:
A mí
relacionando la resistencia al corte no drenado (parte superior
=
6
3+
del círculo de Mohr) a la presión de consolidación. La rea­
pecado
pecado
mi
(2.79)
El motivo de esta caracterización inequívoca se explica en la
Sección 2.4.2. Esto se puede hacer tanto para consolidación
mi
normalmente como para consolidación excesiva.
a partir del cual
arcillas datadas. Para arcillas normalmente consolidadas, la
mi
= arcosen
3
6
relación entre la resistencia al corte no drenada y la presión
METRO
mi
−
METRO
mi
(2.80)
σc de sobrecarga vertical, σc ′, es su constante (es decir, su /
′= constante), mientras que dicha relación
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 61
No se observa una relación simple para el exceso de control.
traza los estados de tensión medidos externamente a la muestra. Si
arcillas solidificadas.
se utiliza una contrapresión en la prueba (consulte el Capítulo 6), se
pueden mostrar dos trayectorias de tensión total: una indica las
tensiones totales que consisten en los valores reales medidos de la
2.4 Rutas de tensión
presión de la celda y la tensión desviadora; y el otro muestra las
tensiones totales reducidas para la espalda.
Se pueden utilizar ambos tipos de diagramas p­q para mostrar la
trayectoria de tensión seguida en una prueba triaxial.
Para ello, se calculan los valores de p y q .
para conjuntos de datos seleccionados de las ecuaciones (2.71) y
presión.
La magnitud de la contrapresión se puede seleccionar para
producir una saturación total en la muestra. Por lo tanto, la presión
(2.72) para el diagrama p­q del MIT y de las ecuaciones (2.74) y
de la celda, que consiste en la presión de consolidación y la
(2.75) para el diagrama p­q de Cambridge.
gramo. Una vez que los puntos se han trazado en los respectivos
contrapresión, no está relacionada con las condiciones de tensión in
situ.
diagramas p­q , se pueden conectar con curvas suaves o líneas
Las condiciones y la trayectoria de tensión total correspondiente, así
rectas para indicar la trayectoria de tensión seguida en la prueba.
como el punto de máxima tensión desviadora, no tienen ningún
significado particular en relación con la condición de campo.
Cualquier camino de tensión que pueda ser seguido por variaciones
La relación de la presión de la celda y la tensión del desviador en
pruebas triaxiales se puede mostrar en cualquiera de los dos tipos
Por otro lado, la consolidación pres
Las seguridades y las contrapresiones en cada una de una serie de
de diagramas p­q . Esto incluye rutas de estrés pro
pruebas se pueden elegir para que coincidan con las presiones de
producido durante la consolidación isotrópica y anisotrópica
consolidación previas al corte y las presiones de poro en las
dación, así como durante el corte escurrido y no escurrido.
respectivas profundidades en el campo. La separación entre las
trayectorias de tensión total y efectiva es entonces igual a las
presiones de poro in situ. En este caso, las ubicaciones de los puntos
2.4.1 Rutas de tensión drenadas
Las trayectorias de tensión para pruebas de compresión y extensión
de máximas tensiones desviadoras tienen importancia, porque se
combinan para formar una envolvente de falla por tensión total, que
es relevante para un análisis de estabilidad de tensión total.
triaxiales drenadas realizadas con presión de celda constante o con
tensión axial constante se muestran en la figura 2.51 para ambos
Sin embargo, tanto la incertidumbre como la inflexibilidad en el
tipos de diámetro p­q .
análisis están asociadas con las condiciones de campo coincidentes.
gramos. Las trayectorias de tensión que se muestran en el MIT p – q
ciones en términos de tensiones totales. Metapreferible
El diagrama representa la variación de los esfuerzos cortantes y los
Las formas de interpretación de datos y análisis de estabilidad
esfuerzos normales en planos inclinados a 45° con los ejes de
implican relacionar la resistencia al corte no drenado con las
esfuerzos principales, es decir, en los planos de esfuerzos cortantes
presiones de consolidación, tanto en las pruebas como en el campo.
máximos, como se indica.
Por lo tanto, las ubicaciones de las trayectorias de tensión total para
indicado en la figura 2.47. Los puntos superiores en las trayectorias
ensayos sin drenaje con contrapresión generalmente tienen poca
de tensión drenada corresponden a la falla, y estos puntos pueden
importancia práctica.
combinarse para formar una envoltura de falla.
lope como se discutió anteriormente.
La ubicación de la trayectoria de tensión total que se inicia en el
punto de consolidación (correspondiente a una contrapresión cero)
juega un papel en la visualización de las presiones de poro
2.4.2 Rutas de tensión total en pruebas no drenadas
producidas debido al corte.
Esto se analiza a continuación.
Tanto la trayectoria de tensión total como la efectiva para
Las pruebas de lluvia se pueden mostrar en los diagramas p – q .
La Figura 2.52 muestra ejemplos de total y efectivo
2.4.3 Rutas de tensión efectivas en pruebas
no drenadas
Se trazaron trayectorias de tensión activas para una prueba de
compresión triaxial convencional de la UCI en ambos tipos de
De particular interés son las rutas de tensión efectivas seguidas en
diagramas p­q . Un camino de estrés total básicamente
pruebas no drenadas. Estos son
Machine Translated by Google
62 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
q=
(σα – σr)
2
σr decreciente
σα creciente
nóiserpmoC
dq
dp
1
= 1 para σr = constante
Isotrópico inicial
presión
(σα + σr)
pag =
nóisnetxE
=
2 (σα – σr)
2
+ σr
1
dq =
–1 para σr = constante
dp
σr creciente
σα decreciente
σα = σ1 > σr = σ2 = σ3 en Compresión
σα = σ3 < σr = σ2 = σ1 en Extensión
(b)
q = (σα– σr)
σr decreciente
σα creciente
dq
= 3 para σr = constante
nóiserpmoC
1
dp
Isotrópico inicial
1
p = ∙ (σα + 2σr) 3
presión
nóisnetxE
1
= ∙ (σα – σr) + σr
3
1
dq
dp
=–
3
2 para σα = constante
σr creciente
σα decreciente
Figura 2.51 Rutas de tensión para ensayos de compresión triaxial drenada con presión de celda constante (σr ) o con tensión
axial constante (σa ) mostradas en (a) un diagrama p­q del MIT y (b) un diagrama p­q de Cambridge .
trazado sobre la base de los valores de tensión efectiva p′.
Para el diagrama MIT p′­q :
′
r′
pq = + = σ
q
+(
′
σ 1 + σ ′3
=
2
y para el diagrama de Cambridge p′ – q :
′
σ r ) −∆ tu
pag
para compresión triaxial
(2.81)
1
1
r′
q σ r ) −∆ tu
+q = σ + (
3
3
1 ′
1
=
2σ ′ 3 ) para compresión triaxial
+σ(
3
=
(2.82)
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 63
(a)
σ1 – σ3
q=
2
(kPa)
300
200
Camino de estrés total
Camino de estrés efectivo
1
1
100
1
45°
1
Atrás
s1 + s3
presión
pag
0
0
100
200
300
400
500
(kPa)
=2
σ1 ′+ σ3′
600
pag′ = (kPa)
2
(b)
Camino de estrés efectivo
Camino de estrés total
q = (σ1 – σ3) (kPa)
300
71,6°
200
3
100
3
1
1
Atrás
presión
p=
σ1 + 2σ3
3
(kPa)
0
0
100
200
300
400
500
600
σ1 ′+ 2σ3 ′
pag′ = (kPa)
3
Figura 2.52 Rutas de tensión total y efectiva para la prueba CU con contrapresión mostradas en (a) un diagrama p­q del
MIT y (b) un diagrama p­q de Cambridge .
Las definiciones de q indicadas en estos dos ecuaciones
Las ciones son las utilizadas en los diagramas y dadas
por las ecuaciones (2.71) y (2.74), respectivamente. Los
valores de q no se ven afectados por las presiones de
poro. Esto se indica en la figura 2.53(a):
′− ′
q = σ 1 σ 3 = ­ σ( 1 ∆tu _ ) − −σ(3 ∆ ) tu =σ−1 σ 3
(2.83)
La figura 2.53(a) también muestra que la distancia
horizontal entre los puntos superiores del esfuerzo total
y los círculos de Mohr del esfuerzo efectivo es igual a la
presión de poro debida al corte.
Dado que las rutas de tensión total y efectiva son
indicado por estos puntos superiores en el MIT p – q
En el diagrama, la distancia horizontal entre las dos
trayectorias de tensión en este diagrama es igual a la
presión de poro en la muestra, como se muestra en la
figura 2.53(b). Esto también lo indica la Ec. (2.81) según
la cual la diferencia entre p′ y p es igual a Δu. De manera
similar, la ecuación. (2.82) muestra que la diferencia
entre la tensión normal media total y efectiva es igual a
la presión de poro Δu. La figura 2.53(c) ilustra esto para
el diagrama p­q de Cambridge .
Según el patrón de desarrollo de la presión de poro
indicado en la figura 2.53, se puede utilizar un conjunto de
Machine Translated by Google
64 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
τ
Ruta de tensión total
(σ3 = constante)
Camino de estrés efectivo
45°
Δu
Estrés efectivo
Estrés efectivo
círculo de mohr
círculo de mohr
σyσ
σ
'
'
σ3 = σ3
3
σ1
C
'
= σ1 C
σ1
Δu
Δu
(b)
q=
σ1 – σ3
2
Camino de estrés efectivo
Δu
1
1
q
p=
σ1 + σ3
2
'
Pi _
σ1 p =
p=p
i + q – Δu
p=p
+ σ3
'
2
i+q
(C)
q = (σ1 – σ3)
Ruta de tensión total
Δu
(σ3 = constante)
Camino de estrés efectivo
1
3
1
1
q3
Pi _
1 = p'p'i + 3 _ _
1p=p
i+q3
p
= .(σ1
+ 2σ3)
3
p
= .(σ3
1
1 + 2σ3
)
q – Δu
Figura 2.53 Rutas de tensión total y efectiva para la prueba CU que se muestran en (a) un diagrama σ–τ , (b) un diagrama MIT
p–q y (c) un diagrama Cambridge p–q .
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 65
(a)
q=σ1 – σ3
2
1
Un –= 1
Un –
=2
1
Una –= 0
1
1 > A –>
2
12
–1
1
> A –> 0
0 > A –> –
1
= 1Un –
– 1
2
2
2
Una –> 1
45°
45°
1
3
33,7°
pag'
= σ′ 1+σ′ 3
2
Pi _
Un –= –∞
UN –= +∞
(b)
q= (σ1 – σ3)
1
Un –
=2
Una –= 0
Un –= 1
1
1
1>A–
>2
2
Un –=
> A –> 0
0 > A –> –
1
–2
1
2
Una –> 1
3
3
–6
2
sesenta
1
1
1
80,5°
1
y cinco
71,6°
56,3°
50,2°
1
p′ = .(σ′ 1+ 2σ′ 3) 3
Pi _
Un –=
+∞
Un –= –∞
Figura 2.54 Líneas guía para tensiones efectivas basadas en valores de Ā =Δu/Δ(σ1 −σ3 ) mostrados en (a) un diagrama
p­q del MIT y (b) un diagrama p­q de Cambridge .
En los diagramas p′­q se pueden mostrar pautas en términos del
Todos los aspectos de una prueba triaxial, excepto uno, son
parámetro de presión de poro A.
proporcionados por la trayectoria de tensión efectiva que se muestra
La Figura 2.54 muestra líneas a lo largo de las cuales Ā, definida
en un diagrama p′­q . Las deformaciones no se pueden mostrar en
en la ecuación. (2.55), tiene valores constantes. Como se menciona
este diagrama, pero se pueden enumerar valores de deformación
en la Sección 2.2.3, el valor de Ā en el momento de la falla puede
discretos en puntos individuales a lo largo de la trayectoria de la tensión.
ser mayor que 1 para arcillas sensibles y normalmente consolidadas
La Figura 2.55 muestra las deformaciones axiales enumeradas en
y arenas sueltas ensayadas a altas presiones de confinamiento, y
puntos individuales para las pruebas sin drenaje mostradas
Ā puede ser tan bajo como −0,5 para arcillas muy sobreconsolidadas.
previamente en la Figura 2.52. Las deformaciones volumétricas son
arcillas y arenas densas ensayadas a bajas presiones de
cero en esta prueba. La Figura 2.55 indica que las deformaciones
confinamiento. Este rango de valores está dentro del patrón indicado
axiales son pequeñas al comienzo del ensayo (correspondientes a
en la figura 2.54.
una curva tensión­deformación inicialmente pronunciada) y que se
producen magnitudes de deformación muy grandes para
Machine Translated by Google
66 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
q=
σ1 – σ3
2
(kPa)
300
Deformaciones axiales ε1 en %
200
12.41
15.48
9.19
19.41
6.04
100
3.21
1,64
1.01
0,70
0,38
q=
σ 1+σ 3
2
0
0
300
200
100
400
500
(kPa)
600
(b)
q = σ1 – σ3 (kPa)
300
15.48
12.41
19.41
9.19
6.04
Deformaciones axiales ε1 en %
3.21
400
1,64
1.01
0,70
100
0,38
σ 1 + 2σ 3
pag =
0
0
100
200
300
400
500
3
(kPa)
600
Figura 2.55 Rutas de tensión y deformaciones axiales (en %) para la prueba CU en arcilla de caolinita plástica Edgar remodelada y
normalmente consolidada que se muestra en (a) un diagrama p­q del MIT y (b) un diagrama p­q de Cambridge .
cambios más pequeños en la tensión cerca de la parte superior de la
arcilla consolidada y arcilla sobreconsolidada, respectivamente. Los
trayectoria de la tensión correspondientes al aplanamiento de la tensión.
curva de deformación cerca del esfuerzo desviador máximo.
patrones formados por las trayectorias de tensiones efectivas son
Debido a esta distribución de deformación típica, la ubicación de la
Estos diagramas también pueden ser útiles para la detección de
porción inicial de la trayectoria de tensión efectiva es muy sensible a
errores en las pruebas, como se analiza en la Sección 2.2.5.
típicos de los respectivos suelos.
mediciones precisas al comienzo de la prueba, es decir, en la magnitud
de deformación baja.
nititudes. Por lo tanto, es importante medir las cargas verticales y las
presiones de poro simultáneamente.
simultáneamente o con intervalos de tiempo tan cortos como sea posible.
2.4.4 Diagramas p­q normalizados
El diagrama p­q puede normalizarse sobre la base de alguna medida
de la presión de consolidación empleada para cada especie individual.
posible, especialmente al inicio de la prueba.
Ejemplos de rutas de estrés efectivas para personas
hombres. Esto permite una mejor comparación de los datos producidos
Las pruebas de compresión triaxial lluvia se muestran en las figuras
en pruebas con diferentes presiones de consolidación. Normalización
2.56, 2.57 y 2.58 para arena, normalmente
de diagramas p­q pre
Machine Translated by Google
3000
2500
2000
oeoztm
rneaiuxt1fá
rsoσ
m
E
=
–
c(
1500
1000
500
0
0
500
1000
1500
2000
2500 3000 3500 4000 4500
Esfuerzo normal medio = (σ1′ + σ3′)/2 (kPa)
Figura 2.56 Rutas de tensión efectivas de pruebas de compresión triaxial no drenada consolidadas isotrópicamente en
arena suelta del río Sacramento (e = 0,87, Dr = 38%).
200
oeztrneaut1frsoσE
=
–
c(
160
120
80
40
0
0
40
80
120 160
200 240 280 320
Esfuerzo normal medio efectivo = (σ1 ′ + σ3 ′)/2 (kPa)
Figura 2.57 Rutas de tensión efectivas para la prueba ICU en arcilla Edgar Plastic Kaolinita normalmente consolidada mostrada
en un diagrama p­q del MIT .
220
200
180
160
140
oeoztm
rneaiuxt1fá
rsoσm
E
=
–c(
120
100
80
60
40
20
0
0
50
100
150
200
250
300
350
Esfuerzo normal medio = (σ1 ′ + σ3 ′)/2 (kPa)
Figura 2.58 Rutas de tensión efectivas de ensayos de compresión triaxial no drenada en arcilla Edgar Plastic Kaolinita sobreconsolidada
mostrada en un diagrama p­q del MIT .
Machine Translated by Google
68 Ensayos Triaxiales de Suelos
envió ventajas en la interpretación de datos para pruebas
sobre arcilla, pero no mejora la interpretación de pruebas
sobre arena.
Arcilla normalmente consolidada
La definición de pe se demuestra en la figura 2.59.
La figura 2.60 muestra diagramas p
­q normalizados para los
resultados de las pruebas presentados anteriormente en la figura 2.19.
Arcilla sobreconsolidada
Para arcillas normalmente consolidadas, la presión de
consolidación se utiliza para normalizar las tensiones en
ambos ejes. A menudo se utiliza la consolidación
normalización, equivalente para la presión de
La normalización de los datos de prueba para arcilla
sobreconsolidada se puede realizar sobre la base del máximo
Presión de consolidación máxima empleada en cada
prueba o la presión de consolidación equivalente para
pe (Hvorslev 1960). La presión de consolidación
cada muestra. La figura 2.61 muestra un diagrama p ­q
equivalente se define como la presión a lo largo de la línea iso
normalizado para los resultados de la prueba presentados
curva de compresión virgen tropical que corresponde a la
anteriormente en la figura 2.20.
relación de vacíos actual, ya sea que la arcilla sea nor
mal consolidado o sobreconsolidado. El
2.4.5 Curvas vectoriales
Línea de compresión virgen
mi
Se utiliza una curva vectorial para representar los cambios
en las tensiones que conducen a la falla. Por tanto, las curvas
vectoriales son similares a las trayectorias de tensión. Sin
embargo, las tensiones en cuestión son las tensiones
normales y cortantes en el plano en el que finalmente se produce la falla.
Se pueden mostrar curvas de vectores de tensión total y
efectiva.
La figura 2.62 muestra la derivación de la norma
tensiones mal y cortantes que actúan en el plano de falla
(no necesariamente en el momento de falla) inclinado en α
iniciar sesión (p′)
Educación física
Figura 2.59 Diagrama esquemático que ilustra la definición
de presión de consolidación equivalente, pe .
1.2
con el plano σ1 :
′
′
σ = σ +−(σ 3
1
3
F
σ
) porque
2
α
(2.84)
σ3 = 170 kPa = pe′
σ3 = 300 kPa = pe′
1
σ3 = 250 kPa = pe′
,odraozdzila
reim
vusrf′se
o/E
d
n
q
p
0,8
0,6
0,4
0,2
00
0,5
1
1.5
2
Esfuerzo normal medio normalizado, q/pe′
Figura 2.60 Diagrama p ­q de Cambridge normalizado para los resultados de las pruebas en arcilla normalmente consolidada presentados
anteriormente en la Fig. 2.19.
Machine Translated by Google
1.2
1
,odraozdzila
reim
vusrf′se
o/E
d
n
q
p
0,8
0,6
σ3máx′= 300 kPa
OCR = 15,0
0,4
pe′=165 kPa
OCR = 2,0
0,2
OCR = 1,0
pe′= 260 kPa
OCR = 5,0
pe′= 300 kPa
pe′=210 kPa
0
2
1.5
1
0,5
0
Esfuerzo normal medio normalizado, p/pe′
Figura 2.61 Diagrama p ­q de Cambridge normalizado para los resultados de las pruebas en arcilla sobreconsolidada presentados
anteriormente en la Fig. 2.20.
(a)
σ
σ
1
Plano de falla
3
α
(b)
τ
φ
B
τf
α
A
σ
3
C
D
σ
f
σ
σ
1
Del triángulo ABC:
AB= (σ1– σ3) ∙ cos α
Del triángulo ABD: τf =
AB∙ sen α = (σ1– σ3) ∙ cos α ∙ sen α
y
ANUNCIO= σ – σ
f3
σ
f3
=σ
= AB∙ cos α = (σ1– σ3) ∙ cos2 α
+ (σ1– σ3) ∙ cos2 α
Figura 2.62 Derivación de las tensiones normal y cortante en el plano de falla σf y τf para curvas vectoriales. (a) Plano de falla en
la muestra y (b) Círculo de Mohr para tensiones en la muestra.
Machine Translated by Google
70 Ensayos Triaxiales de Suelos
τ F = ­ σ( 1
σ 3 ) en α cos s α
Las curvas vectoriales esquemáticas se muestran en
(2.85)
los diagramas de Mohr para pruebas de compresión
triaxial con y sin drenaje con presión de celda constante
en la figura 2.63. La distancia horizontal entre las curvas
de tensión total y vector de tensión efectiva es igual a la
Estas expresiones son válidas para compresión triaxial.
′ la cual y
= σ ′para extensión
σ 3 ′como
σ 1′ = σ aen
sión en la cual y así
r
′
′
=σ
σ 3 expresada
σ 1′ = σ r ′ .
La orientación del plano de falla
a
presión de poro debida al corte. Esto también lo indica
la Ec. (2.84) según la cual la diferencia entre y σf es
'
igual a Δu.
σf
por α puede estar relacionada con el ángulo de fricción
efectivo, φ , tal que ° 45 +/2 (ver Sección 2.2.3).
α =
′
La deformación y falla en los suelos son causadas por
En cuanto a los diagramas p ­q discutidos anteriormente,
cambios en las tensiones efectivas, no por las tensiones
un conjunto de pautas para el parámetro de presión de poro Ā
totales, y solo el ángulo de fricción efectivo tiene significado. puede mostrarse en el diagrama de Mohr. La figura 2.64
ing en este contexto. Tenga en cuenta que esta expresión
muestra líneas a lo largo de las cuales  tiene valores constantes.
para α se determina a partir del equilibrio de fuerzas considerando Tenga en cuenta que estas pautas forman un patrón
eraciones sin tener en cuenta las tensiones que ocurren
en el suelo. En la literatura se han presentado otras
expresiones para la orientación del plano de falla (por
ejemplo, Hansen 1958; Roscoe 1970; Arthur et al.
1977b; Vardoulakis 1980).
similar al del diagrama p ­q del MIT , pero están
rotadas en sentido antihorario en un ángulo de φ /2. Valor típico
Los valores de Ā para varios suelos se dan en la Sección 2.2.3.
En la figura 2.65 se muestra un ejemplo de curvas
vectoriales para los datos de prueba mostrados anteriormente en
(a)
τ
curva vectorial
φ
α = 45 +
σ
φ
σ
/2
σ 1f
3c= σ3f
(b)
Curva vectorial de tensión total
τ
(σ3 = constante)
Estrés efectivo
Estrés efectivo
círculo de mohr
curva vectorial
Estrés total
círculo de mohr
Δu
α
α = 45 +
σ3
φ
/
2
σyσ
α
σ3= σ3c
= σ1c
σ1
σ1
Figura 2.63 Curvas esquemáticas de vectores de tensión total y efectiva para ensayos de compresión triaxial drenado y no
drenado con presión de celda constante. (a) Una curva vectorial pasa por puntos correspondientes a tensiones en el
plano de falla futuro, (b) comparación de las curvas vectoriales de tensión total y efectiva, y (c) cálculo de tensiones
normales a lo largo de las curvas vectoriales de tensión total y efectiva.
Machine Translated by Google
(C)
Δu
τ
Δu
Δu
σyσ
α
σ
3c
σf = σ3 + (σ1– σ3) ∙ cos2 α
=
f (σ3–Δu) + (σ1– σ3) ∙ cos2 α
σ
Figura 2.63 (Continuación)
τ
1
Un –
=2
Un –= 1
45 –
φ
90 –
φ
1 > A –>
/2
Una –= 0
/2
1
2
φ
45 +
–
0>A>–2
1>
–>A0
2
Un – –= 1
2
/2
1
33,7 +
φ
/2
Una –> 1
σ′
s′3c
–
A = –∞
A–=+∞
Figura 2.64 Líneas guía para curvas vectoriales efectivas basadas en valores de Ā = Δu/Δ(σ1 −σ3 ) mostrados en un diagrama σ
220
200
180
160
Deformaciones axiales en %
140
12.41
120
15.48
19.41
oeztrneo)aa
unatP
fralse
n
o
lk
a
lE
e
p
d
c(f
9.19
6.04
100
3,21
1,64
80
1.01
60
0,70
40
0,38
20
0
0
50
100
150
200
250
300
350
Esfuerzo normal efectivo en el plano de falla (kPa)
Figura 2.65 Curvas vectoriales para la prueba de la UCI en arcilla Edgar Plastic Kaolinita remodelada y normalmente consolidada.
–τ.
Machine Translated by Google
72 Ensayos Triaxiales de Suelos
Figura 2.52. Para esta prueba c′ = 0 y φ′ = 28,7° y α
se convierte en 59,4°. Tanto la curva de tensión total como
a una rotación en el sentido de las agujas del reloj de 18.43°
como se muestra en la figura 2.66(b). Las direcciones del eje
la de vector de tensión efectiva simplemente se giran en
q girado corresponden a las direcciones en las que Ā= 0 en
sentido antihorario φ′/2 en relación con las trayectorias de
la figura 2.54. Los ejes p se giran en cantidades similares,
tensión que se muestran en el diagrama MIT p′­q . En cuanto
por lo que los sistemas de coordenadas en ambos casos
a los diagramas p′­q , se pueden enumerar valores discretos
permanecen como sistemas de coordenadas cartesianas.
de deformación en puntos individuales a lo largo de las
Luego se realiza el análisis de regresión en el sistema de
curvas vectoriales. La discusión en la Sección 2.4.3 con respecto acoordenadas rotadas, después de lo cual las coordenadas
Las deformaciones asociadas con las trayectorias de tensión también
las curvas se giran de nuevo a los ejes originales. El análisis
pertenecen a las curvas vectoriales.
de regresión real se puede realizar con una calculadora
Para dibujar curvas vectoriales, se requiere el ángulo de
portátil. El procedimiento se proporciona a continuación en
fricción efectivo φ′. Por tanto, no es posible calcular las
cálculos de ejemplo para el MIT p – q
tensiones que actúan sobre el plano de rotura hasta que
finalice el ensayo. Por lo tanto, no es posible trazar y
Cambridge .
diagrama (Handy 1981) y para el diagrama p – q de
monitorear simultáneamente las curvas vectoriales durante
la progresión de una prueba.
posible. Esta limitación no existe para trazar trayectorias de
tensión.
2.5.1 Diagrama p­q del MIT
La recta que mejor se ajusta se expresa como:
y A=
2.5 Análisis de regresión lineal
El tratamiento estadístico de los datos de las pruebas sigue
que para el diagrama MIT p­q corresponde a la ecuación.
(2.73) que se muestra en la figura 2.47:
qp =
los patrones cubiertos en los libros de texto estándar (por
ejemplo, Taylor 1997). Sin embargo, puede ser de inter
Es importante señalar que no es sencillo realizar un análisis
de regresión lineal para determinar la línea recta que mejor
ble se expresa en función de la variable independiente. En
una prueba de compresión triaxial convencional, la presión
de confinamiento, σ3 , la controla el operador de la prueba y,
por lo tanto, es la presión independiente.
B=
(2.87)
α
(2.88)
c porque
(2.89)
Dado que la regresión lineal se realiza en el diagrama p­q
rotado que se muestra en la figura 2.66(a), se requieren las
relaciones entre A y Ar y entre B y Br . Desde consideraciones
trigonométricas
ciones se obtienen las siguientes relaciones [ver figura
2.66(a)]:
Arkansas
= = tanα tr
un( α ) + ° 45
Br =
(45 ° −
variable entrante. La variable dependiente es la fuerza
resultante, (σ1−σ3 )f o simplemente σ1f , que depende de la
presión de confinamiento.
cc os
A = = sen t an
El análisis correcto para el dia
Handy (1981) señaló que una regresión lineal
+
la ecuación. (2.71). Por lo tanto:
se ajusta en un diagrama p­q . Esto se debe a que p consta
El análisis de variación requiere que la variación dependiente
pecado
donde p está dado por la ecuación. (2.72) y q se expresa en
de una mezcla de variables dependientes e independientes.
El gramo se revisa a continuación.
(2.86)
x B+
porque
B
pecado
α
α
)
(2.90)
(2.91)
Para encontrar la línea recta que mejor se ajusta a p – q
El diagrama requiere que el sistema de coordenadas gire
Los resultados de la regresión lineal en el sistema de
alrededor del origen de modo que qrotado apunte en la
coordenadas rotadas consisten en Ar y Br , que luego se
dirección a lo largo de la cual σ3 sea constante. En el
diagrama p­q del MIT esto corresponde a un reloj.
convierten en A y B usando las ecuaciones (2.90) y (2.91), y
éstas a su vez se usan para encontrar cy φ a partir de las
rotación inteligente de 45° como se ve en la figura 2.66(a), y
ecuaciones (2.88). ) y (2.89).
para el diagrama p­q de Cambridge esto corresponde
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 73
(a)
q=
(σ1– σ3)
2
mejor línea t
A= tan α
1
45° – α
1
Ar=tan αr
αr=α+45°
α
B
hermano
45°
45°
p=
(σ1+ σ3)
2
pr
(b)
q =(σ1– σ3)
mejor línea t
M=A=bronceado α
1
Ar=tan αr
1 αr=αr+18.43°
71,57° – α
α
hermano
B
18,43°
c ∙ cuna φ
pag =
1
3 ∙ (σ1+ 2σ3 )
pr
Figura 2.66 Determinación correcta de las líneas de mejor ajuste en (a) un diagrama p­q del MIT y (b) un diagrama p­q de Cambridge .
Cálculos de ejemplo
Una prueba triaxial drenada realizada con σ3 = 100 kPa
produce σ1 = 300 kPa.
1. Calcule p y q [Ecs (2.72) y )2.71)]: p = 200 kPa; q = 100
kPa.
2. Convierta p y q a coordenadas polares: r = 223,6 kPa; θ =
26,57°.
3. Agregue 45° a θ: r = 223,6 kPa; θr = 71,57°.
4. Vuelva a convertir a coordenadas rectangulares: pr = 70,7
kPa; qr = 212,1 kPa. Estas son las coordenadas en el
sistema de coordenadas rotado, como se muestra en la
figura 2.67(a).
5. Ingrese pr para el valor de x y qr para el valor de y como
primer punto de datos en la regresión lineal.
6. Repita los pasos 1 a 5 para cada punto de datos y luego
haga una regresión qr en pr .
Machine Translated by Google
74 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
1
q= (σ1
2 – σ3)
qrot
600
MIT p­q
400
200
45°
1
p= (σ1+σ3)
2
0
0
45°
200
400
600
800
1000
prot
(b)
q= (σ1 – σ3)
qrot
1200
Cambridge p­q
800
18,43°
400
1
p= (σ1+
3 2σ3)
0
0
400
800
18,43°
1200
1600
2000
prot
Figura 2.67 Diagramas p­q rotados para la determinación correcta de los valores de mejor ajuste de cy φ .
2.5.2 Diagrama p­q de Cambridge
7. Los resultados de la regresión con ejes rotados se
vuelven a convertir a los ejes originales mediante
La recta que mejor se ajusta se expresa como:
α = αr − 45° usando la ecuación. (2.90) y B se
obtiene de la ecuación. (2.91). Estos a su vez se
utilizan para calcular los mejores valores de ajuste de c
(2.92)
y A=
x B+
y φ de las ecuaciones (2.88) y (2.89).
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 75
que para el diagrama p­q de Cambridge corre
6. Repita los pasos 1 a 5 para cada punto de datos y luego
responde a la ecuación. (2.76) mostrada en la Fig. 2.51 (sin
cohesión):
haga una regresión qr en pr .
7. Los resultados de la regresión con ejes rotados se
q M=
( pc +
cuna
)
(2.93)
vuelven a convertir a los ejes originales mediante α = αr
donde p está dado por la ecuación. (2.75) y q se expresa en
– 18.43° [Ecuaciones (2.96) y (2.94)] y B
se obtiene de la ecuación. (2,97). Estos a su vez se
la ecuación. (2.74). Por lo tanto:
utilizan para calcular los mejores valores de ajuste de c
A = = M bronceado α
(2.94)
B=
(2.95)
Mc
cuna
y φ de las ecuaciones (2.78) y (2.95).
2.5.3 Análisis de regresión lineal correctos e
incorrectos
Dado que la regresión lineal se realiza en el diagrama p­q
rotado que se muestra en la figura 2.66(b), se requieren las
relaciones entre A y Ar y entre B y Br . Desde consideraciones
trigonométricas
ciones se obtienen las siguientes relaciones [ver figura
2.66(b)]:
Un ejemplo de cálculo que utiliza datos sintéticos demostrará
la diferencia entre el análisis de regresión lineal correcto e
incorrecto.
ses. Se realizaron tres pruebas de compresión triaxial con
presiones de confinamiento de 100, 200 y 300 kPa en
muestras talladas en cada una de tres muestras de bloques
Arkansas
= = tanα t
r
un( α + ) ° 18,43
porque
Br =
α
B pecado
(71. 57
°− α
)
(2.96)
(2.97)
Los resultados de la regresión lineal en el sistema de
coordenadas rotadas consisten en Ar y Br , que luego se
convierten en A y B usando las ecuaciones (2.96) y (2.97),
y éstas a su vez se usan para encontrar cy φ a partir de las
ecuaciones (2.78). ) y (2,95).
del mismo suelo, para un total de nueve pruebas. De las
tres especí
Hombres tallados del primer bloque, se obtuvieron valores
de c = 40 kPa y φ = 35°. Del segundo bloque se obtuvieron
c = 60 kPa y φ = 25°, y del tercer bloque se obtuvieron c =
80 kPa y φ = 15°. Los valores de σ1
de cada una de las nueve pruebas se puede calcular a
partir de la ecuación. (2.67) o la ecuación. (2.68), y los
puntos correspondientes se muestran en el diagrama p­q
del MIT en la figura 2.68. Estos puntos de tensión se utilizan
en los análisis de regresión lineal; los resultados se dan en
Cálculos de ejemplo
Una prueba triaxial drenada realizada con σ3 = 100 kPa
produce σ1 = 300 kPa.
1. Calcule p y q [Ecs (2.75) y (2.74)]: p = 166,7 kPa; q =
200 kPa.
2. Convierta pyq a coordenadas polares: r = 260,4 kPa; θ =
50,19°.
la Tabla 2.1.
Los resultados de los dos análisis de regresión p­q se
muestran en la figura 2.68. Se desprende claramente del lugar
La representación de los puntos de falla en este diagrama
indica que los datos no indican una cohesión negativa, pero
esto se predice mediante el análisis de regresión incorrecto
realizado en los ejes no rotados.
Por lo tanto, el ángulo de fricción resultante de este análisis
3. Sume 18,43° a θ: r = 260,4 kPa; θr = 68,62°.
incorrecto también es erróneo. También se predice un valor
4. Vuelva a convertir a coordenadas rectangulares: pr =
de cohesión igualmente incorrecto, pero diferente, a partir
del análisis de regresión incorrecto en el diagrama p­q de
94,9 kPa; qr = 242,5 kPa. Estas son las coordina
coincide en el sistema de coordenadas rotadas, como se
Cambridge sin rotar , y el ángulo de fricción también es
muestra en la figura 2.67(b).
erróneo. El análisis correcto
5. Introduzca pr para el valor de x y qr para el valor de y.
valor como el primer punto de datos en la regresión
lineal.
Los ejercicios en los que la presión de confinamiento se trata
como la variable independiente producen todos los mismos
resultados correctos.
Machine Translated by Google
76 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
1000
1200
800
800
400
400
200
0
0
0
200
400
600
800
400
0
800
1200
1600
Figura 2.68 Puntos de datos sintéticos y resultados de análisis de regresión mostrados en (a) un diagrama p­q rotado del MIT y (b) un diagrama p­
q rotado de Cambridge .
Tabla 2.1 Resultados de análisis de regresión lineal de datos sintéticos de pruebas de compresión triaxial
Regresión
Ángulo de rotación,
Δθ (°)
Coeficiente de
cohesión, c
correlación, r
(kPa)
Ángulo de fricción,
φ (°)
Observaciones
σ1 en σ3
Sin rotación
0
0.807
56,7
26.6
Correcto
(σ1 − σ3 ) en σ3
Sin rotación
0
0.645
56,7
26.6
Correcto
MIT q en p
Sin rotación
0
0,928
−5,1
34,6
Incorrecto
MIT q en p
Ejes girados
+45
0.807
56,7
26.6
Correcto
Cambridge q en p
Sin rotación
0
0,889
6.6
33.1
Incorrecto
Cambridge q en p
Ejes girados
+18.43
0.707
56,7
26.6
Correcto
2.6 Estados de tensión tridimensionales
Las tensiones normales son positivas cuando son compresivas
en mecánica de suelos. Los componentes de la tensión se
2.6.1 Estados de tensión generales en 3D
El estado de tensión tridimensional en un punto está
completamente definido si se conocen seis cantidades
independientes, por ejemplo, tres planos mutuamente
pueden organizar en una matriz simétrica, llamada tensor de
tensión, como se muestra en la figura 2.69.
2.6.2 Invariantes de estrés
perpendiculares (definidos por sus normales) y las tres tensiones
Las tensiones principales, σ1 , σ2 y σ3 , son las nor
(cada una de las cuales se puede descomponer en una
Esfuerzos normales en planos sobre los cuales no actúan
componente normal y dos de corte) en estos aviones. Este
esfuerzos cortantes. Las tensiones principales se pueden
estado general de tensión se muestra en la figura 2.69. En
calcular a partir de las seis cantidades independientes anteriores. Para dis­
cuanto a las condiciones 2D, el
minar las principales magnitudes de tensión y sus
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 77
σz
Destaca en 3 dimensiones
z
τzy
τzx
τyz
σy
τxz
Y
τyx
τxy
X
σx
Regla de signos: las tensiones normales son positivas cuando se comprimen
τyx: Esfuerzo cortante en un plano cuya normal es x y dirección y
3 tensiones normales y 6 tensiones cortantes, pero sólo 3 tensiones cortantes son independientes ya que: τxy = τxy ,
σx
τyx
τzx
τxy
σy
τzy
τxz
τyz
σz
etc.
Figura 2.69 Estado de tensión tridimensional para un elemento material.
direcciones, la esquina más alejada del elemento que se
muestra en la figura 2.69 está cortada por un carácter plano ABC.
izado por su normal, como se indica en la figura 2.70.
La normal al plano ABC se caracteriza por un vector
unitario (l, m, n) = (cosα, cos β, cosγ) con la propiedad:
2
22221
+ + = + cos c os +α= cos (2,98)
lmn
b
ω
metro
(2.100)
OAB =
ω
norte
(2.101)
Por tanto, el equilibrio de fuerzas en la dirección X da:
pag X
2
OAC =
ω=
σ X ω l + τ yx ω metro τ zx+ ω
norte
(2.102)
γ
y cancelar ω produce:
pag X
Las tensiones en los tres mutuamente perpendiculares
Los planos circulares se indican en la figura 2.70. Las
tensiones que actúan sobre el plano ABC en las
=
σ X l + τ mn + τ zxyx
(2.103)
Se obtienen ecuaciones similares para Y­ y
Direcciones Z:
direcciones de los ejes de coordenadas, px , py y pz , se determinan.
minado por equilibrio de fuerzas en las direcciones X,
Y y Z.
Para expresar el equilibrio de fuerzas en la coor
Para determinar direcciones, se requieren las áreas
de los triángulos OBC, OAC, OAB y ABC. Son cal
se calcula estableciendo el área de ABC = ω, como se
muestra en la figura 2.71, y las áreas de los otros triángulos
se expresan proyectando el triángulo ABC a lo largo de
cada uno de los ejes de coordenadas. Por lo tanto:
pag
pag
ω
l
(2,99)
z
=
τ Xy l + σ mn + τ yzy
(2.104)
=
τ xz l + τ y z mn + σ z
(2.105)
Estas tres expresiones se pueden escribir en forma matricial
de la siguiente manera:
pag X
pag
Área de OBC =
y
y
pag z
τ yx
τ zx
xy
σy
τ zy
τ xz
τ yz
σz
σX
= τ
yo
metro
norte
(2.106a­c)
Machine Translated by Google
78 Ensayos Triaxiales de Suelos
Resuelva tensiones para obtener el estado de tensión en cualquier plano ABC:
σx
z
τxy
C
τxz
τyx
pz
σy
Normal al plano ABC
τyz
Py
0
Y
B
Px
τzx
τzy
A
σz
X
Px, Py y Pz son componentes de tensión en
plano ABC en las direcciones de los ejes x, y y z.
Figura 2.70 Estado tensional que actúa sobre el plano ABC indicado por una normal orientada con respecto a los ejes de coordenadas.
La matriz de tensiones se denomina tensión.
tensor, σij. Aunque los componentes individuales
del tensor de tensión dependen del sistema de
coordenadas, la cantidad en su conjunto no
cambia. Similar al sistema 2D representado por
el círculo de Mohr (en la Sección 2.1.7 y repre
(presentado en las figuras 2.10 y 2.11), el círculo
de Mohr representa un tensor en 2D tal que las
componentes cortante y normal son diferentes en
cada plano, pero el círculo mismo y las tensiones
principales no cambian. Un tensor general tiene
valores numéricos asociados llamados invariantes,
que para el caso 2D corresponde a los valores de
p y q en el gráfico MIT. Para el caso 3D, las
tensiones principales indicadas por (σ1 , σ2 , σ3 )
son las tres soluciones de una ecuación cúbica,
como se muestra a continuación.
un plano principal y la tensión normal que actúa
sobre este plano es una tensión principal.
Para determinar los esfuerzos principales, suponga
que hay un plano principal en el que los esfuerzos
cortantes son cero y sólo existe un esfuerzo normal
(principal) = σi , como se muestra en la figura 2.72. Entonces
σi
pag X
pag
y
pag
z
=
porque
σi
porque
σi
porque
α
b
σi
=
σi
σi
γ
yo
(2.107a­c)
metro
norte
Entonces, dado que los valores de (px , py , pz ) en la ecuación. (2.106a–
c) y en la ecuación. (2.107a–c) tienen que ser iguales
para mantener el equilibrio; restar los dos conjuntos
de ecuaciones entre sí dará como resultado cero:
Al girar la normal al plano así como el plano ABC
alrededor del punto O en la figura 2.71, se
encontrarán tres ubicaciones en las que no actúan
esfuerzos cortantes en el plano ABC. Un avión así se llama
(
σX
−
τ xy
τ xz
σi)
τ yx
(σ y
−
τ yz
τ zx
σi)
τ zy
(σ z
−
0
yo
metro
σi)
norte
=
0
0
(2.108a­c)
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 79
Para determinar el estado de tensión (Px , Py y Pz ) en cualquier plano, utilice el equilibrio de fuerzas.
se necesitan áreas del triángulo sobre las que actúan las tensiones para calcular las fuerzas (por ejemplo, Fx= σx ∙ A OBC)
z
C
Normal al plano ABC:
dirección dada por el vector unitario
(l,m, n)= (cos α, cos β, cos γ)
γ
0
Y
B
b
γ
α
Área de ABC =ω
A
X
Área de ABC =ω
El vector unitario tiene la propiedad:
2
litros
+ m2 + n2 = cos2 α, cos2 β, cos2 γ= 1
Área de OBC = ω ∙ l, y similitud
OAC = ω ∙ m
OAB = ω ∙ norte
Figura 2.71 Áreas de triángulos coordenados, OBC, OAC y OAB, sobre las que actúan las tensiones.
Estas son tres ecuaciones lineales simultáneas para la
determinación de σi . Para obtener una solución no trivial
o
3
−
(σ
X
τ
τ
σi)
τ
(σ y
xy
τ
xz
τ
yx
−
σi)
zx
τ
(σ z
yz
= 0 (2,109)
zy
−
σi)
Calcular el valor del determinante pro
produce la ecuación característica:
3 − + +σ +
σ iyyzx
( X
σ
+
−
τ xy yxτ
+
τ
−
σ yz τ
−
+
τ yz zyτ
−
+
σz) σ
τ xy yz τzx yx zy xz
τ
­
x xzτ
(σ xy σ
2
yo
−
τ
τ
σ z xyτyx
τ
−
2
σ i yo ­3 = 0
(2.111)
Las magnitudes de las tensiones principales, σi (i = 1, 2,
3), se pueden encontrar como raíces de la ecuación.
(2.111). Dado que para un estado de tensión dado las
tensiones principales son independientes de la elección
del sistema de coordenadas en el que se expresan las
tensiones normal y cortante, los coeficientes en la ecuación cúbica
y yo 3 , también debe ser independiente de la
I2 , sistema de coordenadas. Estos coeficientes están ahí.
invariantes previos con respecto al cambio de coordenadas
sistema nativo y tienen los mismos valores para todos
los sistemas. En consecuencia, estas invariantes también
pueden expresarse en términos de tensiones principales:
ción, yo1 ,
σ
τ zx τ xz ) σ i
2
σ i YoI 1− σ i+
ción, el determinante de la matriz debe ser cero:
σz
(σ xyz σ
σ
σ
σ
σ x yzτzy τ
)0=
(2.110)
Yo1 σ=X+ σ
+ =σyz
σ 1 + +σ 2
σ3
(2.112)
Machine Translated by Google
80 Ensayos Triaxiales de Suelos
con respecto a la diferenciación cuando se usa en
expresiones que contienen estos invariantes.
z
2.6.3 Invariantes del desviador de tensión
Descomposición del tensor de tensión.
El tensor de tensión simétrico, σij, se puede descom
planteado en dos tensores simétricos, el tensor de
tensión hidrostática (o tensión esférica) y el tensor
de tensión desviatoria :
σi= Tensión principal
pz
γ
σ
=
σ + s ijδm ij ij
(2.115)
b
γ
Py
α
b
donde δij es el símbolo de Kronecker (δij = 1 para i = j
Y
y δij = 0 para i ≠ j). El tensor de tensión también se puede
escribir en forma matricial:
α
Px
σX
Plano principal:
No actúan esfuerzos cortantes
solo normal (principal)
τ yx
τ zx
τ xy
σy
τ zy
τ xz
τ yz
σz
σ
00
metro
0
=
σ
metro
00
se produce tensión σi
(
+
σX
−
metro
σ )
τ yx
metro
τ xy
X
0
σ
(σ y
τ xz
−
τ xz
σ )
τ zy
metro
τ yz
(σ
) z
−
σ
metro
(2.116a­c)
Figura 2.72 Determinación de las tensiones principales que
actúan sobre un elemento material.
La tensión hidrostática o tensión normal media
σm se define como:
I 2 = σ xy+σ + σ yz−−σ
−σ z σ X
τ=zx +τ xz + σ 1 2 σ 2
σ
τ xy yxτyz
σ3
τ
τ zy
σ
σ 31σ
(2.113)
=
yo 3
σX σ
−
σ y zxτ
σ+z τ
τ­ xz
+
τ
y xyτyz
zx yx τ
σ zxyyx
τ
τ
=
τ zy xzτ
−
σ x yzτ
1
=
3
metro
1
I
1
(2.117)
Y por tanto la tensión desviatoria sij es:
τ zy
sij = σ −ij m ijσ
σ1 σ2 σ3
(2.114)
(σ X + σ
+yz 3σ ) =
δ
(2.118)
en el que los componentes individuales se dan
en la matriz desviatoria anterior.
Las tres cantidades I1 , I2 e I3 se denominan
En cuanto al tensor de tensión, se pueden determinar
primera, segunda y tercera invariantes del tensor
cantidades invariantes para el tensor de tensión desviador.
de tensión. Tenga en cuenta que el signo
La ecuación característica se forma de la siguiente manera:
utilizado en la ecuación cúbica para el coeficiente de σi
2
3
si J s J1 s Ji
(2.119)
2
i − =30
y el signo consiguiente de I2 es elección del usuario,
pero debe usarse consistentemente allí
en el que las invariantes del tensor de tensión desviador
después. Tenga en cuenta también que los
esfuerzos
se expresan de la siguiente manera:
cortantes τxy = τyx, y así sucesivamente en términos
de magnitud numérica, pero permanecen como
s zx ( σ − σ
σ
σ
σ
σ
Js1 +
= xs y
+=
+ ­ ( y)
) + − (z
entidades separadas en las expresiones anteriores
) (2.120)
para las invariantes de tensión, porque son diferentes entre sí.
−
−
metro
metro
metro
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 81
Las tensiones atóricas son más pequeñas que las
Y con σm de la ecuación. (2.117):
(2.121)
J1 =0
j2
1
=
2
1
=
−x
6
2.6.4 Magnitudes y direcciones de las
tensiones principales.
ss ij ij
[ (σ
σ )2 + − (yσ
y
+ τ +τ
τ
xy yx
1
=
−
6
tensiones principales en la cantidad de σm.
σ z )2 + ­(σ z
σ X ) 2]
τ z + τ zxxzτ
yz
2
3 )2
[( σ 1 σ 2 ) + −(σ+ − 2 σ
(σ 3 σ 1 ) 2]
(2.122)
Magnitudes de las tensiones principales.
La ecuación cúbica para las tensiones principales en la
ecuación. (2.111) [y eso para las tensiones desviatorias
en la ecuación. (2.119)] tiene tres raíces reales para un
estado de tensión 3D adecuado. Estas raíces pueden
determinarse graficando la ecuación característica, como indica
indicados en la figura 2.73, o pueden determinarse
j3
=
resolviendo la ecuación. (2.111):
1
sss ij jk ki
Para una ecuación cúbica de la forma:
3
=­
(σ X
+τ
−−
−−
σ ) (σ
mi
τ
τ
−
σ mz) (σ
(σ
−−
yx z
y xz
σ
σ ) τ
ym xz
σ ) τ
(σ
( z
− +σ
metro
xy
) yzτ zx
σ ) τ
m yz zy
X
τ
2
x 3A+x B x+ C
+=0
τ
τ
la solución la proporcionan Korn y Korn (1961):
τ zx
τ
m xy yx
pag
A2
3
=−+B
(2.123)
J3
=­
=
σσσσ
(σ 1 metro
)(
1
27
( 222
)(σ)(1
−−
−
metros 2
)(
σ2 σ3
q
σ )
−
3
−−
σ1
σ3
−
2
=
2
σ1 − σ2)
x1
(2.124)
La solución de la ecuación característica produce
los principales desviadores de tensión s1 , s2 y s3 .
Al igual que las invariantes de tensión, los coeficientes
J1 , J2 3y son
J independientes del sistema de coordenadas.
tem, y se denominan invariantes del desviador de
tensión primero, segundo y tercero, respectivamente.
_
j3
=
1
−
3
II12
2
−
−
α
porque
x23
=−
,
−
2
27
I 13
(2.126)
2
1
3
II1 yo + 2
3
(2.127)
Las tensiones desviadoras principales, s1 , s2 y s3 ,
coinciden en direcciones con las tensiones principales,
y las soluciones de las ecuaciones características son
realmente equivalentes, excepto la desviación principal.
(2.131)
33
α
porque
página 3
(2.130)
A
−
A
60°
±3
−
(2.132)
3
en el cual
porque
α
q
=­
2
−
(2.125)
J1 = 0
=
C
3
página 3
Los invariantes del desviador de tensión pueden relacionarse con
los invariantes de tensión de la siguiente manera:
j2
(2.129)
3
AAB
3− +
=
metro
σ2 σ3
(2.128)
(2.133)
3
pag
3
Para la ecuación. (2.111) las tensiones principales se
obtienen de la siguiente manera:
σ1
=
σ2
=−
2
2
I 12
I
2+
porque 9 3
I 12
2+
93
I
porque
I1
α
(2.134)
33
+
α
3
+ 60°
I1
+
3
(2.135)
Machine Translated by Google
82 Ensayos Triaxiales de Suelos
240
200
160
120
nóicn)uσF(
80
40
0
–40
–80
5 6 7 8 9 10 11 12 13
14 15 16 17 18 19 20
Variable: (σ)
Figura 2.73 Las raíces de la ecuación característica (= tensiones principales) se pueden determinar graficando la expresión
de la ecuación característica y encontrando los valores de la tensión normal en los que esta ecuación es cero (según Nordal
1994).
σ
3
=−
2
I2
1 2+
I
93
α
porque
−
3
60°
I
encontrado a partir de la ecuación. (2.108a–c) y el hecho de
1
que (l, m, n) es un vector unitario como se expresa en la
+
3 (2.136)
ecuación. (2.98):
dónde
yo
2
porque
α =
2
I3
II 1
12
+
27 3
II2
1
+
+I
3
2
3
=
33
j3
3
2 j 22
(2.137)
=
i
porque
Ai
α =
A i2B C +i2 +
metro
i
=
porque
Bi
b =
A
2
B
i
93
norte
Para un estado de tensión adecuado siempre habrá
tres raíces reales en la ecuación cúbica. Tenga en
cuenta que las raíces salen de forma ordenada de
modo que σ1 = x1 , σ2 = x2 y σ3 = x3 . Observe
también que las tensiones desviatorias, s1 , s2 y s3 ,
son iguales a los primeros términos de las ecuaciones
(2.134), (2.135) y (2.136).
i
=
porque
2
i
C +i2 +
2
i
Ci
γ =
A
2
B
i
C +i2 +
2
i
(2.138)
(2.139)
(2.140)
dónde
Ai
Bi
Direcciones de tensiones principales.
= σ
σi
− (y
=
τ z τ xz
−
y
=
τ
τX
y
−
σi ) τz τ
−
y yz
zσ( ) − σ i
(2.141)
(2.142)
τ xz σ
σ
(2.143)
y()− i
Las direcciones de las normales a los planos
principales, es decir, las direcciones de las
Las principales tensiones desviadoras, s1 , s2 y s3 ,
tensiones principales, (l, m, n) = (cosα, cosβ, cosγ), pueden
ser en direcciones con las tensiones principales.
coinciden
Ci
τx
σ
)z(
y yz
−
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 83
2.7 Espacio de tensión principal
representado en el espacio de tensión principal por un
Para representar un estado general de tensión en 3D, la impresora
punto cuyas coordenadas están dadas por (σ1 , σ2 , σ3 ),
como se ilustra en la figura 2.74(a).
El eje hidrostático o diagonal espacial es la línea
en el sistema de coordenadas que forma ángulos
iguales con los ejes, como se muestra en la figura 2.74(b).
coordenadas cartesiano cuyos ejes representan las tres
Los puntos en esta línea representan estados
tensiones principales y σ3 . Estas tensiones son
de tensión correspondientes a valores
positivas y σ1 , σ2 , compresivas en el octante que se muestra enhidrostáticos
la figura 2.74(a).
iguales de las tensiones principales (σ1 = σ2 = σ3 ).
La condición de tensión en un elemento del suelo puede ser
El eje hidrostático se caracteriza por los cosenos
1
1
directores 1
El espacio de tensión principal es el que se emplea con
mayor frecuencia. Este espacio consta de un sistema de
norte = (porque
(a)
α ,porqueb,porqueγ ) (=) y el 3,
3
3
,
ángulos entre el eje hidrostático y el 1
σ1
−
=
1
Por lo tanto, tres ejes de coordenadas son cos
(54,74°).
)3
P(σ1 , σ2 , σ3)
Es difícil trabajar con un espacio de estrés 3D de forma
rutinaria. A menudo se utilizan dos planos en el espacio de
σ1
tensiones principal para trazar los resultados de las pruebas.
Un plano triaxial es un plano que contiene los ejes hidrostáticos
σ2
y uno de los ejes principales de tensiones. Hay tres planos
triaxiales en el espacio de tensiones principal. La figura 2.75(b)
σ3
muestra el plano triaxial que contiene el eje σ1 . Un plano
octaédrico es un plano cuya normal es el eje hidrostático. Hay
ocho planos (octa) que juntos forman un octaedro, como se
σ2
muestra en la figura 2.75(a). Hay un número infinito de planos
σ3
octaédricos dentro del octante en los que las tres tensiones
(b)
principales son positivas.
σ1
α=β=γ=54,74°
tivo. En la figura 2.75(b) se muestra un plano octaédrico.
2.7.1 Esfuerzos octaédricos
Eje hidrostático
α
b
σ2
Las tensiones normal y cortante en cualquier octahe
plano dral se denotan como tensión normal octaédrica y
γ
tensión cortante octaédrica y se expresan en términos de las
tensiones principales o de un estado general de tensión o de
invari­
hormigas, como sigue:
σ3
σ
Figura 2.74 El espacio de tensión principal con (a) punto
de tensión y (b) eje hidrostático.
τ
oct
=
1
3
(σ
−
X
σ ) 2 + (σ
y
y
−
σ ) 2 + (σ
z
z
oct
=
1
3
(σ
X
σ
σ
) + +yz
=
1
+(σ
+ 1 3σ
2
σ )=
3
1
I
1
3 (2.144)
−
σ )2 ( 6 + τ
X
τ+
+τ
xyτ yx yz zy
τ
zx
τ
xz
)
(2.145a)
Machine Translated by Google
84 Ensayos Triaxiales de Suelos
1
=
−
(σ 1
3
2
2
σ 2 ) + ­2
(σ
σ 3 ) + ­3
(σ
σ 1)
(a)
2
σ1
(2.145b)
=
−
2
=
3
2
I1
3
2
3
I2
j
Normal a octaédrico
avión
1 1
, ,
(l,m,n) =
13 3 3
(2.145c)
2
σ2
Los componentes de tensión octaédricos se correlacionan
correspondiente al punto de tensión P(σ1 , σ2 ,
σ3 ) se puede encontrar como se ilustra en la
figura 2.76. El vector de tensión total OP se puede
descomponer en los componentes OQ en el eje
hidrostático y QP en el plano octaédrico que pasa
(b)
por P. La longitud OQ se puede obtener como la
proyección de OP en el eje hidrostático. El producto escalar
σ3
σ′1
dεP
ducto de OP y el vector unitario n en el hidro
1
1
+ σ +1
3
3
+ +(=
σ1
3
=
1
σ
3
23
σ
2
Octaédrico
avión
σ3
(2.146)
3
σ 3)
σ
σ′2
dεP
oct
3
Plano triaxial
La componente desviatoria QP del vector tensión
total se puede obtener como:
− OP OQ
QP =
Hidrostático
eje
σ1= σ2= σ3
El eje estático da:
OQ =
1
(2.147)
dónde
(2.148)
OP = ( , σ 1 σ 2 ,σ) 3
σ′3 dεP3
σ2= σ3
Figura 2.75 Espacio de tensiones principal con (a)
ocho planos octaédricos formando un octaedro y con (b)
plano triaxial y plano octaédrico en octante con
tensiones normales positivas.
y
OQ O=
Qn=
1
+ +(σ 1
σ2
3
respectivamente. Por lo tanto , la distancia desde el
origen hasta el plano octaédrico que contiene a τoct es
σ 3 ) (1, 1, )1
(2.149)
Realizando el cálculo indicado en la Ec. (2.147)
da como resultado:
QP
=
=
3
3
3
2
(σ − +σ − )1 2 (σ
τ
2
2
σ 3 ) + −(σ 3
σ 1)
2
oct
(2.150)
1
3
OQ . _
Tenga en cuenta que todos los puntos ubicados en un
círculo en el plano octaédrico tienen el mismo valor de σoct y
τoct, como se muestra en la figura 2.77.
2.7.2 Plano triaxial
El plano triaxial que contiene el eje σ1 se muestra en la figura
La Figura 2.76 muestra que los componentes de
tensión octaédricos, σoct y τoct, correspondientes al
punto de tensión P(σ1 , σ2 , σ3 ) se representan en el
2.78. En este plano el hidrostático 1
espacio de tensiones principal como
con el eje horizontal. Cualquier estado de tensión
que se pueda producir en un ensayo triaxial en el que el
1
QP y
1
QP , 3.
3
=
El eje forma un ángulo deθarctan(
) 2.
=
35 .26°
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 85
σ1 (kPa)
σ1
Camino de estrés total
600
P(σ1 , σ2 , σ3)
Camino de estrés efectivo
500
Eje hidrostático
τoctubre
q
0
σ2
σoctubre
400
300
200
σ1
100
σ3
Eje hidrostático
σ2
2 . σ3(kPa)
0
0
Vector unitario:
1
–
norte =
3
σ3
.
100
200
300
400
Figura 2.78 Plano triaxial con trayectorias de tensión total y
efectiva para la prueba de compresión triaxial en arcilla Edgar
Plastic Kaolinita remodelada y normalmente consolidada.
(1,1,1)
Figura 2.76 Vectores de tensión octaédricos y planos octaédricos
utilizados en la ubicación del punto de tensión P.
El estado de tensión es simétrico y se puede mostrar en
un plano triaxial. Estados de tensión en com
gráfico de presión sobre el eje hidrostático y gráfico de
estados de tensión en extensión triaxial debajo del eje
hidrostático. En la figura 2.78 se muestran las trayectorias
de tensión total y efectiva para una prueba en la UCI.
σ1
Éstas son las trayectorias de tensión que se mostraron anteriormente
en los diagramas p­q de la figura 2.52.
Las trayectorias de tensión que se muestran en el plano
.τ 3 de
octubre
Plano normal a octaédrico
= espacio diagonal
= eje hidrostático
σ2
3 .σoctubre
Plano octaédrico
σ3
Figura 2.77 Los puntos de un círculo en un plano
octaédrico tienen los mismos valores de σoct y τoct.
triaxial y el diagrama p­q de Cambridge son muy similares.
lar. De hecho, estos dos diagramas son iguales dentro de
una transformación lineal. La figura 2.79 muestra los dos
diagramas superpuestos con las coordenadas de un punto
de tensión indicado con referencia al plano triaxial. No se
puede hacer una comparación directa similar entre el triax
plano ial y el diagrama de Mohr modificado, porque la
abscisa de este último no se puede cambiar mediante una
transformación lineal para igualar la distancia a lo largo del
eje hidrostático.
Si bien el diagrama p­q de Cambridge tiene la ventaja
de la transformación directa en el
Machine Translated by Google
86 Ensayos Triaxiales de Suelos
Eje hidrostático
σ1
√3 . p=1,73. pag
( σ1,σ2,σ3)
σ1
2
. q=0,82. q
3
2 .
( σ1 – σ3)
3
1
.( σ1+ 2 σ3)
3
σ3√2 . _
σ3√2 . _
1
.
p= ( σ1+ 2 σ3)
3
q= ( σ1 – σ3)
Diagrama p­q de Cambridge
Figura 2.79 Comparación entre el plano triaxial y el diagrama p­q de Cambridge .
plano triaxial y por lo tanto tiene una relación directa con el
σ1
espacio de tensiones principal, el diagrama de Mohr modificado
(= diagrama MIT p­q ) es útil para análisis de tensiones en dos
dimensiones, como se indica en la Sección 2.1.7. Además,
las trayectorias de tensión que se muestran en el diagrama p­
σ1>σ2>σ3
σ1>σ3>σ2
q de Cambridge o en el plano triaxial son más grandes, porque
la pendiente de la superficie de falla es más pronunciada en
2.7.3 Plano octaédrico
σ1=σ2
σ1=σ3
este diagrama que en el diagrama de Mohr modificado.
PAG
PAG
σ3>σ1>σ2
PAG
PAG
σ2>σ1>σ3
El otro diagrama 2D en el espacio de tensiones principal que
resulta útil para la presentación de los resultados de las
pruebas es el plano octaédrico. En este diagrama se muestran
a menudo los resultados de pruebas con tres tensiones desiguales.
En el plano octaédrico el punto central representa
envía el eje hidrostático, como se muestra en la figura 2.80.
Los tres ejes están separados por 120° y representan las
proyecciones de los principales ejes de tensión sobre
PAG
PAG
σ2
σ3
σ3>σ2>σ1
σ2>σ3>σ1
σ2=σ3
Figura 2.80 Plano octaédrico con estado de tensión
representado en cada uno de los seis sectores.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 87
(a)
el plano octaédrico. Estos ejes son ejes de simetría tales que
σ1
σ1 = σ2 , σ2 = σ3 y σ3 = σ1.
representan las trazas en el plano octaédrico de los tres planos
triaxiales.
Si σ1 , σ2 y σ3 se toman como principales, intermedios
tensiones diatas y principales menores, sólo es necesaria una
sexta parte del plano octaédrico para representar
cualquier estado de estrés. Sin embargo, cualquiera de los
tres ejes podría ser el principal eje de tensión.
Así, intercambiando los subíndices (1, 2, 3) se representa un
estado tensional en cada una de las seis partes del plano
σ2
octaédrico. El estado de tensión representado por el punto P
se muestra en cada uno de los seis sectores del plano
octaédrico en la figura 2.80.
La figura 2.81(a) muestra el fallo de Mohr­Coulomb.
Criterio de ura en el espacio de tensión principal para un
material sin cohesión efectiva. Las superficies de falla forman
σ3
(b)
un cono con el vértice en el origen.
σ1
Las secciones transversales en el plano octaédrico tienen
formas de hexágonos irregulares con ángulos agudos y
obtusos en los puntos correspondientes a los estados de
tensión en compresión y extensión triaxial, respectivamente.
Las secciones transversales cambian de forma a medida que
cambia la magnitud del ángulo de fricción, como se indica en
10°
30°
la figura 2.81(b). La forma se aproxima a un triángulo equilátero
por fricción.
φ=50°
ángulos de fricción que se aproximan a 90° y se asemeja a un
σ2
σ3
hexágono regular en ángulos de fricción muy pequeños.
Figura 2.81 (a) Representación tridimensional del criterio
de falla de Mohr­Coulomb en el espacio de tensiones
principal y (b) variación de la forma de la sección transversal
con el ángulo de fricción en un plano octaédrico.
2.7.4 Caracterización de condiciones de tensión 3D
Valor b
La magnitud del principal intermedio en relación con el principio
La tensión, mayor y menor.
60
σ2 , las tensiones pal, σ1 y σ3 , pueden indicarse mediante el
valor de b, empleado originalmente por Habib (1953):
σ
−
2
−
1
σ
σ
50
3
(2.151)
3
El valor de b = 0 cuando σ2 = σ3 , como en una prueba de
olugnÁ
σ
segundo =
40
compresión triaxial, mientras que b = 1 para una extensión triaxial
prueba de presión en la que σ2 = σ1 . El valor de b aumenta
linealmente de 0 a 1 al aumentar el valor de σ2 de σ3 a σ1 .
Este parámetro se puede utilizar, por ejemplo, para mostrar la
variación del ángulo de fricción con el esfuerzo principal
intermedio, como se ejemplifica en el diagrama φ–b de la
figura 2.82.
30
0
0,2
0,4
0,6
0,8
b= (σ2– σ3)/(σ1– σ3)
Figura 2.82 Ejemplo de diagrama φ–b para arena
densa Monterey No. 0.
1
Machine Translated by Google
88 Ensayos Triaxiales de Suelos
ángulo de veta
en el plano octaédrico como se muestra en la figura 2.84.
El ángulo de Lode, θ, se relaciona con el plano octaédrico y se
define a partir de la ecuación. (2.137) (Lode 1926; Nayak y
Zienkiewicz 1972) como θ = α/3, y viene dada por:
porque
(3)θ
diagrama, pero el ángulo de Lode rara vez se emplea
para este propósito.
Valores b y ángulos de Lode para cruces.
33
=
Este diagrama se parece mucho al φ–b
j
2
j
3
(2.152)
3 /2
2
suelos anisotrópicos
Para presentar los resultados de las pruebas en materiales
Para compresión triaxial, θ = 0° y para extensión triaxial, θ =
60°. El valor de θ está relacionado con el valor de b , se indica
anisotrópicos cruzados, es importante indicar claramente las
direcciones de tensión y deformación en relación con los ejes
principales del material. Para este propósito se emplea un
en la figura 2.83 y viene dado por la siguiente expresión:
sistema de coordenadas cartesiano como se indica en la figura
2.85. El eje X coincide con el eje de simetría rotacional.
3
porque
(α) = (
porque
3θ ) =
1
2
(
2 segundo
(
2
)
− −3 +
32
cama y desayuno
2
−+
cama y desayuno
1)
3 /2
Pruebe con las muestras de anisotropía cruzada. Las tensiones
están etiquetadas según esta coordi
(2.153)
sistema natural.
El ángulo de Lode, θ, se mide en el sentido de las agujas del reloj
Un ejemplo del uso del ángulo de Lode está indicado por la
desde el eje σx hasta el punto de tensión P (σx , σy , σz ) como indicador.
variación del ángulo de fricción.
se ubica en el plano octaédrico de la figura 2.85(b, c) y
se calcula de la siguiente manera:
porque α
broncearse
θ
3
=
(σ
1
porque α =
1 . (2b3 – 3b2 + 3b+ 2)
= 3 .√3 .J3
3/2
3/2
2
(b2 ­ b+1)
2 .J2
−
σz
σ
) − +y − (
σ
σy
X
X
σz)
(2.154)
Los valores de θ se indican en los ejes de tensión de la figura
2.85(c). Para los rangos de θ entre 0° y 60°, 60° y 120°, y 120°
y 180°, los valores b se calculan de la siguiente manera:
0,5
b=
b=
0
0,5
σy
−
σz
σ
−
σz
X
por 0
°
°
60 (2.155a)
≤ ≤θ
σ2 – σ3
σ1– σ3
60
1
–0,5
olugnÁ
50
40
–1
30
0
10
20
30
40
50
60
Ángulo de veta, θ (°)
Figura 2.83 Relación entre cosα y b = (σ2 – σ3 )/(σ1
– σ3 ).
Figura 2.84 Ejemplo de diagrama –θ en el que θ es el
ángulo de Lode en el plano octaédrico. Los mismos datos
para la densa arena Monterey No. 0 como se muestra en la Fig. 2.83.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 89
(a)
(b)
σx
X
PAG
Θ
0′
Y
σy
0
z
σz
(C)
(d)
σ1= σx
σx, Θ = 0°
Θ = 300°
σx, b = 0,0
σ2= σy
0,2
0,4
PAG
Θ
0,6
0,8
θ =60°
σz, b = 1,0
0,8
0′
σ1= σy
σ2= σx
0,6
0,4
σz
0,2
σy,
θ = 240°
Θ =120°
0,8
Θ = 180°
0,4
0,6
b = 1,0
0,2
σy,
b = 0,0
σ1= σy
σ2= σz
Figura 2.85 Orientación de una muestra de anisotropía cruzada con respecto a (a) un sistema de coordenadas
cartesianas, (b) un espacio de tensión principal y (c y d) un plano octaédrico. Reproducido de Kirkgard y Lade
1993 con autorización de Canadian Science Publishing.
b=
−
σz
−
σz
σz
−
σ
σ
−
σ
σ
X
y
X
segundo =
y
σ
por 60
°
por 120
≤ ≤θ 120
°
≤ ≤θ
°
(2.155b)
°
180 (2.155c)
La Figura 2.86 muestra resultados experimentales de
pruebas triaxiales reales en lodo intacto y anisotrópico
cruzado de la Bahía de San Francisco proyectado en un octahe­
plano dral.
X
Está claro que el valor de θ es suficiente para indicar
cate las magnitudes relativas de las tensiones principales, y
también proporciona información sobre
2.7.5 Formas de invariantes de tensión en
el espacio de tensión principal
Si las invariantes de estrés I1 , I 2 , y yo
3
se igualan a valores
constantes, entonces cada uno de estos invariantes toma
determinar cuáles de las tensiones normales son las
tensiones principales mayores, intermedias y menores.
formas muy instructivas en la parte del espacio de tensiones
El valor de b varía de 0 a 1 en cada uno de los seis segundos.principales en la que las tensiones principales son positivas.
= constante se muestra
tors del plano octaédrico, y cálculo de b
Así, yo
requiere un ordenamiento previo de las tensiones principales.
= constante
en la figura 2.87. La figura 2.87(a) muestra que yo
1
Sin embargo, el parámetro b tiene fre
en el plano octaédrico hay un plano que corta los ejes
de tensiones principales en los mismos valores de las
tensiones principales, mientras que la figura 2.87(b)
indica los bordes en el plano triaxial y la figura 2.87(c)
muestra el plano en el plano principal. espacio de estrés.
Se ha utilizado con frecuencia en estudios del
comportamiento 3D de suelos, y es conveniente utilizar
este parámetro junto con el parámetro θ en discusiones
sobre resultados de ensayos.
1
Machine Translated by Google
90 Ensayos Triaxiales de Suelos
2.7.6 Procedimientos para proyectar puntos de tensión
en un plano octaédrico común
σ′1
yo 1 = 500 kPa
′=30,6°
η1= 47
Envoltura de falla recta
metro=0,64
A menudo es útil estudiar la forma de las superficies de
falla en el espacio de tensiones principal. La Cruz­
Las formas seccionales de las superficies de falla se
muestran mejor en un plano octaédrico. Sin embargo,
las pruebas realizadas con tres tensiones principales
desiguales a menudo no fallan al mismo valor de la
tensión normal octaédrica, y los resultados allí­
Por lo tanto, no se puede trazar directamente en el mismo octa
σ′3
σ′2
Mohr­culombio
Figura 2.86 Plano octaédrico con resultados de pruebas
triaxiales verdaderas en lodo intacto y de anisotropía
cruzada de la Bahía de San Francisco. Reproducido de
Kirkgard y Lade 1993 con autorización de Canadian
Science Publishing.
La figura 2.88 muestra la forma de I2 = constante.
La figura 2.88(a) indica que las trazas en el plano
octaédrico tienen forma de círculos concéntricos.
cles, cuyos valores se muestran en el diagrama.
La figura 2.88(b) muestra las trazas en el plano triaxial,
que son simétricas alrededor del hidro­
eje estático y asintótico al principio mayor.
eje de estrés pal. La figura 2.88(c) muestra la
combinación de estas formas en el espacio de tensiones
principal.
La figura 2.89 indica la forma de I3 = con
constante. Las formas de la sección transversal que se
muestran en la figura 2.89(a) son triangulares con trazos
suavemente curvados en el plano octaédrico.
Dependiendo del valor de I3 , la forma es más o menos
redondeada y cerca del eje hidrostático la forma se
vuelve circular. Para valores más bajos de I3 la forma
se vuelve más triangular y se extiende en las esquinas
del plano octaédrico. La figura 2.89(b) indica las trazas
de I3 en el plano triaxial.
Son asintóticas con respecto al eje principal de tensiones
y al plano creado por las otras dos tensiones principales.
La figura 2.89(c) muestra la combinación de estas vistas
en el espacio de tensión principal.
plano édrico. Para suelos sin cohesión y con superficies
de falla rectas en planos meridianos (es decir, planos
que contienen el eje hidrostático), las tensiones
principales en el momento de la falla se pueden modificar
de acuerdo con la siguiente expresión de modo que
todos los puntos de tensión caigan en un plano octaédrico:
σ 1 σ 2 *, σ 3 *) (= σ 1 , σ 2 3, σ )
(*,
1
(3
σ oct
+
σ 1 2+ σ
σ3)
(2.156)
donde σ1 , σ2 y σ3 son las tensiones principales
1
=
+ 2 * σ *)
σ 1 * +σ
3
medido en el momento de la falla, y σoct
(3
es la tensión normal octaédrica correspondiente al plano
octaédrico en el que se trazarán los resultados de la
prueba. El valor de σoct no tiene importancia.
Importancia de la forma de la sección transversal de la
superficie de falla para suelos sin cohesión y con
superficies de falla rectas. Tenga en cuenta que sólo el mag
Las magnitudes de las tensiones principales se modifican,
mientras que las relaciones entre las tensiones principales
permanecen constantes. Por tanto, el ángulo de fricción
no cambia debido a la modificación de las tensiones dadas
en la ecuación. (2.156).
Para suelos con cohesión, es necesario mod
Determine las tensiones normales antes de proyectarlas
a lo largo de las líneas rectas que pasan por el origen
de las tensiones. Esto se hace trasladando el espacio
de tensión principal a lo largo del eje hidrostático para
tener en cuenta la cohesión y la resistencia a la tracción
que pueden soportar dichos materiales. Así, a las
estrés, a pa , tensiones normales se les suma una constante:
σ1 = +
σ ap
a_
1
(2.157a)
σ2 = +
σ ap
a_
2
(2.157b)
σ3 = +
σ ap
a_
3
(2.157c)
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 91
(a)
(b)
σ1
3
σ1
2
Yo1= 2
Yo1= 3
2
1
Eje hidrostático
Yo1= 1
Yo1= 2
θ=Arctano
1
=35,26°
√2
1
1
σ3
Yo1= 1
1
2
2
.
√ 2 σ2 = s3 . √ 2
σ2
0
2
1
0
(C)
σ1
1.0
0,5
0,5
1.0
σ2
0,5
. √ 2 σ2 = s3 . √ 2
1.0
σ3
Figura 2.87 Yo 1 = constante trazada en (a) un plano octaédrico, (b) un plano triaxial y en (c) principal
espacio de estrés.
Machine Translated by Google
92 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
σ1
σ1
5
(I1=5)
6
4
3
5
2
1
–4
–3
–2
–1
0
4
1
2
4
3
3
–1
σ3
–2
σ2
2
(I2)
8
–3
yo 2=1
7
–4
Eje hidrostático
2345
1
6
5
–5
4
σ3√2 . _
0
3
2
0
1
1
2
3
4
5
(C)
σ1
Yo2=1
1.0
1,0 σ2
1,0
σ3
Figura 2.88 Yo 2 = constante trazada en (a) un plano octaédrico, (b) un plano triaxial y en (c) espacio de tensión principal.
Esta traslación a lo largo del eje hidrostático hace
que la superficie de falla pase por el origen de la
tensión trasladada, explica la cohesión y la resistencia
a la tracción de los materiales como lo explica Lade
(1982b), y permite una proyección en línea recta
sobre el eje hidrostático. plano octaédrico común del
tipo indicado en la ecuación. (2.156).
El estado de tensión (σ1 *, σ2 *, σ3 *) para varias
pruebas, que se ha modificado para tener una tensión
normal octaédrica común, ahora se puede trazar en
el plano octaédrico común como se muestra a
continuación.
Para suelos con superficies de falla curvas en
planos meridianos, es necesario proyectar la tensión
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 93
(a)
σ1
4
3
Yo1= 4
2
1
1
2
3
σ3
σ2
I3= 2
I3=
1 I3=0,5
(b)
(C)
σ1
I3= 1
σ1
I3= 1
3
2345
1
2
I3=0,1
3
2
Eje hidrostático
4
σ2
1
0
1
2
σ3√2 . _
0
1
0
2
3
4
3
0
1
2
3
σ3
Figura 2.89 Hago
3
hincapié en el espacio.
= constante trazada en (a) un plano octaédrico, (b) un plano triaxial y en (c) principal
44
Machine Translated by Google
94 Ensayos Triaxiales de Suelos
apunta a un plano octaédrico común utilizando un
procedimiento más complejo, como se indica a continuación.
La Figura 2.91 muestra el estado de tensión conocido
(σ1 , σ2 , σ3 ) en el punto 1, y la tensión ajustada
(σ1 *, σ2 *, σ3 *) en el punto 2 se determinará
proyectando el punto 1 a lo largo de una línea con
pendiente m para alcanzar el plano octaédrico común
El
deseado caracterizado por el primer invariante de
12. tensión I
estado de falla en el punto 1 se define por:
Envolvente de falla curva
La proyección de un punto de tensión a lo largo
de una superficie de falla curva sobre un plano
octaédrico común es más compleja, porque la
expresión de la superficie de falla debe conocerse
a priori y puede implicar resolver una ecuación
cúbica como en el caso presentado aquí. La
expresión para la superficie de falla curva
empleada aquí es la propuesta por Lade (1977):
I 13
I3
donde _
1
y yo
3
I1
− 27
I 13
I 11( )
I 3 =− 271
η1
metro
η1
(2.159)
El estado de falla en el punto 2 también puede
describirse mediante:
metro
=
Opción de que las tensiones ya han sido nor
malizado por pa y pa no se mostrarán.
(2.158)
I 13
Pensilvania
son el primer y el tercer estrés
invariantes, revisados en la Sección 2.6.2, y pa es
la presión atmosférica expresada en las mismas
unidades que las tensiones. Los parámetros η1 y m
I 3 27) ver
se puede determinar trazando I sus 3 1( / −
I 12 ) = η 1
metro
(−
I3
272
(2.160)
que puede reorganizarse para:
3
I 12
η1
= + 27
metro
pa /I1 en el momento de la falla en un diagrama log­log,
y
como se muestra en la figura 2.90, y localice la línea
recta que mejor se ajuste. La intersección de esta recta
con pa /I1 = 1 es el valor de η1 y m es la pendiente de
la recta. Para simplificar, se supone en el siguiente desarrollo
I 32
(2.161)
12
yo 32 yo
1
=
η 1 + 27
I 12
3
I 12
(2.162)
metro
1000
1
η1
100
3I
13
I
metro
10
0,01
1
0.1
1
10
Pensilvania
Registro
I1
Figura 2.90 Determinación de la línea recta de mejor ajuste en un diagrama log­log para la caracterización del criterio de
falla 3D.
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 95
1000
Corresponde a lo deseado
plano octaédrico común
1
100
1
η1
– 27
I3
3I
13
I
3
I1
2
metro
Pensilvania
I1
1
0.1
0,01
10
1
10
Pensilvania
Registro
I1
Figura 2.91 Procedimiento utilizado para la proyección del punto de tensión a lo largo de una superficie de falla curva a un
plano octaédrico común.
El parámetro b se define como:
−
σ 3*
* −
σ3*
σ 2*
segundo =
σ1
La expresión para σ2
tuted en la Ec. (2.168):
(2.163)
I
32
* en la ecuación. (2.164) se sustituye
*
*
*
*
σ3*
= σ 1 +σ 3 ( b= σ 1 ) −σ 3
2
2
σ( =1 *− σ 3 * ) + b σ 1 * ) σ 3 * b σ 1 *
2
2
σ 1 * σ( 3 * () + b( σ 1 * ) σ 3 *
( ) b1
−
de donde la tensión principal intermedia se puede
expresar como:
σ
*
**
σ
3segundo
− (σ=1+ 2
σ3* )
*
σ
*
+ 2σ 3
*
La expresión para σ1
σ+ 1−
( 2( 1= +( segundo
*)
−
b)
(2.165)
σ * )+σ3*
σ 33 *
(2.166)
a partir de lo cual la tensión principal principal deseada
se puede expresar como:
σ 1* =
1
(1 ( )b+
2 ) −b σ 3 *
−
yo 12
* en la ecuación. (2.167) se sustituye
en la ecuación. (2.169):
(2.167)
1
1
32 = − ( segundo
* de la ecuación. (2.164) en
Con sustitución de σ2
la ecuación. (2.165) se obtiene lo siguiente:
σ 1*
+b
)
1
(1 ) +b
La tercera invariante de tensión deseada viene dada por:
*
σ
*
2
σ3*
(2.168)
2 ) −b σ *
3
−
( segundo
yo 12
1+
2
−(−2
yo 12
b) σ 3 *
(
2
σ 3*)
2
σ3*
(2.170)
Reordenamiento de la ecuación. (2.170) produce:
I
32
=
2
bb+)(−segundo
2
)( 1( segundo
1
( )2
−−
2
+
( 1b ) ( 1 +
−−−
(1
I32 = σ 1
2
(2.169)
I
I 12 = +σ+ * * b1σ3
σ 3*)
(2.164)
La primera invariante de tensión deseada es:
I12 = σ+ 1
(
+
b yo2
12
( 1 ) +b
2
( 1) b
b) + b2 2(
) +b
2
b)
−
b)
* 3
(σ 3 )
I 12 (σ * ) 2
3
*
(σ 3 )
(2.171)
Machine Translated by Google
96 Ensayos Triaxiales de Suelos
Una reordenación adicional produce la siguiente ecuación
La solución a la ecuación. (2.177) es:
cúbica:
2
+2−
[ bb )(b2)(−1−b )(
++
segundo
[( −
1 )−(b
2)(bbb
21 yo
2
12
+ yo
b)]( *)
σ
3
−
(1
)]
−
12
3
σ3* =
2
(σ*)3
2
( *)σ (3 ) − + 1 0 segundo32yo =
1
3
Yo12 −
1
I
3
I
32
12
I3
12
­27
I
(2.178)
32
En consecuencia, dependiendo del valor de b, que se
(2.172)
o
mantendrá del punto 1 al punto 2, la tensión principal menor
* se puede calcular a
σ3
partir de la Ec. (2.175), ecuación. (2.176), o la ecuación.
(σ*)3
3
+
(b
2
I
12
−
( )bb2 1 )
− (+1 b )2 I
(2
+
−+
4 b1)
−
=
32
−
−
( )( bb2 2 1
)
b yo2
(σ*)3
12
2+
(2
−
( )bb2 1
−
)
(σ 3 *)
0
(2.173)
Esta es una ecuación cúbica en (σ3 *). Tiene la forma de:
2
+ Bx C + + = 0
x 3Ax
(2.174)
(1961), como se analiza en la Sección 2.6.4.
Para b ≠ 0,5, la solución de la ecuación cúbica
ción en la ecuación. (2.173) se convierte en:
.
σ *
3
==−
x2
_
−
α
2
porque
página 3
A
°
60
+3
−
calcular a partir de la ecuación. (2.167), y posteriormente
se puede obtener la tensión principal intermedia, Ec. (2.164).
Debido a que las tensiones principales dependen
de las invariantes de tensión, estas tensiones
principales son en sí mismas invariantes y puede ser
más fácil trabajar con ellas directamente.
El estado de tensión (σ1 *, σ2 *, σ3 *), que se ha
proyectado en el plano octaédrico común, se puede
trazar en el plano octaédrico como se muestra a
continuación.
2.7.7 Procedimiento para trazar puntos de tensión en
un plano octaédrico
La solución de la ecuación cúbica la dan Korn y Korn
segundo 0 5 < :
(2.178). Entonces, la tensión principal principal se puede
3
(2.175)
El punto P correspondiente a la impresión modificada
*
tensiones principales σ1 *, σ2 * y σ3 se puede colocar
en el plano octaédrico de acuerdo con el siguiente
procedimiento. El espacio de tensiones principal con el
plano octaédrico que contiene el punto de tensión P se
muestra en la figura 2.92(a). El procedimiento para encontrar­
Se demostrará cómo determinar las distancias entre la
proyección de P en los ejes principales de tensión en el
plano octaédrico y el eje hidrostático. Todos los cálculos
b 0> 5. :
σ *
3
==−
x3
_
−
α
2
porque
página 3
3
−
A
60 °
−
3
(2.176)
pertenecen a los planos triaxiales, y el plano que contiene
el eje σ1 se muestra en la figura 2.92(b). El punto en el que
el eje hidrostático cruza el plano octaédrico se denomina
O
. La distancia entre el origen y la proyección de O
sobre el eje σ1 es igual a *), como se puede ver en ( *
en el que A es el coeficiente de (σ3 *)2 en la ecuación.
(2.173), y p y α se determinan a partir de las
ecuaciones (2.129) y (2.133), respectivamente.
Para b = 0,5, la ecuación. (2.172) se convierte en una ecuación
σ oct
=
1
3
σ 1 * +σ + 2
3
Figura 2.92(b). La proyección de P en el plano triaxial se
denomina P
cuadrática:
σ
. La distancia O
P
=a
entonces se convierte en [ver figura 2.92(b)]:
b 1)
(b­2 + 4
I
12
(
σ
3
* ) 2 segundo yo2+
12
(
σ
*
3
2
1 ( b )yo
)−+
=320
(2.177)
*
un = −σ( ) octubre
σ
1
1
porque
θ
(2.179)
Machine Translated by Google
Cálculos y presentación de resultados de pruebas 97
(a)
Con valores conocidos de las distancias a, b y c, el
σ1
punto P se puede trazar en el plano octaédrico, como se
muestra en la figura 2.93(a). Las longitudes a, byc están
marcadas en los ejes en el plano octaédrico y se dibujan
σ1–Eje en plano octaédrico
líneas perpendiculares a los ejes hasta la intersección para
dar la posición del punto de tensión P. Se ve que es
*
σ1
necesario utilizar sólo dos de las tres valores a, b y c.
PAG'
σoctubre
P(σ1 *,σ2*,σ3*)
a
Eje hidrostático
Oh'
σ2
oh
Con el fin de simplificar la posición:
Para determinar el punto P en el plano octaédrico, se hacen
las siguientes consideraciones trigonométricas de modo
que las coordenadas de P se determinen en el diagrama
X–Y que se muestra en la figura 2.93(b). La coordenada y
es igual a :
Plano octaédrico
σ3
3
(y=
(b)
*
2 σ1
−
σ oct )
(2.183)
La coordenada x se determina como se muestra en la
σ1
figura 2.93(b):
σ1–Eje en plano octaédrico
X
θ
*
σ1
PAG'
=−
C
porque
30 ° − +C.A
(
3
1
2
xa =
54,75°
σ2 √2 . = σ3 √2 .
θ
√2 . σoctubre
3
3
donde porque θ = ° cos(35. ) 26 =
3
(
2
a
−
°
3
3
3
3
−−
( c
)2
(2.184)
Sustituyendo los valores de a y c de las ecuaciones (2.180)
Figura 2.92 Espacio de tensiones principal con determinación
de la distancia a en un plano octaédrico.
a=
+
°
sen30 tan30
)
Eje hidrostático
Oh'
.σoctubre √3
oh
C
2
a
θ
σoctubre
=−
3
2
y (2.181) en la ecuación. (2.182) y reduciendo, la
coordenada x queda:
x=
tal que:
*
σ 1 ) −σ oct
(2.180)
2
(
2
σ 2 * ) −σ *
3
(2.185)
Usando las ecuaciones (2.183) y (2.185), el punto P(σ1 ,
σ2 , σ3 ) puede ubicarse fácilmente en el plano octaédrico,
como se muestra en la figura 2.93(b).
Se pueden obtener expresiones similares para los valores
correspondientes de b y c:
2.7.8 Representación de los resultados de la prueba
3
segundo =
2
c=
3
(
2
(
σ 2 * ) −σ oct
con rotación de tensión principal
(2.181)
Para experimentos con rotación de tensiones principales,
se aplican tensiones de corte a la superficie de la muestra
σ 3 * ) −σ oct
(2.182)
como se hace en torsión, dirección
Pruebas de corte opcional y de corte directo. la rotacion
Machine Translated by Google
98 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
σ1
PAG
a
­C
(Nota: –c es positivo)
­b
Oh'
σ2
σ3
(b)
Y
σ1
P(x,y)
–σ3
30°
a+c . pecado 30°
a=y
­C
­ C . pecado 30°
­ C . pecado 30°
30°
Oh'
X
X
Figura 2.93 Ubicación del punto de tensión P en un plano octaédrico a partir de los valores de (a) a , byc o (b) xey .
Las tensiones principales que ocurren en tales pruebas
El esfuerzo cortante aplicado τzθ se representa frente
no se pueden indicar en el espacio de tensiones
a la diferencia de esfuerzos (σz − σθ ) expresada en
principales y se puede emplear otro diagrama para
coordenadas polares. Estos diagramas se muestran
mostrar los resultados de dichas pruebas. En este diagramaen
elel Capítulo 11.
Machine Translated by Google
3 equipos triaxiales
3.1 Configuración triaxial
También se pueden emplear formas cuadradas y
rectangulares. Es posible que se requieran muestras con
El equipo necesario para realizar una prueba triaxial consiste
diámetros más grandes al analizar suelos con tamaños de
en la configuración de la muestra triaxial ubicada dentro de
grano más grandes, como grava y enrocado. Para evitar
una celda triaxial llena de fluido, un suministro de presión de
tamaños de grano inapropiadamente grandes dentro de la
confinamiento y un equipo de carga vertical, como se
muestra triaxial, el diámetro de la muestra debe ser al menos
muestra esquemáticamente en la Fig. 3.1. Los principales
igual a seis veces el tamaño de partícula más grande para
componentes empleados en la configuración de la muestra
material uniformemente graduado y al menos ocho veces el
triaxial se muestran esquemáticamente en la Fig. 3.2 y se
tamaño de partícula más grande para material bien graduado
revisan a continuación.
(Marachi et al. 1972 ; Wong y otros 1975).
La instrumentación, sistemas de medición y esquemas de
control se presentan en el Capítulo 4.
relación H/D
3.1.1 Muestra, tapa y base
Dimensiones de la muestra
La altura (H) de la muestra triaxial suele estar entre 2,0 y
2,5 veces el diámetro (D).
Consideraciones que resultan en este rango de H/D
Debido a la variabilidad de parámetros como pesos unitarios,
Las relaciones incluyen superar los efectos de la restricción
valores de módulo, parámetros de resistencia al corte y
de los extremos debido a la fricción en las placas de los
permeabilidades, las muestras grandes tienden a mostrar
extremos, así como permitir que las bandas de corte se
menos variabilidad que las muestras pequeñas y, por esa
desarrollen libremente y evitar la intercepción por las placas
razón, son preferibles las muestras grandes. Al elegir un
de los extremos, como se muestra en la Fig. 3.3 (Lade et al.
tamaño de muestra representativo, se deben considerar las
1996; Wang y Lade 2001). Se encuentran disponibles
técnicas como el uso de extremos lubricados para reducir la
heterogeneidades en el campo, al igual que el costo de
probar muestras más grandes. Muy a menudo, la muestra
fricción en las placas de los extremos, como se presenta en
triaxial tiene una forma cilíndrica con diámetros que varían
la Sección 3.1.8. En tales casos, es posible reducir la altura
de 35 mm (1,4 pulgadas) a 150 mm (6,0 pulgadas). Sin
de la muestra y, a menudo, se prefiere una relación H/D
embargo, otras secciones transversales,
unitaria. En la figura 3.4 se muestran experimentos para
indicar la adecuación de H/D = 1,0.
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
100 Ensayos Triaxiales de Suelos
Pistón (3.3)
Configuración de muestra
triaxial (3.1)
Celda triaxial (3.2)
Suministro de presión (3.4)
Equipos de carga
vertical (3.5 y 3.6)
Figura 3.1 Configuración triaxial con los componentes principales discutidos en este capítulo.
Conexión de montaje (3.1.4)
Conexión pistón­tapa (3.3.1)
Línea de drenaje (3.1.4)
Límite (3.1.1)
Línea de drenaje en la tapa (3.1.4)
Junta tórica (3.1.3)
Extremo lubricado (3.1.8)
Suelo
Piedra filtrante (3.1.4)
Membrana (3.1.2)
Drenaje lateral (3.1.4)
Fluido celular (3.1.7)
Salidas de la línea de drenaje (3.1.4)
Base (3.1.1)
(3.1.5)
Al dispositivo de cambio de volumen (3.1.6)
Figura 3.2 Configuración de muestra triaxial con componentes discutidos en las Secciones 3.1 y 3.3.1.
Machine Translated by Google
Equipo triaxial 101
(a)
(b)
σ1
σ1
h
σ3
σ3 D ∙ cuna α
A=T
α
D
D
Figura 3.3 Técnicas de ensayo empleadas en ensayos de compresión triaxial: (a) probeta corta (H = D) con
extremos lubricados y (b) probeta alta convencional. Reproducido de Lade et al. 1996 con autorización de ASTM
International.
Altura de la muestra ­ pulgadas
0 46
2
4
8
Porosidad inicial ni= 41,5%
44
42
No lubricado
olugnÁ
40
1/0.009″ de espesor.
1/0.009″ de espesor.
38
2/0.009″ de espesor.
36
34
32
0
0,5
1
2
3
4
Relación altura­diámetro ­ H/D
Figura 3.4 Relación H/D versus φ para indicar la idoneidad de los extremos lubricados. Reproducido de Bishop y Green
1965 con autorización de Geotechnique.
Machine Translated by Google
102 Ensayos Triaxiales de Suelos
La elección de H/D = 1,0 junto con el uso de extremos
adecuadamente lubricados ayuda a promover
deformaciones uniformes en la muestra y da como
resultado una condición de falla apropiada que
representa mejor la resistencia del suelo en la relación
de vacíos uniforme final. Debido a que las bandas de
Por lo tanto, para muestras densas que se van a ensayar
a bajas presiones de confinamiento, la mejor
combinación consiste en H/D = 2,5–2,7 y el empleo de
extremos lubricados. Puede ocurrir pandeo si la relación
H/D es demasiado alta.
corte no ocurren en el régimen de endurecimiento en
Tapa y base
ensayos de compresión triaxial, a menudo se prefiere esta configuración.
Se han realizado experimentos exitosos en muestras
La muestra está contenida entre una tapa y una base y
mucho más cortas de lodo intacto de la Bahía de San
una membrana circundante, como se ve en la figura
Francisco con H/D = 0,36 y extremos lubricados. Estas
3.5(a). La tapa y la base tienen formas de sección
pruebas dieron como resultado relaciones tensión­
transversal para adaptarse a la muestra. Por lo tanto,
las muestras cilíndricas se ensayan con placas extremas
deformación muy similares, incluido el ablandamiento
posterior al pico, obtenidas de muestras con H/D = 1,0 y
circulares con diámetros iguales o ligeramente mayores
extremos lubricados. Por lo tanto, es factible realizar
en relación con la muestra, como se muestra en la figura 3.3(a).
Debido a que estas placas extremas se utilizan para
ensayos de compresión triaxial en muestras muy cortas,
como se analiza en mayor detalle en la Sección 8.3.4.
transferir la carga axial a la muestra, están hechas de
materiales que son rígidos en relación con el suelo que
Cuando se estudian las bandas de corte, se prefiere
la relación H/D más alta de 2,5, o posiblemente
ligeramente más alta (Lade 1982a; Lade et al. 1996;
Wang y Lade 2001). Esto evita la interferencia de las
se va a ensayar. Así, las placas extremas pueden estar
hechas de plástico acrílico (Lucite®, Perspex®,
Plexiglass®), liviano y fácil de mecanizar, para uso con
arcillas blandas o para suelos a ensayar a bajas
presiones. Otros materiales como el aluminio (tiende a
corroerse en agua a menos que esté anodizado duro),
bandas de corte con las placas finales. Tenga en cuenta
que si bien es posible que las bandas de corte no
intenten pasar a través de las placas extremas, sus
latón
o acero
inoxidable (pesado,
inclinaciones pueden verse desviadas por la proximidad de las
placas
extremas.
(a)
(b)
Gorra
Célula de carga
Gorra ligera
Muestra de suelo
Membrana
(C)
Base
junta tórica
Figura 3.5 (a) Configuración triaxial, (b) tapa con celda de carga instalada y (c) ranuras para dos juntas tóricas.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 103
más difícil de mecanizar) se puede emplear para probar
fluido o aire en la celda triaxial. Al mismo tiempo, la
suelos cada vez más rígidos a presiones de confinamiento
membrana debe soportar un mínimo de la carga axial
más altas. La tapa se puede ahuecar para hacerla liviana o
aplicada y no proporcionar ninguna resistencia a la
para instalar una celda de carga, como se muestra en la
deformación de la muestra.
figura 3.5(b). Pero esto puede resultar en una rigidez
reducida y puede interferir con posibles conexiones de
drenaje incrustadas en la tapa (consulte la Sección 3.1.4).
Presiones geotécnicas convencionales
Las membranas para análisis de suelos suelen estar hechas
Las superficies cilíndricas de las placas extremas deben
ser lisas para que proporcionen buenos sellos con la
membrana de caucho. Alternativamente, se pueden
proporcionar ranuras para las juntas tóricas que sellan la
de caucho de látex y los espesores típicos son 0,05 mm
(0,002 pulgadas), 0,30 mm (0,012 pulgadas) y 0,64 mm
(0,025 pulgadas). La circunferencia de la membrana
cilíndrica se hace para que coincida con la circunferencia
membrana a las placas terminales. Se pueden usar dos o
de la muestra. A menudo se utilizan dos membranas del
más juntas tóricas en cada placa final para garantizar sellos
tipo fino junto con una fina capa de grasa de silicona para
buenos y seguros.
llaves de paso entre ellas. Esto reduce la posibilidad de
Si se utilizan tapas y bases con secciones transversales
una fuga debido a una perforación y reduce la cantidad de
cuadradas o rectangulares, como se emplea en algunos
aire que puede difundirse a través de la membrana. Las
equipos de deformación plana o triaxial real, entonces la
sección transversal debe pasar a una forma más redondeada
fugas a través de la membrana también se pueden reducir
utilizando una lámina metálica entre las membranas (JF
o circular, como se muestra en la figura 3.6, de modo que
las juntas tóricas pueden desarrollar sellos positivos entre
Peters, comunicación personal, 2015). El papel de aluminio
la membrana y las placas terminales.
se corta en trozos de aproximadamente una pulgada
cuadrada. La membrana interna se unta con grasa de
3.1.2 Membrana
silicona y los trozos de papel de aluminio se colocan,
La función de la membrana es transmitir una presión celular
proporcionar una barrera al aire y al mismo tiempo brindar
uniforme sobre la muestra de suelo y aislar la muestra y su
flexibilidad. Cuando se realiza en muestras de suelo
compactado y parcialmente saturado, la necesidad de
fluido intersticial y/o aire intersticial del ambiente presurizado
circundante.
superpuestos como escamas de pescado, para
corrección por los efectos de refuerzo de la membrana es
insignificante. Las fugas a través de la membrana también
se pueden minimizar eligiendo un fluido celular apropiado, como se anali
Mientras que las arcillas y arenas finas no presentan
problemas con respecto a la perforación de la membrana,
las muestras con granos de suelo más grandes y afilados
pueden experimentar perforaciones cuando se aumenta la
presión celular o durante la etapa de corte.
La mejor manera de evitar esto es utilizar dos o más
membranas de espesor medio con llave de paso con grasa
de silicona entre ellas en lugar de una membrana muy
gruesa (Yamamuro y Lade 1996; Bopp y Lade 1997a, b).
Esto se debe a que una perforación de la membrana interna
no se propagará a la siguiente membrana, mientras que
una membrana gruesa puede permitir que dicho modo de
rasgado continúe a través de todo el espesor de la
Figura 3.6 Tapas y bases con transición de secciones
transversales cuadradas o rectangulares a secciones
transversales más redondeadas o circulares para
equipos de deformación plana y triaxial verdadera.
membrana.
La mayoría de las veces, las membranas se fabrican como delgadas.
tubos cilíndricos de pared y fabricados para
Machine Translated by Google
104 Ensayos Triaxiales de Suelos
ajuste el tamaño cilíndrico de la muestra triaxial sumergiendo un
La muestra ha sido rociada. Dicho tinte no es necesario en el látex
mandril en látex fluido, levantándolo y dejándolo secar. Normalmente,
fluido, que es de color blanco lechoso antes de secarse hasta
una inmersión produce membranas con un espesor de 0,30 mm
(0,012 pulg.) y dos inmersiones producen un espesor de 0,64 mm
adquirir un color claro ligeramente amarillento.
(0,025 pulg.). Las membranas de caucho de látex se pueden fabricar
fluido sobre la superficie para fortalecer la membrana.
Se pueden rociar o pintar capas adicionales de caucho de látex
para adaptarse a cualquier forma y el proceso de fabricación se
detalla en el Apéndice A.
De manera similar, se puede crear una membrana pintando
una muestra más resistente y menos permeable de arcilla
Las membranas mucho más delgadas (0,05 mm = 0,002
sobreconsolidada, como arcilla de canto rodado, directamente con
pulgadas) se fabrican a partir de condones lisos disponibles
látex fluido y dejándola secar antes de aplicar capas adicionales
comercialmente (profilácticos, por ejemplo, Trojan, Ramses). Estas
para espesar la membrana (Jacobsen 1967, 1970). Esta técnica se
membranas de caucho de látex se fabrican con altos estándares de
puede utilizar para encerrar una muestra que no sea perfectamente
ser a prueba de fugas y no fácilmente rompibles y se ajustan a
lisa, tal vez con un guijarro que sobresalga de un lado, evitando así
muestras con un diámetro de 35 mm (1,4 pulg.).
atrapar aire entre la membrana y la muestra.
Son particularmente útiles para muestras de arcilla, pero también
se pueden usar para muestras de arena fina, que tienen menos
probabilidades de perforar el caucho fino.
Las membranas hechas de látex son permeables a moléculas
más pequeñas del líquido celular o del aire. Esto se debe a que el
Debido a que son muy delgadas, soportan muy poca carga y los
caucho de látex se compone de polímeros, es decir, largas cadenas
resultados experimentales requieren correcciones pequeñas o nulas
de moléculas que, cuando se secan, crean una red de largas hebras
para las cargas soportadas por la membrana (ver Capítulo 9).
con agujeros entre ellas a través de las cuales pueden penetrar
moléculas más pequeñas. Por lo tanto, las membranas de caucho
También se puede crear una membrana directamente sobre la
superficie de una muestra de arcilla, evitando así atrapar aire o
de látex son mucho más permeables al aire que al agua. Sin
embargo, utilizar aire comprimido como fluido celular puede ser
agua entre la membrana y la muestra. Después de recortar la
muy peligroso si la pared celular está hecha de plástico acrílico.
muestra a sus dimensiones finales y colocarla entre la tapa y la
Esto se discutirá más a fondo a continuación. Por lo tanto, utilizar
base, primero se recubre la superficie de la muestra con cemento
agua sin aire u otro fluido celular con moléculas más grandes en
de caucho diluido usando un dispositivo de pintura con aerógrafo.
lugar de aire comprimido tiene grandes ventajas para experimentos
Debido a que el agente diluyente en el cemento de caucho es un
a largo plazo, como se analiza en la Sección 3.4. Las membranas
fluido (solvente y diluyente) distinto del agua, el agua en la muestra
de caucho de látex también absorben agua y parte de esta agua
queda sellada por la capa de cemento de caucho seco. A
continuación se pulveriza caucho de látex diluido con agua sobre la
puede provenir de la muestra. Berre (1982) recomendó saturar la
membrana sumergiéndola en agua desaireada (fresca o salada,
superficie después de que el cemento de caucho se haya secado.
según corresponda) durante al menos 3 días antes de usarla para
Por lo tanto, no hay conexión entre el agua de la muestra y el agua
que se evapora del látex para crear la membrana. En consecuencia,
una prueba triaxial en arcilla.
no hay incertidumbre acerca de cualquier intrusión de agua en la
muestra o cualquier evaporación de agua de la muestra durante el
proceso de secado que crea la membrana.
Las membranas de caucho de látex están disponibles
comercialmente con diámetros estándar de 35 mm (1,4 pulg.), 51
mm (2,0 pulg.), 71 mm (2,8 pulg.), 102 mm (4,0 pulg.) y 152 mm
(6,0 pulg.). . Se pueden producir otros tamaños a pedido de los
fabricantes, o fabricándolos internamente, como se explica en el
Apéndice A.
Debido a que el cemento de caucho diluido es esencialmente
incoloro, se puede utilizar un agente colorante como Oil Red.
Las membranas de caucho de látex se debilitan en presencia
Se puede mezclar tinte O (en polvo) con el cemento de caucho
de aire atmosférico y luz ultravioleta.
diluido para que sea posible ver dónde
Por lo tanto, es mejor almacenar las membranas en lugares opacos,
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 105
bolsas de plástico cerradas y colocadas en un refrigerador
donde se reduce la tasa de deterioro químico.
Presiones de confinamiento efectivas muy bajas
Finalmente, se pueden realizar experimentos en muestras de
También se han fabricado membranas a partir de otros
materiales como el caucho de silicona, por ejemplo el tipo de
caucho de silicona Silastic J­RTV (de Dow Corning Co.), que
puede ser más elástico y tener mayor resistencia al desgarro
y menor rigidez que el látex. membranas de caucho. Sture y
Desai (1979) explican los procedimientos para mezclar los
compuestos y formar las membranas de caucho de silicona.
Son más difíciles de producir y, al combinar esto con la
disponibilidad comercial de membranas de caucho de látex,
se utiliza este último tipo para la mayoría de las aplicaciones.
arcilla saturadas de agua a bajas presiones de confinamiento
efectivas y completamente sin ninguna membrana utilizando
un fluido celular que consiste en parafina o queroseno. En
tales experimentos, la tensión superficial entre el agua dentro
de la muestra y la parafina en la célula crea una barrera que
actúa como una membrana que mantiene el agua dentro y el
fluido celular fuera de la muestra.
En ocasiones se han realizado experimentos con esta técnica
de parafina (Ramanatha Iyer 1973, 1975; Iversen y Moum
1974; Berre 1982), pero no se ha utilizado ampliamente. Este
tema se analiza con más detalle en el Capítulo 10.
Altas presiones de confinamiento efectivas
Correcciones
Para experimentos de alta presión de confinamiento (hasta
Las correcciones para la carga soportada por la membrana
67 MPa), Yamamuro y Lade (1996) utilizaron hasta cinco
membranas de látex de 0,64 mm de espesor con grasa de
y para el cambio de volumen medido debido a la penetración
de la membrana se analizan en el Capítulo 9.
silicona entre ellas para evitar perforaciones y fugas a estas
altas presiones de confinamiento efectivas. Se necesitaron
hasta cuatro juntas tóricas en la tapa y en la base para sellar
las membranas a las placas terminales. Las juntas tóricas se
instalaron en el exterior de todas las membranas.
3.1.3 Juntas tóricas
Se estiran juntas tóricas sobre la membrana para sellarla a la
tapa y la base. Leroueil et al. (1988) recomiendan pulir los
Yamamuro y Lade (1996) descubrieron que las membranas
podían reutilizarse después de pruebas de alta presión
lados de la tapa y la base, y untar una fina capa de grasa de
silicona en sus lados antes de colocar la membrana y las
dependiendo de la presión de confinamiento. La membrana
juntas tóricas. Dado que las juntas tóricas suelen ser un poco
interior por lo general estaba demasiado perforada para seguir
más pequeñas que el diámetro de las placas de los extremos,
utilizándola. Generalmente, la segunda membrana presentaba
de modo que presionarán la membrana hacia los lados de las
algunos pequeños pinchazos, pero podría volver a utilizarse
placas de los extremos, es necesario estirarlas y colocarlas
como capa de acolchado en una prueba posterior. Todas las
con un mínimo de alteración de la muestra de suelo. Esto se
demás membranas podrían reutilizarse, ya sea como
membrana interior o como membranas exteriores.
puede hacer usando un ensanchador de junta tórica que
consiste en un pequeño trozo de tubo con un diámetro que se
ajuste sobre las placas terminales cilíndricas con las
Vesic y Clough (1968) probaron arena a altas presiones (2–
63 MPa) utilizando membranas de cloruro de polivinilo
membranas estiradas hacia arriba y alrededor de ellas. Las
juntas tóricas se colocan en la camilla, que a su vez se coloca
plastificado de 1,3 mm (0,05 pulgadas) de espesor con una
alrededor de la placa final y las juntas tóricas se retiran de la
resistencia a la tracción mínima de 12 MPa (1800 psi) y un
camilla y se colocan en su posición alrededor de la tapa y la
alargamiento máximo del 200%.
base, como se muestra en la Fig. 3.7. Esto se analiza más
Colliat­Dangus et al. (1988) emplearon una membrana de
detalladamente en el Capítulo 5.
neopreno de alta calidad de 0,5 mm (0,02 pulgadas) de
espesor para pruebas con presiones de confinamiento de hasta 5 MPa.
Para presiones más altas se utilizaron dos membranas de
neopreno.
Están disponibles diferentes tipos de material de junta
tórica según se indica en los catálogos de los fabricantes.
Machine Translated by Google
106 Ensayos Triaxiales de Suelos
Para pruebas triaxiales convencionales en las que se utiliza agua o
gas como fluido celular, el tipo de caucho bueno­N es el más elástico
y el más fácil de trabajar. Sin embargo, otros tipos de caucho son
resistentes a ciertos químicos y pueden ser mejores para
3.1.4 Sistema de drenaje
La configuración de la probeta triaxial para ensayos que se inician
con consolidación, como en los ensayos CD y CU, requiere de un
sistema de drenaje, cuya función es conectar el agua de la probeta
condiciones especiales.
con un dispositivo externo de cambio de volumen y con un transductor
de presión de poro. , cuya versión esquemática se mostró
anteriormente en la Fig. 1.2. Básicamente se emplean dos tipos de
sistemas de drenaje para ensayos triaxiales.
Drenajes finales
Un sistema es esencialmente un sistema nominal que se utiliza para
suelos con drenaje libre, como arena y grava. Dichos sistemas
pueden consistir en un pequeño orificio en la base conectado
directamente al dispositivo de cambio de volumen. Se pueden
colocar algunas hebras de lana de acero en el pequeño orificio para
evitar que los granos de tierra entren y salgan por el orificio. Este
sencillo sistema de drenaje se puede complementar con un orificio
similar en la tapa, una pequeña piedra porosa incrustada en cada
una de las placas de los extremos o una piedra filtrante rígida que
cubra cada una de las placas de los extremos. En la Fig. 3.8 se
muestran ejemplos de sistemas de drenaje de extremo simples. El
Figura 3.7 Fotografía de cómo colocar la junta tórica en la
membrana de la tapa usando el dedo anular.
(a)
diseño sencillo
(C)
(b)
Atascado
agujero
Poroso
piedras
Figura 3.8 Sistemas de drenaje simples para suelos de libre drenaje.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 107
en la Fig. 3.8(a) se puede utilizar con arena y grava de
drenaje libre y sin extremos lubricados. El diseño de la
Fig. 3.8(b) con la pequeña piedra porosa ubicada en el
centro permite el empleo de extremos lubricados (ver
Sección 3.1.8). Para poder lavar las piedras porosas
de tamaño completo que se muestran en la Fig. 3.8(c),
así como las líneas de drenaje, las placas de los
extremos pueden estar provistas de un patrón de
ranuras conectadas a dos puertos de drenaje, como se
muestra en la Fig. 3.9.
Piedras porosas
Las piedras porosas en forma de discos circulares
pueden estar hechas de partículas de corindón
sinterizado, que son partículas de óxido de aluminio
extremadamente duras, o de partículas sinterizadas de
bronce, de acero inoxidable o de latón, o de plástico
poroso. Este último es el material más blando y se
presenta en láminas con diferentes gradaciones de
partículas con los consiguientes diferentes tamaños de
orificios. El corindón sinterizado es muy duro y, por
tanto, difícil de mecanizar, mientras que el bronce
poroso se puede mecanizar fácilmente y el plástico
poroso se puede cortar con un cuchillo o una
herramienta perforadora. Las compresibilidades del
La configuración de la muestra triaxial puede no
desempeñar ningún papel en el desarrollo de la presión
de los poros (debido a su compresión), mientras que
el plástico poroso es tan comprimible que puede ser
necesario tener en cuenta su presencia. No es
aconsejable utilizar “piedras” porosas de tamaño
completo hechas de plástico poroso como se muestra
en la figura 3.8(c), porque su compresión generará
presiones de poro falsas en la muestra en condiciones
sin drenaje. Sin embargo, el plástico poroso se puede
utilizar para los pequeños desagües ubicados en el
centro de la figura 3.8(b). Tienen la ventaja de que, si
se obstruyen, se pueden sustituir de forma fácil y económica.
Suelos insaturados
Las pruebas de suelos no saturados y sus requisitos
para la instalación y piedras filtrantes de alta entrada
de aire se analizan en el Capítulo 10.
Drenajes laterales
Los suelos menos permeables, como los arcillosos, a
menudo requieren disposiciones de drenaje adicionales
para reducir el tiempo necesario para las pruebas. En
cuanto a las pruebas de materiales granulares, se
corindón sinterizado y del bronce sinterizado son tan pequeñas
que colocar
su presencia
enporosas
el interior
del
pueden
piedras
pequeñas
o de tamaño
completo en o sobre las placas terminales para
proporcionar drenaje final, como se muestra en la
figura 3.8(b y c). Se puede lograr un drenaje adicional
mediante drenajes laterales creados envolviendo papel
de filtro o geotextil no tejido alrededor de la muestra de
arcilla para proporcionar drenaje horizontal y disminuir
el tiempo de consolidación, así como el tiempo de corte
en condiciones de drenaje, y para mejorar el tamaño
de los poros. ecualización de presión en pruebas CU.
Esto puede ser más efectivo porque la ruta de drenaje
máxima es igual al radio, que generalmente es más
corto que la distancia hasta los drenajes finales.
También puede ser más eficaz para muestras con
núcleo vertical, porque la conductividad hidráulica
suele ser de 2 a 10 veces mayor en la dirección
Ranura hacia adentro
Superficie superior
Salida
horizontal que en la vertical, dependiendo del tipo de
arcilla (Tavenas et al. 1983; Tavenas y Leroueil 1987). ).
Las arcillas varvadas pueden tener permeabilidades
hasta 40 veces mayores en dirección horizontal que en
Entrada
Figura 3.9 Patrón de ranuras en las placas de los extremos para
permitir el lavado en cada extremo de la muestra.
dirección vertical (Olson y Daniel 1981).
Debido a que una hoja continua de papel de filtro
crea un revestimiento rígido de la muestra debido a su
acción de concha, grandes correcciones a la vertical y
Machine Translated by Google
108 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
disco de drenaje
Papel de filtro cortado
¼″
¼″
¼″
3¼″
¼″
4¾″
Desagües laterales de papel de filtro
(b)
Figura 3.11 Conexión entre los drenajes laterales del
papel de filtro y los discos de drenaje en el lado de la placa final.
h
Sin drenaje
requerido, especialmente para especímenes de arcilla blanda.
compresión
Desafortunadamente, las propiedades de resistencia del papel
de filtro son difíciles de determinar con precisión, porque
1,3∙horas
exhibe propiedades similares a las de los suelos, como rigidez,
resistencia, fluencia y relajación, etc. Además, la efectividad
(C)
4 tiras filtrantes inclinadas
en el drenaje del agua se reduce debido a la obstrucción y el
como se muestra utilizado para un
colapso a presiones de confinamiento más altas.
muestra
Para reducir la fuerza vertical (y la consiguiente corrección
h
Sin drenaje
de la carga axial) que soporta el papel de filtro ranurado
extensión
verticalmente, Berre (1982) sugirió que es ventajoso inclinar
1,5∙h
Figura 3.10 (a) Papel de filtro ranurado original
propuesto por Bishop y Henkel (1962); Tiras de filtro
inclinadas utilizadas en el Instituto Geotécnico Noruego
para (b) compresión sin drenaje y (c) extensión sin
drenaje. Reproducido de Berre 1982 con autorización de
ASTM International.
las tiras del papel de filtro en una dirección que no experimente
tensión. , y como el papel de filtro no está comprimido, no
soportará ninguna carga. Para una prueba sin drenaje en una
muestra completamente saturada que se corta en compresión
o extensión, la muestra no cambia de volumen, y para esta
condición, combinada con pequeñas deformaciones, la
dirección de deformación cero en la superficie de la muestra
Se requieren las tensiones horizontales. Para romper esta
cilíndrica está inclinado en V:H = 1: 2 = 1: 1,414. Anticipando
que se producirán algunas deformaciones antes de que se
alcance la falla en especímenes de arcilla blanda, la figura
acción de cáscara, se pueden realizar cortes verticales en la
3.10(byc) muestra ejemplos de inclinaciones utilizadas para
hoja de papel de filtro, evitando así la corrección a la presión
ensayos de compresión y extensión sin drenaje,
horizontal. Bishop y Henkel (1962) propusieron cortar ranuras
respectivamente. Para pruebas cíclicas de dos vías sin
verticales en el papel de filtro, como se muestra en la figura
drenaje, las tiras se inclinan entre las de compresión y
3.10(a). Los bordes continuos del papel de filtro se envuelven
extensión. Se considera que el empleo de tiras de papel de
alrededor de las piedras de filtro en las placas de los extremos
filtro inclinadas como se muestra no da como resultado
para proporcionar un camino hacia el sistema de drenaje
ninguna corrección de la carga vertical (Berre 1982). Sin
externo. El borde del papel de filtro también puede estar
embargo, esto puede ser
provisto de aletas que se superponen a los discos de filtro
ubicados en los lados de las placas de extremo, como se
muestra en la Fig. 3.11. Se puede realizar una corrección por
la carga transportada por el papel de filtro.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 109
30
26
30
40
26
30
25
Separar
081
26
56
1
selacistraervit
30
56
802
25
56
251
40
14
14
01
1.3
10
10
Configuración de compresión
Orificio de drenaje en la platina
248
30
56
26
30
26
56
30
40
26
30
25
5
5
Separar
10
5
25
56
selacistraervit
40
10
1
Orificio de drenaje en la platina
248
1.5
Configuración de extensión
Nota:
Todas las dimensiones en mm.
Hay 8 tiras verticales espaciadas uniformemente 26 mm horizontalmente.
Figura 3.12 Marcos con papel de filtro ranurado e inclinado (según Yamamuro et al. 2012).
reconsiderado en vista de los resultados dados en el
Capítulo 9. La Figura 3.12 muestra un marco con
ranuras de papel de filtro inclinadas para pruebas de
compresión. Para pruebas de extensión, Mitachi et al.
(1988) encontraron que la configuración más práctica
del papel de filtro consiste en una hoja sólida con
cortes inclinados en V:H = 1:1,5.
Si bien se recomienda Whatman No. 54 para
drenajes de calidad (como Whatman No. 1) para
probar arcillas más débiles y magras, porque la rigidez
de estos drenajes es menor que la del Whatman No.
54.
La capacidad de flujo de todos los tipos de
materiales de drenaje lateral se reduce a medida que
aumenta la presión de confinamiento efectiva (Bishop
y Gibson 1964; Leroueil et al. 1988; Mitachi et al.
1988; Oswell et al. 1991), mientras que la corrección
pruebas triaxiales a presiones geotécnicas
convencionales, puede ser ventajoso utilizar valores más bajos.
de carga vertical generalmente representa un porcentaje reducido
Machine Translated by Google
110 Ensayos Triaxiales de Suelos
la fuerza del suelo. Para presiones de confinamiento
de moderadas a altas (hasta 1000 kPa), la capacidad
de flujo se puede aumentar usando capas dobles de
papel de filtro como Whatman No. 54 y 541 (endurecido,
de alta resistencia a la humedad, rápido). tasa de
filtración) o un drenaje geotextil como Mirafi 140NS
(Oswell et al. 1991). El papel de filtro Whatman No. 54
puede conservar su capacidad de transmitir agua
durante algún tiempo, pero períodos más largos de
consolidación permiten que los drenajes laterales se
compriman y reduzcan su capacidad de flujo. Se puede
lograr una comparación normalizada de las capacidades
de flujo de varios materiales filtrantes utilizando la
transmisividad definida como (Giroud 1980; Oswell et
al. 1991):
=
Tkh
/
mariscal de campo
=
∆/ p ( )ρ w gL
pag
La transmisividad se reduce al aumentar la presión de
confinamiento efectiva para todo tipo de materiales
filtrantes. El papel de filtro Whatman No. 54 y muchos
otros tipos de papel de filtro colapsan y esencialmente
se vuelven impermeables a presiones de confinamiento
efectivas más altas. Para presiones superiores a
aproximadamente 1000 kPa, puede ser necesario
cambiar de capas dobles de papel de filtro Whatman
No. 54 a una tela filtrante geotextil no tejida mucho más
rígida. Por ejemplo, la transmisividad del Mirafi 140NS
sigue siendo relativamente alta, incluso a presiones de
confinamiento cercanas a 5000 kPa (Oswell et al.
1991). Debido al colapso del material filtrante con el
tiempo, la transmisividad se reduce con el tiempo. La
Tabla 3.1 proporciona valores de transmisividad inicial
y valores después de 100 y 500 h para cuatro
(3.1)
materiales filtrantes envueltos alrededor de una muestra
de latón (es decir, no se produjo obstrucción por
partículas de suelo) investigados por Oswell et al. (1991).
Está claro que la doble capa de Whatman No. 54 tuvo
un buen desempeño y el geotextil no tejido mostró un
desempeño superior, pero el tejido geotextil también es
mucho más rígido que el papel de filtro y por lo tanto
requiere mayores correcciones a la carga vertical.
También pueden ser necesarias correcciones de
dónde
kp = coeficiente de permeabilidad longitudinal en el
plano del material de drenaje (m/s)
h = espesor del drenaje (m)
Q = caudal (m/s)
B = ancho (combinado con tiras de drenaje) (m)
Δp = pérdida de carga hidráulica (= presión de
entrada menos presión de salida) (N/m2 )
ρw = densidad de masa del líquido (kg/m3 )
g = constante gravitacional (= 9,81 m/s2 )
volúmenes o presiones de poro debido a la
compresibilidad de los materiales filtrantes.
Las correcciones para los drenajes laterales del material
filtrante se analizan en el Capítulo 9.
L = longitud del recorrido del flujo (m)
Tabla 3.1 Comparación de efectividades de materiales de papel de filtro según sus transmisividades. Los valores obtenidos por Oswell et al. (1991)
para materiales de drenaje lateral en una muestra de latón cubierta por una membrana. Presión de confinamiento = 1000 kPa, presión de entrada =
250 kPa y presión de salida = 0 kPa
Material filtrante
Espesor inicial
Mmm )
Papel de filtro
No tejido
geotextil
Transmisividad (m2 /s ∙ 1013)
Inicial
Después
Después
100 horas
500 horas
Whatman
monocapa nº 1
0,18
0,30
0,06
0,03
Whatman
monocapa nº 54
0,19
2.9
0,7
0,4
Whatman No.
54 de doble capa
0,38
6.2
2.5
1.0
Mirafi monocapa 140NS
0,40
490
290
270
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 111
Desventaja de los drenajes laterales.
Además de la corrección de la carga vertical debido a la
mayoría de las veces no se pueden conectar sin crear una
resistencia de los drenajes laterales, Carter (1982) señaló
cavidad en forma de disco que puede ser difícil de saturar.
Evite accesorios con roscas de tubería cónicas, porque la
que la consolidación radial puede dar como resultado una
densidad no uniforme en toda la muestra de arcilla cilíndrica.
Esto se debe a que el mayor grado de consolidación se
En tapa y base
alcanza primero junto a los drenajes laterales, creando así
La Figura 3.8 muestra ejemplos de líneas de drenaje
una carcasa cilíndrica cuya mayor rigidez y resistencia
perforadas en la tapa y la base. Estos se pueden mecanizar
impiden que las porciones internas de la muestra de arcilla
perforando y tapando orificios para dirigir la línea de drenaje
se consoliden completamente en correspondencia con la
desde la piedra porosa central hasta el accesorio cerca del
presión de consolidación aplicada. Este problema fue
borde de la tapa (para evitar interferencias con el pistón) y
investigado experimentalmente por Atkinson et al. (1985),
la base (para evitar interferencias con el perno central).
y encontraron que las muestras cilíndricas de caolín con
utilizado para fijar la base de la muestra a la placa base de
drenajes laterales mostraban una falta de uniformidad
la celda triaxial).
significativa en el contenido de agua a lo largo del diámetro
de la muestra. Las muestras con un diámetro de 38 mm
Montaje de conexiones a líneas de drenaje.
mostraron una variación en el contenido de agua del 1,5%
desde el centro hacia la periferia al final de la consolidación
Swagelok® fabrica racores y válvulas de la mejor calidad
para pruebas triaxiales en latón y acero inoxidable. Los
isotrópica de 55 a 200 kPa. Esto implica variaciones
accesorios y válvulas de latón son lo suficientemente fuertes
sustanciales en la tensión efectiva entre muestras con
drenaje radial. El problema se puede evitar utilizando
para la mayoría de las aplicaciones de presión moderada a
únicamente drenaje final.
alta. Sin embargo, estos accesorios vienen con clasificaciones
de presión y puede haber casos de aplicaciones de fluidos
corrosivos o de alta presión en los que sea necesario
emplear accesorios y válvulas de acero inoxidable.
Correcciones
Las correcciones para la carga asumida por los drenajes
laterales se analizan en el Capítulo 9.
Líneas de drenaje
Mientras se instala la membrana para aislar la muestra del
Los accesorios que proporcionan conexiones directas a
los tubos de drenaje son los más adecuados para pruebas
triaxiales. Como se mencionó anteriormente, las líneas de
drenaje deben incluir la menor cantidad de accesorios posible.
Por lo tanto, una línea recta debajo de la base de la
muestra, sellada con una junta tórica, es mejor que los
fluido celular, se proporcionan líneas de drenaje para
accesorios en el costado de la base y a través de la base de
conectar el fluido en la muestra con el dispositivo de cambio
la celda. En la Fig. 3.13 se indican ejemplos de conexiones.
de volumen y el transductor de presión de poro. Estas líneas
de drenaje pasan a través de la tapa y la base desde las
Disco de filtro
piedras del filtro, se conectan a través de accesorios a tubos
dentro de la celda triaxial y se conectan a través de
Base
Agujero tapado
accesorios a tubos conectados al dispositivo de cambio de
después del mecanizado
volumen fuera de la celda triaxial. Las mejores líneas de
porción horizontal de
drenaje son continuas y se conectan de manera suave y
camino de drenaje
directa al dispositivo de cambio de volumen mediante la
Plato base
menor cantidad de accesorios. En particular, se deben
emplear los mismos tubos y accesorios de diámetro
constante para evitar cavidades donde el aire pueda quedar
atrapado. Por lo tanto, todas las líneas de drenaje, que
forman parte del volumen mayor de líquido de la muestra,
deben
Tornillo
junta tórica
Figura 3.13 Ejemplo de conexión de una línea de
drenaje en una celda triaxial.
Machine Translated by Google
112 Ensayos Triaxiales de Suelos
Flexibilidad de los tubos
El tubo empleado para el drenaje debe tener una flexibilidad
formando una espiral alrededor de la muestra triaxial para
minimizar la interferencia con la carga axial de la muestra.
volumétrica mínima y la mayor flexibilidad de flexión posible.
Para pruebas triaxiales convencionales puede ser suficiente
emplear tubos con diámetros de 3 o 6 mm (1/8 o 1/4 de
pulgada) hechos de plásticos como nailon, polietileno
3.1.5 Fugas de configuración triaxial
(relativamente blando y débil) y polipropileno (relativamente
Para pruebas a largo plazo, es importante minimizar las
rígido). y fuerte).
fugas de toda la configuración triaxial para obtener resultados
de prueba confiables. Leroueil et al. (1988) señalaron que
Las pruebas a altas presiones pueden requerir tubos
las fugas podrían ocurrir en muchos lugares diferentes en la
fabricados de metales como aluminio, cobre y acero
configuración triaxial.
inoxidable. Los tubos pueden especificarse en términos de
radios interno y externo y vienen con clasificaciones con
La Figura 3.14 muestra un diagrama esquemático con
respecto a presión máxima, rango de temperatura, radio de
externo, indicadas por números en el diagrama, de la
fuentes de fuga entre el fluido de los poros y el fluido o aire
curvatura, etc. Es posible que se requiera una herramienta
siguiente manera: (1) a través de accesorios externos; (2) a
de doblado para producir dobleces suaves en tubos de metal
través de accesorios dentro de la celda y entre las placas
y al mismo tiempo evitar que los tubos se doblen.
extremas y la membrana; (3) a través de la membrana
debido a la diferencia de presión entre la presión de la celda
Para las pruebas triaxiales convencionales, se prefieren
tubos de plástico transparentes y relativamente flexibles
para poder ver el flujo de fluidos y posibles burbujas de aire.
y de los poros y debido a la ósmosis entre el fluido de los
poros y el fluido de la célula; (4) saturación de la membrana;
y (5) difusión dentro de la bureta de contrapresión.
Estos tubos de plástico pueden doblarse permanentemente
calentándolos, doblándolos con cuidado y enfriándolos
Estas fugas, tanto dentro como fuera de la muestra,
nuevamente.
dependen de los accesorios, la membrana, el líquido celular,
Para pruebas de alta presión, los tubos de acero
inoxidable de paredes gruesas tienen una flexibilidad
la presión de confinamiento efectiva y la duración de la
prueba. Si bien estas fugas dan como resultado cambios de
erróneos, no
volumétrica mínima, mientras que su flexibilidad de flexión puede volumen
mejorarse.
h1
h2
2
junta tórica
2
Queroseno
piedra porosa
3
Membrana
Agua
5
5
Bureta graduada
4
Muestra
5
5
1
1
3
1
2
2
2
1
1
1
3
Figura 3.14 Fuentes de errores en la instalación de prueba triaxial: (1) fugas en accesorios externos; (2) fugas en los accesorios
dentro de la celda; (3) ósmosis y difusión a través de membranas y líneas; (4) saturación de la membrana; (5) fuga y
difusión dentro de la bureta de contrapresión. Reproducido de Leroueil et al. 1988 con autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 113
afectan la presión de poro y por lo tanto no cambian la
Los principios de funcionamiento disponibles para los
trayectoria de tensión efectiva en pruebas drenadas.
dispositivos de cambio de volumen se revisan en la Sección 4.8.
En pruebas sin drenaje, la fuga da como resultado un cambio
en la presión de poros y esto a su vez cambia la trayectoria
3.1.7 Fluido celular
efectiva de la tensión y, por lo tanto, el comportamiento
medido del suelo.
La presión de la celda se aplica uniformemente a través de
Para minimizar el problema de las fugas de los accesorios,
una membrana de goma flexible mediante aire o fluido
presurizado. Las membranas de caucho de látex
Leroueil et al. (1988) desarrollaron una celda triaxial, que se
convencionales son permeables a moléculas más pequeñas
del fluido celular o del aire. Esto se debe a que el caucho de
muestra en la figura 3.15, en la que la bureta de cambio de
volumen y contrapresión estaba directamente conectada a la
celda triaxial. Por lo tanto, todos los accesorios estaban
látex se compone de polímeros, es decir, largas cadenas de
moléculas que, cuando se secan, crean una red de largas
encerrados en el compartimiento de contrapresión, y esto
eliminó las fugas a través de accesorios externos.
hebras con agujeros entre ellas a través de las cuales pueden
penetrar moléculas más pequeñas.
Por tanto, las membranas de caucho de látex son mucho más
Leroueil et al. (1988) recomiendan pulir los lados de la tapa
y la base, y untar una fina capa de grasa de silicona en sus
permeables al aire que al agua. El uso de agua sin aire o,
mejor aún, un fluido celular con moléculas más grandes, en
lados antes de colocar la membrana y las juntas tóricas. La
membrana en sí es permeable, pero las moléculas de los
lugar de aire comprimido, tiene grandes ventajas para
distintos fluidos celulares tienen diferentes tamaños y algunas
no pueden penetrar la membrana de caucho de látex. Esto se
experimentos a largo plazo. Cuando las moléculas más
pequeñas penetran a través de la membrana, dan como
analiza con más detalle en la Sección 3.1.7.
resultado mediciones falsas de cambio de volumen en
pruebas con drenaje o presiones de poro incorrectas en
pruebas sin drenaje.
Además del aire comprimido y el agua desaireada, se han
3.1.6 Dispositivos de cambio de volumen
sugerido como fluidos celulares varios fluidos, entre ellos
Las líneas de drenaje están conectadas a un dispositivo de
glicerina, aceite de ricino, queroseno, aceite de parafina y
cambio de volumen y un transductor de presión fuera de la
aceite de silicona, todos ellos compuestos de moléculas más
celda triaxial. Los distintos tipos y
grandes. Una breve reseña de sus
A
A
Presión celular
A'
válvula blanquecina
Sección a­A
Figura 3.15 Configuración de celda triaxial para controlar fugas en accesorios. Reproducido de Leroueil et al. 1988
con autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
114 Ensayos Triaxiales de Suelos
Tabla 3.2 Propiedades de algunos fluidos de moléculas grandes que pueden emplearse como fluido celular
Líquido
Densidad, ρ
Viscosidad dinámica, μ
Tensión superficial, T
(kg/m3 )
[1 cP = 0,001 kg/(m∙s)]
(mN/m = din/cm)
Agua
998,2
1,009
72.0
Glicerina
1260
1490
64.0
aceite de castor
956
986
36–37
Queroseno
820
2,1–2,2
26–28
Parafina
800
1,9
26
Aceite de silicona
960–971
48–971
20­21,5
(grado de comida)
970
340
21.1
Todas las propiedades se dan a temperatura ambiente = 20°C = 68°F.
La viscosidad es una medida de la incapacidad de fluir o de la resistencia a la deformación por corte. Viscosidad dinámica = μ se
, mientras que la viscosidad cinemática = ν = μ/ρ se expresa en m2 /s o en Stokes,
expresa en centiPoise = 0,001 kg/(m∙s) = 1 mPa∙s = 0,1 N∙s/m2
donde 104 Stokes = 1 m2 /s.
Las propiedades y utilidad como fluidos celulares se dan
a continuación, y la Tabla 3.2 resume sus propiedades
físicas, como densidades, viscosidades y tensiones
superficiales a temperatura ambiente.
Aire
Se puede utilizar aire comprimido como medio celular y
aire a presión atmosférica como medio externo en pruebas
triaxiales de vacío. Las membranas de caucho de látex
son muy permeables al aire atmosférico y cualquier
prueba a presiones de confinamiento efectivas elevadas
puede dar resultados erróneos. Por lo tanto, este medio
rara vez se utiliza, o se utiliza sólo para presiones de
confinamiento efectivas bastante bajas y para pruebas de
duración relativamente corta. El aire comprimido dentro
de una celda con una pared acrílica es muy peligroso,
porque la rotura de la pared produce una reacción
explosiva que enviará piezas de plástico afiladas al
ambiente a gran velocidad.
Agua desaireada
El agua desaireada es la más económica, la más fácil de
limpiar, la más práctica para trabajar y, por lo tanto, se
utiliza con mayor frecuencia como fluido celular. Dada la
alta permeabilidad de las membranas de caucho de látex
a las moléculas de aire, es importante eliminar la mayor
cantidad de aire disuelto posible del agua utilizada dentro
de la muestra y como fluido celular en la celda triaxial. Por
lo tanto es útil
Tener disponible en cualquier momento en el laboratorio
un depósito con agua desaireada. Un depósito de este
tipo puede ubicarse lo más alto posible debajo del techo
del laboratorio para que el agua pueda fluir
convenientemente hacia la celda por gravedad en lugar
de bombear.
Producción de agua desaireada.
El aire y otros gases se disuelven en agua en pequeñas
cantidades. Cuanto mayor sea la presión, más aire se
podrá disolver. Por otro lado, al aumentar la temperatura
se expulsa el aire y, al hervir el agua, primero sale el aire
y luego el vapor de agua. Dado que la temperatura de
ebullición del agua se reduce al reducir la presión, como
se ve en la figura 3.16, es posible eliminar el aire disuelto
aplicando vacío al agua hasta que el agua hierva a
temperatura ambiente, eliminando así primero el aire
disuelto y luego vapor de agua.
Basados en el principio de hervir el agua a temperatura
ambiente, se han ideado dos métodos para producir agua
desaireada. En un método, el agua se pulveriza en un
tanque al vacío. La Figura 3.17 muestra una configuración
de laboratorio para la producción de agua desaireada
utilizando un vacío profundo y un suministro de agua del
grifo. Tomará algún tiempo llenar el tanque con agua
desaireada mediante aspersión, y el tanque debe estar
bajo vacío continuo para evitar que entre aire nuevamente
al agua durante el almacenamiento. El vacío se reemplaza
por la presión atmosférica cuando se desairea el agua.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 115
300
250
Presión atmosférica
nóicoiltl)nuCub
e°P
d(
e
200
Vacío
150
100
50
0
0,01
1
0.1
10
100
Presión (barras de abdominales)
Figura 3.16 Temperatura en el punto de ebullición del agua afectada por la presión y el vacío.
Filtros de agua
Presión atmosférica
Solenoide
válvula
(cerrado)
Controles de interruptor de flotador
Solenoide
acceso al agua del grifo
Boquilla de pulverización
válvula (abierta)
Agua del grifo
desaireado
depósito de agua
Válvula de cierre
agua desaireada
a celda triaxial
Vacío
Figura 3.17 Dibujo esquemático de la producción de agua desaireada mediante pulverización a través de vacío.
Se requiere para el experimento triaxial. La colocación
del tanque en lo alto del techo del laboratorio permite
el flujo por gravedad del agua desaireada hacia la
celda triaxial.
En el método manual que se muestra en la Fig.
3.17, el llenado del tanque se inicia aplicando un
vacío en el tanque a través de la válvula solenoide
durante 1 a 5 minutos, luego abriendo la línea de
agua para permitir que el agua se rocíe a través del
vacío en una niebla que produce una gran superficie
que permite que la aspiradora elimine el aire del agua.
A medida que el agua desaireada llena el tanque
hasta un nivel predeterminado, se activa el interruptor
de flotador y esto detiene el flujo de agua. El vacío es
Se permite que permanezca en el tanque para evitar
que entre aire nuevamente al agua. Cuando se
requiere agua desaireada, se elimina el vacío, se
permite la presión del aire atmosférico en la parte
superior del tanque y se abre la válvula de cierre en
la parte inferior para permitir que el agua desaireada
entre en la celda triaxial. Aydelik y Kutay (2004)
idearon un sistema controlado por computadora
mediante el cual fue posible la producción continua
de agua desaireada al encender un segundo sistema
cuando el primero estaba en uso.
En el otro método manual se utiliza el principio de
Nold. Se coloca una cantidad de agua al vacío en un
tanque apropiado y un disco
Machine Translated by Google
116 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
Vacío
Rotación rápida
disco
Salida
Figura 3.18 Desaireador del principio de Nold logrado por cavitación y nucleación. (a) Diagrama esquemático y (b) fotografía del
aparato.
Montado cerca de la base del tanque se hace girar
rápidamente para agitar el agua, lo que provoca
cavitación y posterior vaporización en una niebla. De
este modo, el aire disuelto se libera del agua y burbujea
hasta la superficie, donde es eliminado por el vacío. La
Figura 3.18 muestra el principio de funcionamiento del
desaireador Nold. Este dispositivo puede producir agua
desaireada mucho más rápido que el método de
pulverización por vacío de la Fig. 3.17. Al igual que con
el depósito de agua de la figura 3.17, el vacío se
reemplaza con presión atmosférica cuando se requiere
agua desaireada para el experimento triaxial.
Para minimizar la cantidad de sólidos en suspensión,
el agua del grifo puede pasar a través de filtros con
aberturas de 5 y 1 µm antes de ingresar al tanque. La
eficacia del sistema de desaireación del agua se puede
comprobar midiendo el contenido de oxígeno disuelto
con un objetivo deseable de menos de 6,0 mg/l.
Si bien los dos métodos descritos anteriormente son
manuales y cada uno produce un tanque de agua
desaireada a la vez, un método continuo de desaireación
La producción de agua ventilada se puede realizar
mediante el uso de dos tanques. Aydelik y Kutay (2004)
explican un método en el que las válvulas solenoides unidas
a cada uno de los dos tanques funcionan en modo
opuesto, llenando así un tanque mientras extraen agua
desaireada del otro. La operación está controlada por
un programa informático desarrollado en LabViewR.
Se han desarrollado otros métodos para producir
agua desaireada, según lo indicado por Klementev y
Novak (1978).
Glicerina
La glicerina es un subproducto de la producción de
jabón. El jabón se elabora a partir de grasas animales
y vegetales, que contienen entre un 7% y un 13% de
glicerina. Es un líquido espeso, incoloro, de sabor dulce
y químicamente neutro con un alto punto de ebullición.
Se puede disolver en agua o alcohol, pero no en aceites.
La glicerina es higroscópica, es decir, absorbe agua, y
es un buen disolvente porque puede disolver muchos
compuestos más fácilmente que el agua y el alcohol.
Además de ser la base para la producción de
nitroglicerina, la glicerina se utiliza para la conservación
de frutas, la lubricación de moldes, la elaboración de
pasteles y dulces, y es la base de lociones y jabones
transparentes que se disuelven fácilmente en agua.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 117
aceite de castor
El aceite de ricino es un aceite vegetal elaborado a partir
de semillas de ricino. Es un líquido incoloro o de color
amarillo muy pálido con olor o sabor leve o nulo. Su punto
de ebullición es 313°C (595°F). Contiene aproximadamente
un 90% de cadenas de ácidos grasos. El aceite de ricino
se utiliza como base para muchos productos en las
industrias del transporte, cosmética, farmacéutica y
manufacturera. Sus aplicaciones incluyen líquidos
hidráulicos y de frenos, aceite para máquinas y lubricantes.
Queroseno
tiene baja tensión superficial (ver Tabla 3.2). El aceite de
silicona es esencialmente no tóxico y, por lo tanto, es
seguro de usar. Se utiliza como lubricante para plásticos y
superficies elastoméricas y como fluido hidráulico. Es
compatible con el caucho y se utiliza en instalaciones
médicas y en la industria alimentaria. El aceite de silicona
es soluble en una amplia gama de solventes, pero debido
a la gran diferencia en la tensión superficial entre el agua
y el aceite de silicona, es repelente al agua y no se mezcla
ni se embebe con agua. Estas propiedades lo hacen casi
ideal como líquido celular para pruebas triaxiales. Para
este propósito se ha utilizado el aceite de silicona de
calidad alimentaria que figura en la Tabla 3.2 con una
El queroseno se elabora a partir de la destilación de
viscosidad dinámica de 340 cP (viscosidad cinemática de
petróleo crudo y petróleo y es un líquido combustible de
350 cSt) (Leroueil et al. 1988). Sin embargo, como ocurre
hidrocarburo. El queroseno se conoce como parafina en el
Reino Unido, el sudeste asiático y Sudáfrica. Es un líquido
la celda triaxial y no es tan fácil de limpiar después del
fino y transparente que consta de una mezcla de cadenas
de carbono. El punto de inflamación del queroseno es de
con cualquier fluido, cubrirá todas las superficies dentro de
experimento como el agua. Además, su compra es más
cara que cualquiera de los otros fluidos.
37 a 65 °C (100 a 150 °F) y su punto de autoignición es de
220 °C (428 °F). Se utiliza ampliamente como combustible
para calefacción y como propulsión a reacción.
Parafina
Flujo a través de la membrana
Los experimentos fueron realizados por Leroueil et al.
(1988) para estudiar el flujo a través de membranas de
La parafina está formada por hidrocarburos alcanos de
caucho de látex. Cubrieron una muestra ficticia, de 5 cm
fórmula general Cn H2n+2, el más simple de los cuales es
el metano, para el cual n = 1, un compuesto gaseoso a
de diámetro y 10 cm de alto, con papel de filtro y
temperatura ambiente. El octano tiene n = 8 y forma un
conjunto de muestra. Se probaron membranas de caucho
de látex de 0,3 mm de espesor disponibles comercialmente
aceite mineral a temperatura ambiente.
Los aceites de parafina tienen diferentes nombres
posteriormente colocaron una membrana sobre este
y profilácticos Ramses de 0,07 mm de espesor.
dependiendo de su composición de hidrocarburos alcanos
El flujo de fluido puede ocurrir dentro y fuera de la muestra
más pesados. Se utilizan como lubricantes en mezclas
debido a diferencias de presión hidráulica y osmótica. Se
mecánicas, como laxante para el estreñimiento crónico,
aplicó una diferencia de presión efectiva de 100 kPa al
como recubrimiento de frutas, como desmoldante en la
líquido celular y se observó la cantidad de líquido que se
industria panadera y como combustible.
movía a través de la membrana durante largos períodos
de tiempo. En los experimentos se emplearon los diferentes
Aceite de silicona
tipos de fluidos celulares analizados anteriormente y los
resultados se muestran en la Tabla 3.3.
El aceite de silicona es el mejor fluido celular para utilizar
en pruebas triaxiales. Es una sustancia química creada por
La Tabla 3.3 muestra que cuando se utiliza agua
el hombre que es el análogo de silicio de los compuestos
desaireada como fluido celular, se observaron tanto el flujo
orgánicos a base de carbono. El aceite de silicona está
de entrada como el de salida de la muestra. Se especuló
que esto podría deberse a diferencias en la composición
formado por moléculas largas y complejas que forman un
fluido transparente, incoloro, inodoro, no inflamable e
inerte. Tiene una excelente estabilidad térmica (es decir,
química del agua de los poros y de las células, lo que da
como resultado un efecto osmótico, así como al efecto de
las propiedades no cambian mucho con la temperatura),
la diferencia de presión hidráulica impuesta a través de la
viene con una amplia gama de viscosidades y
membrana. Sin embargo, estas cantidades muy pequeñas
Machine Translated by Google
118 Ensayos Triaxiales de Suelos
Tabla 3.3 Flujo a través de membranas (según Leroueil et al. 1988)
Tipo de membrana
fluido celular
Rango de flujo medido
a través de la
membrana (cm3 /semana)
Membrana de caucho de látex
Agua desaireada
−0,23 a +0,25
Espesor = 0,3 mm
Glicerina
−1,45 a −1,76
Diámetro = 5 cm
aceite de castor
−0,25 a −0,41
Altura = 10 cm
Parafina
−0,04
Aceite de silicona
−0,04 a −0,05
Agua desaireada
+0.01
membrana de ramsés
Espesor = 0,07 mm
Diámetro = 3,8 cm
Altura = 7,7 cm
+, Flujo de la celda a la muestra (flujo de entrada); −, flujo de la muestra a la celda (flujo de salida).
por lo tanto crea una barrera para fluir entre el agua de los poros
de flujo (­0,23 a +0,25 cm3 /semana para la membrana de 0,3
mm y +0,01 cm3 /semana para la membrana de Ramsés)
y el queroseno o el aceite de parafina. Esto se analiza con más
indican que el agua desaireada es un fluido celular excelente
detalle en el Capítulo 10.
para pruebas triaxiales.
El experimento con glicerina como líquido celular mostró
cantidades relativamente grandes de salida de la muestra y esto
El aceite de silicona también provoca cantidades muy
pequeñas de flujo que salen de la muestra (−0,04 a −0,05 cm3 /
semana). La combinación de esto con todas las demás
se debe a que la glicerina es higroscópica, es decir, absorbe
propiedades beneficiosas del aceite de silicona analizadas
agua. De este modo, las moléculas de agua se extraen del agua
anteriormente lo convierte en el fluido celular ideal para pruebas triaxiales.
de los poros de la muestra. Esto daría como resultado efectos
de dilatación aparentes en pruebas drenadas y una disminución
Configuración para pruebas a largo plazo y/o de alta
de las presiones de poro en pruebas de larga duración sin
presión
drenaje.
pruebas de término. Por tanto, no se recomienda utilizar glicerina
como líquido celular.
El aceite de ricino muestra propiedades similares pero menos
pronunciadas a las de la glicerina. Así, debido a la diferencia de
presión osmótica, las moléculas de agua son atraídas hacia el
líquido celular, como se indica en la tabla 3.3. El aceite de ricino
tampoco es ideal como fluido celular en pruebas triaxiales.
A continuación se revisan varias configuraciones posibles para
pruebas a largo plazo y/o de alta presión en las que la
permeabilidad de la membrana de caucho de látex se
contrarresta mediante la elección del fluido celular o mediante
otras medidas.
Aceite de silicona
Para evitar que el líquido pase a través de la membrana, se
El aceite de parafina parece provocar que salgan cantidades
puede llenar toda la celda con aceite de silicona y presurizarla.
muy pequeñas de la muestra. Sin embargo, el aceite de parafina
Esto tiene la ventaja de que funciona bien para el experimento.
y el queroseno interactúan químicamente con la membrana de
caucho de látex hasta tal punto que la hacen inútil, incluso para
Para ello, se puede montar un recipiente especial para aceite
experimentos a corto plazo. Por lo tanto, el queroseno y el
aceite ingrese a través de la base de la celda triaxial por flujo de
aceite de parafina no son adecuados como fluidos celulares en
gravedad. Al final del experimento, se puede presurizar
presencia de una membrana de caucho de látex.
de silicona debajo del techo del laboratorio, de modo que el
ligeramente la celda triaxial para que el aceite de silicona
regrese al recipiente.
Sin embargo, se pueden utilizar para experimentos a bajas
diferencia en la tensión superficial de estos fluidos y el agua es
La desventaja de esta técnica es que todas las superficies
internas de la celda triaxial y la superficie de la muestra estarán
relativamente alta y
cubiertas con una fina
presiones de confinamiento en los que no hay membrana. La
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 119
capa de aceite de silicona, lo que hace que sea más
difícil de limpiar al final del experimento que si se
utiliza agua desaireada.
Aceite de silicona sobre agua desaireada.
Para minimizar la cobertura de aceite de la muestra,
se puede usar agua desaireada para rodear la muestra
en el fondo de la celda triaxial y la parte superior se
llena con aceite de silicona (Jacobsen 1970).
σcelda por aire comprimido
Aire
Aceite de silicona
desaireado
agua
Para emplear esta técnica, primero se llena la celda
con agua desaireada hasta cerca de la parte superior
de la tapa de la muestra y luego se llena aceite de
silicona encima del agua a través de un tubo instalado
a través de la base, como se muestra en la Fig. 3.19.
Dado que el aceite de silicona tiene una densidad
ligeramente menor que el agua, como se muestra en
la Tabla 3.2, permanecerá flotando sobre el agua. La
presurización de la celda se produce a través del
aceite de silicona, evitando así que entre aire en el
agua desaireada. Al final de la prueba, primero se
empuja el aceite de silicona a través del tubo en la
base, de modo que nunca entre en contacto con la
muestra. Sólo la parte superior de la celda está
cubierta con una fina capa de aceite de silicona, pero
estas superficies son relativamente fáciles de limpiar.
El aceite de silicona puede contener pequeñas
cantidades de agua y es posible que deba filtrarse después del ex
Tubo para introducir
Varias membranas y agua desaireada.
y eliminar el aceite de silicona
También es posible retardar el flujo de fluido o aire
dentro o fuera de la muestra usando varias membranas
con un poco de grasa de silicona entre las membranas.
Luego se puede utilizar agua desaireada en la celda.
El número requerido de membranas puede
determinarse mediante pruebas.
y­error. Este sistema funciona bien para presiones
altas y experimentos de plazo relativamente corto.
La Figura 3.20 muestra los resultados de una prueba
triaxial de alta presión en la que el aire comienza a
ingresar a la muestra y cambia claramente las
características de cambio de volumen medido.
Aceite de silicona (dentro y fuera)
Figura 3.19 Uso de aceite de silicona sobre agua desaireada
para evitar la penetración de aire en la membrana de
caucho de látex.
Deformación axial (%)
0.0
0.0
2.5
5.0
7.5
10,0 12,5
15.0
17,5 20,0 22,5 25,0
Prueba A
2.5
Prueba B
na
óciciratm
ém
rou)fe
l%
oD
v(
Prueba C
5.0
7.5
10.0
Figura 3.20 Efecto de la penetración de un fluido (aire, agua) en una muestra sobre el cambio de volumen medido (según
Karimpour 2012).
Machine Translated by Google
120 Ensayos Triaxiales de Suelos
Tubo de acceso largo con agua desaireada.
Para minimizar la cantidad de aire que llega a la superficie y
penetra la membrana durante un experimento, se puede utilizar
Ensayos no drenados sobre arcilla. Como se indicó, las
muestras cortas se utilizan a menudo, pero no siempre, junto
con extremos lubricados. Tenga en cuenta también que para
un tubo de acceso largo (plástico o metal) con agua desaireada
permitir extremos lubricados en la configuración con papel de
para la presurización. La celda triaxial y el tubo de acceso
filtro, las conexiones de drenaje están ubicadas en los lados
largo se llenan con agua desaireada y se presurizan. Aquí se
de la tapa y la base. Unas láminas de papel de filtro cubren las
supone que la presurización se produce mediante aire
piedras filtrantes y conectan las tiras filtrantes con el sistema
comprimido o nitrógeno (peor de los casos), pero son posibles
de drenaje.
Para producir extremos lubricados, las superficies de las
otros medios de presurización, como se analiza en la Sección
3.4. Debido a que las moléculas de gas presurizadas se
placas de los extremos deben ser duras y lisas. Estas
mueven por difusión a través del agua inicialmente desaireada,
superficies pueden consistir en acero inoxidable pulido o
un tubo más largo retrasará la llegada de las moléculas de aire
placas de vidrio lisas pegadas a las caras de las placas
a la superficie de la muestra más que un tubo corto. La longitud
del tubo que se utilizará puede determinarse mediante prueba
terminales con epoxi (Jacobsen 1970). Están recubiertas con
y error. El tubo se puede enrollar en espiral para ocupar el
menor espacio posible. Se puede hacer un tubo enrollado de
Grease) y cubiertas con láminas de caucho recortadas de
membranas desechadas. Estos se pueden enrollar con una
1/4 o 1/8 de pulgada a partir de un tubo estándar envolviéndolo
varilla cilíndrica para expulsar las burbujas de aire atrapadas
alrededor de un tubo de cartón resistente para envíos por
correo y calentándolo para darle forma. El calentamiento se
debajo de la membrana, como se muestra en la figura 3.22. La
finas capas de grasa de silicona (Dow Corning High Vacuum
Figura 3.23 muestra comparaciones de las relaciones tensión­
puede realizar con una pistola de calor o colocándolo en un
deformación y cambio de volumen para muestras triaxiales
horno a fuego lento (por ejemplo, un horno a contenido de
con extremos lubricados y convencionales y con diferentes
relaciones H/D.
agua). Tenga en cuenta que el calentamiento debilita el
material del tubo y las líneas pueden no ser adecuadas para
Se pueden agregar láminas de caucho lubricante adicionales
presiones superiores a las presiones de las líneas domésticas
convencionales y para duraciones prolongadas. Para presiones
para mejorar aún más el sistema de lubricación. Cantidades
más altas, se puede enrollar un tubo de acero inoxidable de
iguales de lubricación en los dos extremos a menudo resultan
1/8 de pulgada en una bobina similar y utilizarlo para ese
en una expansión ligeramente menor cerca de la tapa que en
propósito. Esto se analiza con más detalle en la Sección 3.4.6.
la base, posiblemente debido al peso de la muestra misma.
Por lo tanto, puede ser necesario proporcionar un poco más
de lubricación en la tapa que en la base para mantener la
forma de un cilindro recto durante la prueba. Esto se puede
lograr agregando una lámina lubricante más o colocando una
3.1.8 Extremos lubricados
Para reducir los efectos de la restricción de los extremos a
cantidades insignificantes, se pueden emplear extremos
lubricados (Rowe y Barden 1964; Lee 1978; Norris 1981;
Tatsuoka et al. 1984; Tatsuoka y Haibara 1985).
Si se usa correctamente, la muestra se deformará como un
cilindro recto durante el corte. Esto da como resultado
deformaciones uniformes y presiones de poros distribuidas
capa de grasa de silicona ligeramente más gruesa en la tapa
que en la base. Por otro lado, debido a que las láminas de
caucho tienen una relación de Poisson de 0,5 y un módulo
elástico bajo, es posible agregar demasiadas láminas
lubricantes, lo que resulta en roturas o ensanchamientos en
los extremos y falla prematura de la muestra. El objetivo es
simplemente producir una muestra que se deforme como un
cilindro recto.
uniformemente en pruebas sin drenaje.
Presiones geotécnicas convencionales
Generalmente se emplean tapas y bases agrandadas para
Parece que el efecto de las láminas lubricantes es evitar
que las partículas de tierra sean presionadas a través de las
láminas y desarrollen contactos de fricción con las placas
soportar completamente la muestra durante el corte, de modo
extremas (que deben ser duras y lisas). Norris (1981) encontró
que no se produzcan salientes cuando se utilizan extremos
que una elección inicial del espesor total de
lubricados. La Figura 3.21 muestra ejemplos de configuraciones para
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 121
(a)
Célula de carga
Sellos de junta tórica
Hoja de goma engrasada
Desagües de papel de filtro
Drenajes laterales
Al dispositivo de cambio de volumen y
al transductor de presión
(b)
Membrana de goma con
grasa de silicona
Tapa superior
Placa de acero pulido
Pasadores para evitar que la
Membrana de goma
muestra se deslice fuera de las
placas.
Muestra
Papel de filtro (incl. 1:1,3 para pruebas
de compresión, 1:1,5 para pruebas
Membrana de goma con
de extensión)
grasa de silicona
Placa de acero pulido
Piedra filtrante en forma de anillo
Pedestal
Tubos de drenaje
Figura 3.21 (a) Uso de extremos lubricados y especímenes cortos para ensayos sin drenaje en arcilla y (b) disposición
utilizada en el Instituto Geotécnico Noruego para ensayos sin drenaje en arcilla. (b) Reproducido de Berre 1982 con
autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
122 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
Figura 3.22 (a) Crear extremos lubricados implica untar una fina capa de grasa de silicona en la placa del extremo, luego
extender una membrana preformada en la parte superior y alisarla haciendo pasar una varilla a través de ella. Se pueden aplicar
capas adicionales de grasa y membranas adicionales. (b) Placas terminales con extremos lubricados.
el sistema de lubricación debe ser del orden de 1,5 veces
el diámetro promedio del grano para producir buenos
resultados. Así, para arcilla y arena fina, los extremos
lubricados pueden estar hechos de una o más láminas
profilácticas delgadas. Sin embargo, a menudo es cuestión
de prueba y error encontrar el espesor óptimo de la capa
de grasa de silicona y el número de láminas lubricadas en
cada una de las dos placas finales.
La corrección de la deformación vertical medida fuera
de la celda triaxial (pero no de la deformación medida
directamente en la muestra) aumenta y se vuelve más
incierta (debido a la dispersión natural) a medida que
aumenta el número de láminas lubricantes. Por lo tanto,
para mantener una precisión razonable en las medidas de
deformación vertical, es deseable limitar el número de
láminas lubricantes utilizadas en una prueba. Sin embargo,
Pruebas en probetas muy cortas.
Se han realizado experimentos exitosos en muestras de
lodo de la Bahía de San Francisco intacto con H/D = 0,36 y
extremos lubricados.
Estas pruebas dieron como resultado un estrés muy similar.
relaciones de deformación, incluido el ablandamiento
posterior al pico, obtenidas de muestras con H/D = 1,0 y
extremos lubricados y muestras con H/D = 2,5 sin extremos
lubricados.
La Figura 3.24 muestra comparaciones de estrés.
deformación y presión de agua de poro de pruebas en
muestras intactas de lodo de la Bahía de San Francisco
con tres relaciones H/D diferentes. Así, si la cantidad de
lubricación terminal es adecuada, es factible realizar
ensayos de compresión triaxial en probetas muy cortas, es
decir con una forma similar a un disco de hockey.
el principio rector para utilizar extremos lubricados es que
la muestra se deforma como un cilindro recto.
Dado que se espera que la muestra se deforme
Ensayos triaxiales de alta presión.
Las pruebas de compresión triaxial realizadas en arena a
alejándose de su eje central, no es necesario que el
altas presiones de confinamiento requieren más lubricación
pequeño disco poroso ubicado en el centro sea liso.
debido a las correspondientes altas tensiones del desviador,
De hecho, la rugosidad de este disco puede ayudar a
que harán que los granos de arena penetren a través de
evitar que la muestra se deslice entre la tapa y la base. A
los extremos lubricados para crear fricción en las superficies
veces es necesario utilizar discos más altos, de modo que
de las placas de los extremos. Así, para los experimentos
actúan como clavijas que se clavan en la muestra para
realizados a presiones de confinamiento de hasta 67 MPa
sujetarla. Tendrán una influencia insignificante sobre el
por Yamamuro y Lade (1996), se utilizaron dos capas de
comportamiento del suelo.
láminas de caucho de látex, cada una con un espesor de
0,64 mm (0,025 pulgadas).
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 123
7
6
5
4
Densidad seca=1,43 g/cc
1σ–(
Presión de confinamiento = 2,1 kg/cm2
3
2
Extremos convencionales
Extremos lubricados
Extremos lubricados
1
0
1
2
L/D
2:1
2:1
1:1
3456789 10 11 12
ε1%
+4
vd
v
ratnemu%
A
+3
+2
+1
riunimsiD
0
12345678 9 10 11 12
–1
ε1%
Figura 3.23 Influencia de las láminas de caucho lubricante y la relación H/D en los resultados de pruebas triaxiales drenadas sobre arena.
Reproducido de Raju et al. 1972 con autorización de Elsevier.
colocado en la tapa y la base. Se aplicó una fina capa
de grasa de silicona sobre las placas de los extremos
y entre las láminas de caucho de látex.
Las pruebas de extensión triaxial de alta presión, en
las que se reducen las tensiones del desviador,
conducen a la descarga de las láminas lubricantes, y
Yamamuro y Lade (1995) encontraron que la alta
presión de confinamiento hará que la membrana
circundante se introduzca lateralmente debajo de la tapa.
Esto a su vez provocó que la lámina lubricante se
pandeara lateralmente y separara la tapa de la muestra.
Pruebas de extensión de alta presión allí.
Por lo tanto, se requiere un diseño diferente del sistema
de lubricación. En este caso, las láminas lubricantes de
las placas extremas se hicieron ligeramente más
pequeñas que el diámetro de la muestra. Por lo tanto,
un anillo anular de tierra está directamente en contacto
con la superficie metálica de cada placa de extremo,
formando así una barrera protectora de tierra alrededor
de los extremos lubricados. Por lo tanto, se desarrollará
cierta fricción entre las placas extremas y el suelo.
Dado que el esfuerzo vertical disminuye durante una
prueba de extensión convencional, la cantidad de
fricción no es tan grande como en una prueba de compresión.
Machine Translated by Google
124 Ensayos triaxiales de suelos
(a)
120
H/D = 1,0
100
H/D = 2,5
rodza
re)ivausP
fsekE
d(
80
H/D = 0,36
60
40
σ3c′ = 100 kPa
20
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Deformación axial (%)
(b)
120
H/D = 1,0
100
H/D = 0,36
H/D = 2,5
80
nó)iaa
soueP
ro
grkP
e
a(
d
p
60
40
20
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Deformación axial (%)
Figura 3.24 Resultados de las pruebas de compresión triaxial CU en muestras cilíndricas de lodo intacto de la Bahía de San
Francisco con diferentes formas y condiciones finales: (a) curvas tensión­deformación; y (b) relaciones de presión del agua de
poro. Indican que se pueden ensayar muestras cortas con resultados similares a los de muestras más altas cuando se
suministra una lubricación adecuada en las placas de los extremos.
Además, el objetivo es mantener una forma cilíndrica
asegurando así tensiones y deformaciones uniformes en la
para asegurar que el aire no quede atrapado dentro de los
extremos lubricados.
muestra. Específicamente, para una muestra de extensión
con un diámetro de 7,1 cm, se empleó una única lámina de
Pruebas de larga duración y de alta tasa de deformación.
caucho de látex con un espesor de 0,64 mm (0,025
pulgadas) y un diámetro de 4,6 cm (1,8 pulgadas) en cada
La efectividad de los extremos lubricados se reduce en
una de la tapa y la base. Se empleó una fina capa de grasa
pruebas a largo plazo, porque la grasa tiende a salir entre
de silicona para proporcionar algo de lubricación y
las placas de los extremos y las láminas lubricantes. Esto
produce un aumento
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 125
fricción a medida que la prueba avanza en el tiempo, y se puede
placa, una placa superior con casquillo de pistón, una pared de
esperar que se desarrolle una fricción total antes de que se
alcance la falla.
esquemáticamente en la figura 3.25 y se revisan a continuación.
celda y tirantes. Estos componentes principales se muestran
Se ha descubierto que los extremos lubricados son
Se pueden distinguir tres principios en el diseño y montaje de
ineficaces en pruebas realizadas con tasas de deformación muy
la celda triaxial.
altas, porque la alta viscosidad de la grasa impide que el
Dos de estos principios se diferencian por el uso de tirantes
sistema funcione como se esperaba a altas tasas de deformación
externos e internos, y el principio de la tercera celda triaxial
(Abrantes y Yamamuro 2002; Yamamuro et al. 2011). .
implica un sistema de carga integrado. Este último tipo se
explica en la Sección 3.6.
Correcciones
Las correcciones a las deformaciones verticales y los cambios
Celda con tirantes externos
de volumen debidos a las láminas lubricantes se analizan en el
En el aparato triaxial más simple, que se muestra en la figura
Capítulo 9.
3.26, la pared de la celda cilíndrica se guía cuidadosamente
3.2 Celda triaxial
montada. Después de que la pared de la celda se haya colocado
hacia abajo sobre y alrededor de la muestra triaxial previamente
sobre la junta tórica de la placa inferior, la placa superior se
coloca con su junta tórica encima de la pared de la celda y la
3.2.1 Tipos de células
celda triaxial se une con tres o más tirantes en el exterior. la
célula. Los tirantes pueden estar permanentemente
La configuración de la muestra triaxial discutida anteriormente
está ubicada dentro de una celda triaxial que consta de una base
Casquillo de pistón y fracción de pistón.
(3.3.1)
Placa superior (3.2.1)
Conexiones pistón­tapa
(3.3.2)
Pared celular (3.2.2)
Tirante
Placa base (rigidez)
Pies celulares
Figura 3.25 Celda triaxial con componentes discutidos en las Secciones 3.2 y 3.3.
Machine Translated by Google
126 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
Pistón
Tirantes (3 o más)
La placa superior
Pared celular
Configuración triaxial
Placa inferior
Figura 3.26 Celda triaxial tipo 1: (a) en piezas desmontadas; y (b) ensamblados.
Se fijan a la placa inferior y se usan tuercas para unir la celda,
Complete el montaje y ajuste de todos los dispositivos de
o los tirantes son simplemente pernos largos, como se muestra
medición según sea necesario antes del montaje de la celda.
en la figura 3.26. Este último principio de celda con pernos
largos permite un espacio de trabajo completamente abierto
sobre la base sobre el cual montar una muestra de arcilla
existente o depositar una muestra de arena para ser ensayada.
La desventaja es que todas las conexiones eléctricas y de
otro tipo tienen que pasar por la base o estar permanentemente
unidas a la placa superior, lo cual no es práctico. También es
más difícil conectar el pistón a la tapa en caso de desalineación
de la configuración de la muestra.
Otras consideraciones de diseño
Es práctico diseñar la placa inferior de la celda triaxial con un
pequeño hueco, porque el desmontaje de la celda a menudo
provoca derrames de líquido celular (agua), y esto se puede
evitar reteniendo la última pequeña cantidad en el fondo.
Hueco para una fácil limpieza después del desmontaje
completo.
La placa base puede estar asentada sobre pies cortos,
como se muestra en la figura 3.26, para permitir que las líneas
Celda con tirantes internos
de drenaje y los cables eléctricos salgan a través de la placa
base. La placa base puede estar equipada con un pie central
En el segundo diseño de la celda triaxial, que se muestra en
para soportar la configuración central de la muestra y evitar la
la figura 3.27, la porción central de la placa superior con el
desviación de la placa base.
casquillo del pistón se fija a la placa inferior mediante dos o
Sin embargo, las líneas de drenaje también pueden salir a
más columnas ubicadas dentro de la celda. El ensamblaje de
través de una placa base gruesa como se analizó
anteriormente en la Sección 3.1.4.
esta celda triaxial consiste entonces en montar primero la
placa superior con el pistón en las columnas y luego bajar con
La introducción del líquido celular, generalmente agua
cuidado la pared de la celda sobre la placa superior y la
desaireada, se logra mejor a través de la placa inferior, porque
muestra triaxial y atornillar la pared de la celda a la placa
la entrada a través de la placa superior produce salpicaduras,
inferior. La ventaja de este diseño es que toda la configuración
lo que a su vez hace que las burbujas de aire se adhieran a
de la muestra triaxial, con conexiones al pistón y con líneas
las superficies interiores.
de drenaje y cables eléctricos de los medidores montados en
Por lo tanto, el líquido celular debería entrar a través de la
la muestra, puede pasar a través de la placa superior. Esto
placa base, ya que se evita en gran medida la reintroducción
permite
de aire en el agua. Se requiere una salida en la placa superior
para el escape del aire a medida que se introduce el fluido celular.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 127
(a)
(b)
Pared celular
Pistón
La placa superior
Perno (3 o más)
Configuración triaxial
Tirante
Placa inferior
Figura 3.27 Celda triaxial tipo 2: (a) en piezas desmontadas; y (b) ensamblados.
en la celda. La superficie interior del techo de la placa superior puede
En consecuencia, para el diseño sólo se debe contar con alrededor
ser ligeramente ahusada hacia el punto del accesorio de salida para
del 10% de la resistencia nominal a la tracción.
ayudar a recolectar y expulsar el aire fuera de la celda a medida que
el fluido ingresa desde la parte inferior.
frágil del plástico acrílico. También es aconsejable utilizar agua (muy
3.2.2 Pared celular
comprimido.
Los rayones en la superficie pueden ser puntos de inicio de fractura
espesa) como fluido celular para evitar la explosividad del aire
La pared de la celda de plástico acrílico puede reforzarse con bandas
Es útil poder observar la muestra triaxial durante un experimento.
de manguera más rígidas o bandas reforzadas con fibra de vidrio
Por lo tanto, cualquier desviación del rendimiento esperado de la
para poder soportar presiones de celda más altas.
muestra puede potencialmente corregirse o el experimento puede
Las paredes de celda de este tipo disponibles comercialmente
finalizarse antes de que se produzca algún daño irrecuperable en la
pueden soportar presiones de hasta 3,5 MPa para muestras y
muestra.
diámetros de celda más pequeños y hasta 2,0 MPa para muestras y
diámetros de celda más grandes.
Además, se puede controlar la uniformidad de las deformaciones (p.
Las paredes celulares hechas de policarbonato extruido (Lexan®)
ej., ¿la muestra presenta abombamiento o forma de barril?
exhiben un comportamiento dúctil y el policarbonato tiene una alta
¿Funcionan correctamente los extremos lubricados?) y se puede
resistencia al impacto, una resistencia a la tracción de 65 MPa y un
registrar el tiempo de formación de bandas de corte. Además,
módulo elástico en tensión de 2300 MPa. Este material se puede
algunas mediciones se pueden realizar visualmente a través de la
mecanizar fácilmente y se puede utilizar para el diseño un porcentaje
pared celular.
mucho mayor de su resistencia debido a su comportamiento dúctil.
Ahora se pueden obtener tubos extruidos con diámetros superiores
a 30,5 cm (12 pulgadas).
Pared celular convencional
Las paredes de las celdas para las pruebas convencionales suelen
estar hechas de plástico acrílico transparente o, más recientemente,
de policarbonato transparente.
El plástico acrílico extruido puede tener una resistencia a la
tracción ligeramente mayor (cerca de 76 MPa) y es más rígido (Etens
Pared celular de alta presión
Las paredes de las celdas para pruebas triaxiales de alta presión se
pueden fabricar a partir de paredes cilíndricas de botellas de gas
= 3800 MPa) que el policarbonato.
comprimido o se pueden mecanizar a partir de acero 4340. Las
Sin embargo, el comportamiento del plástico acrílico es frágil y, por
presiones máximas a utilizar en el interior de las paredes celulares
desde com­
tanto, se fractura con relativa facilidad.
Machine Translated by Google
128 Ensayos Triaxiales de Suelos
Las botellas de gas prensado pueden ser tan altas como las
presiones nominales de las botellas de gas. El acero 4340
es particularmente resistente y adecuado para la producción
de paredes de celdas de alta presión con espesores
relativamente pequeños.
3.2.3 Celda Hoek
La celda Hoek (Hoek y Franklin 1968) está diseñada para
probar núcleos de roca cilíndricos con diámetros particulares,
como los que salen de operaciones de extracción de muestras
de roca. La celda Hoek se muestra en la figura 3.29 y consta
Ventana en la pared de la celda
de dos pistones de acero inoxidable que tienen el mismo
diámetro que el núcleo de la roca y una membrana que rodea
Las paredes cilíndricas transparentes llenas de líquido celular
la muestra y que está hecha para encajar dentro de la celda
exhibirán grandes cantidades de paralaje, por lo que será
de acero inoxidable que se ensambla alrededor de la muestra.
imposible ver la forma real de la muestra o tomar medidas a
­hombres. Se pueden conectar galgas extensométricas
través de la pared.
directamente a la muestra y la celda Hoek permite que los
Sin embargo, esto se puede solucionar colocando un
cables salgan por debajo de la membrana y salgan hacia la
instrumentación exterior sin complicaciones.
compartimento en el exterior de la pared de la celda y
llenándolo con agua, como se muestra en el dibujo de la
figura 3.28. Esta agua no está presurizada y el compartimento
Por lo tanto, las deformaciones se pueden medir directamente
lateral puede llenarse después del montaje de la celda
sobre la muestra para determinar los módulos y las relaciones
triaxial. A través de la ventana se obtiene una visión muy
de Poisson y su variación a medida que avanza la prueba.
clara y no distorsionada de la muestra, y a través de la
ventana se pueden realizar mediciones precisas de las
Hoek y Franklin (1968) también describen la fabricación de
fundas de caucho sintético para la muestra de roca.
deformaciones entre puntos o clavijas clavadas en la muestra,
por ejemplo con un telescopio (Lade y Liu 1998). .
Si se desea la visibilidad de la muestra en una celda de
3.3 Pistón
alta presión, es necesario construir una portilla con vidrio
resistente para soportar la alta presión. Se requiere un orificio
La carga axial se transfiere desde el dispositivo de carga a la
adicional para proporcionar algún tipo de iluminación a la
muestra a través de un pistón axial que sobresale dentro de
muestra.
la celda triaxial a través de un casquillo. El pistón suele estar
hecho de
Pared celular de lucita
(lleno de agua, presurizado)
Compartimento de lucita
(lleno de agua, no presurizado)
Figura 3.28 Compartimento de Lucite adherido al exterior de una celda triaxial de Lucite que permite una vista sin distorsiones
de una muestra triaxial (según Lade 2004).
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 129
Esto se evita montando el dispositivo de medición de carga
dentro de la celda triaxial. Sin embargo, esto puede conducir a
Endurecido y rectificado
otros tipos de problemas que requieren atención (por ejemplo,
asientos esféricos de acero
protección de la celda de carga contra la corrosión,
impermeabilización de cables eléctricos). Por tanto, la
Brecha de liquidación
Acero dulce
reducción de la fricción del pistón es de considerable interés,
especialmente para pruebas de rutina.
cuerpo de la célula
espécimen de roca
Reducción de la fricción del pistón
Se han introducido varios diseños diferentes para minimizar la
cantidad de fricción del pistón, por lo que pueden ser necesarias
Entrada de aceite
correcciones cuando la fuerza axial se mide fuera de la celda
triaxial.
Algunos de los principios utilizados para reducir la fricción del
pistón se indican en la figura 3.30 junto con las referencias en
Calibradores de tensión
las que se presentan y analizan.
El sistema propuesto por Seed et al. (1960) consta de dos
casquillos de bolas espaciados para guiar el vástago del pistón
centralmente a través de la placa superior. Se recomendó un
anillo cuádruple de goma para sellar alrededor del pistón, pero
Manguito de sellado de goma
una junta tórica convencional también funciona para el sello.
Este sistema funciona bastante bien para pruebas de rutina.
Bishop y Henkel (1962) sugirieron una guía de pistón que
Figura 3.29 Esquema de la celda triaxial de alta
presión denominada celda de Hoek (según Hoek
y Franklin 1968).
consistiera en un casquillo largo de bronce, con un espacio
libre hasta el pistón de acero inoxidable rectificado de
aproximadamente 0,0076 mm (0,0003 pulg.).
Sin aceite en el espacio libre, el pistón caerá a través del
acero templado y rectificado o es duro.
casquillo por su propio peso, mientras que caerá lentamente
Cromado para adaptarse a las especificaciones de los casquillos
cuando el espacio libre esté lleno de aceite. Para proporcionar
de bolas que soportan su alineación. El extremo superior del
el aceite que se filtra constante pero lentamente a lo largo del
pistón suele estar redondeado para que encaje holgadamente
pistón, se construye un canal y una ranura colectora fuera de
con una celda de carga o una máquina de carga. Se incorpora
la celda y se crea un depósito para el aceite dentro de la celda
alrededor del pistón, como se ve en la figura 3.30. El aceite
un tipo de sello entre el pistón y la placa superior para mantener
el fluido celular presurizado dentro de la celda.
más ligero flotará en el agua de la celda y será presionado
hacia arriba a lo largo del pistón para lubricarlo y crear un sello
con el pistón. El pequeño espacio libre entre el pistón y el
3.3.1 Fricción del pistón
La fricción a lo largo del pistón donde se introduce en la celda
casquillo garantiza que el fluido de la celda se mantenga
dentro de la celda y que solo una pequeña cantidad de aceite
sea expulsada de la celda.
triaxial a través de un casquillo puede provocar errores
considerables en la medición de la carga del desviador vertical,
especialmente para arcillas blandas y otros suelos débiles
(Duncan y Seed 1967). El problema puede ser completamente
Un sistema que consiste en un casquillo que gira alrededor
del pistón para romper cualquier fricción del pistón en la
dirección vertical fue descrito por
Machine Translated by Google
130 Ensayos Triaxiales de Suelos
Conexión a la
ranura colectora
Pistón de carga
Conexión de tubo de
polietileno al suministro
de aceite.
Casquillo de bolas Thompson
Glándula
inoxidable
Tapa superior de bronce
Obispo y Henkel (1962)
Anillo “cuádruple”
Vástago de pistón de acero inoxidable de 1/4”
Semilla y col. (1960)
Carcasa de acrílico o
metal.
Buje de bolas SS
Anillo fijo
Cámara
entrada de
aire a presión
Sello flotante
Primavera
Buje de bolas SS
Sello flotante acrílico
con resorte.
Componentes del sistema de sello hidrostático I
Vástago de pistón de acero inoxidable de 1/4 ″
Carcasa de acrílico o
metal.
Buje de bolas de acero
inoxidable sobre soporte resistente
Sello de aire lc 75
Detalle del casquillo giratorio
(unido al casquillo de
Andreasen y Simons (1960)
Cámara
bola mediante cinta o
entrada de
tubo retráctil)
aire a presión
Chan (1975)
sello de difusión lc 75
Buje de bolas de acero
inoxidable sobre soporte resistente
Componentes del sistema de sello hidrostático II
Figura 3.30 Ejemplos de dispositivos utilizados para reducir la fricción del pistón en celdas triaxiales. Según Bishop y Henkel
1962, y reproducido según Seed et al. 1960 con permiso de ASCE, según Andreasen y Simons 1960 con permiso de ASCE, y
después de Chan 1975 con permiso de ASCE.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 131
Andreasen y Simons (1960). Este sistema utiliza un motor
remoto, que a través de un eje flexible hace girar el
casquillo giratorio durante el experimento triaxial, evitando
o reduciendo así la fricción en dirección vertical. El pistón
está duro
cromado, el casquillo está endurecido con nitruro y el
espacio libre entre el pistón y el casquillo se minimiza,
reduciendo así la fuga de aceite de la celda (Berre 1982).
Vástago de pistón de acero inoxidable de 1/4 ″
Acrílico o metal
alojamiento
Buje de bolas SS
Anillo fijo
Chan (1975) propuso dos versiones de un sello
Sello flotante
Cámara
hidrostático, lo que resultó en una fricción insignificante
presión
en el buje. Estos representan mejoras del sistema
Primavera
entrada de aire
propuesto por Seed et al. (1960). Además de los dos
Buje de bolas SS
bujes de bolas guía, se proporcionan sellos en ambos
extremos y se aplica presión de aire para igualar la
presión de la celda dentro de la guía del buje en ambos
tipos de sello. En el extremo superior del sistema I, que
se muestra en la figura 3.30, la presión del aire está
boquilla de
sellada desde el exterior mediante un anillo fijo que
globo de goma
encaja dentro del orificio para los casquillos de bolas y
mediante un anillo flotante que encaja alrededor del
pistón. Estos dos anillos crean un anillo de sello flotante.
Las superficies coincidentes de estos dos anillos están
Figura 3.31 Sistema de pistón con balón de goma para
rectificadas y se les suministra una gota de aceite para
sellar entre el aire y el agua (modificado después de Chan
proporcionar el sello. Las dos superficies del suelo se
1975 con permiso de la ASCE).
presionan entre sí mediante un resorte sostenido en el
otro extremo por el casquillo de bolas inferior, como se
loon permite en el sentido contrario a las agujas del reloj
ve en la figura 3.30. El sello hacia la celda se crea
antes de atornillarlo en el sentido de las agujas del reloj
haciendo coincidir la presión del aire con la presión de la
en la tapa. La carcasa del casquillo ahora se presuriza
celda y con un sello flotante acrílico cargado por resorte.
mediante presión de aire por separado del suministro de
Debido a que la presión del aire y la presión de la celda
presión para la presión de la celda. La magnitud de la
son de magnitud similar, sólo la fuerza de los pequeños
presión del aire es ligeramente diferente de la presión de
resortes hace que el sello flotante presione contra la parte inferior de la carcasa del buje.
la celda, y el objetivo es hacer que el globo parezca
El Sistema II, que se muestra en la Fig. 3.30, funciona de
completamente relajado con la presión del fluido de la
manera similar al primer sistema, pero los sellos se crean
celda en el exterior y la presión del casquillo en el interior.
mediante soportes elásticos para los dos bujes.
Este sistema proporciona un sistema completamente sin
El primer sistema parece ser más fiable, pero se ha
fricción para el cual no se requiere corrección.
encontrado práctico cambiar el sello interior en el sistema
I por la boquilla de un globo de goma para fiestas. Este
Evitar la fricción del pistón
está sellado en un extremo con una junta tórica alrededor
del pistón y en el otro extremo con una junta tórica
Una alternativa para reducir la fricción del pistón es evitar
alrededor del extremo de la carcasa del buje, como se ve
completamente el problema montando la celda de carga
en la Fig. 3.31. Debido a que ahora es difícil girar el
axial en el extremo del pistón dentro de la celda triaxial o
pistón en el casquillo, la conexión con la tapa se ajusta
debajo de la base de la muestra.
directamente en el casquillo de la tapa o se atornilla en la
En la figura 3.32 se muestran ejemplos de tales celdas
tapa con muy pocas vueltas del pistón. Para este último
de carga internas. Sin embargo, esto requiere que la
propósito, el pistón se gira tanto como la bola.
celda de carga y los cables eléctricos sean a prueba de
agua, y requiere que el cable eléctrico pase por la parte superior.
Machine Translated by Google
132 Ensayos Triaxiales de Suelos
Sumergible
Alineación perfecta
celda de carga en o
encima de la tapa
Gorra
O
Base
Desalineación debido al aparato.
Célula de carga
debajo de la base
Figura 3.32 Celda de carga montada dentro de una celda
triaxial para evitar efectos de fricción del pistón en las
mediciones de carga axial. Celda de carga montada
encima de la muestra o debajo de la base.
o placa base. La opción de colocar la celda de carga
debajo de la base fue empleada para pruebas
dinámicas por Yamamuro et al. (2011) en el que se
midió la carga axial correcta, libre de efectos de fricción
del pistón e incluyendo efectos de inercia de la
aceleración de la muestra. Se debe comprobar la
posible respuesta de una celda de carga interna a los
cambios en la presión de la celda.
3.3.2 Conexiones entre pistón, tapa y muestra
Las conexiones entre el pistón, la tapa y la muestra
deben alinearse a lo largo del eje central del aparato
triaxial, y la interfaz de la tapa con la muestra debe ser
perpendicular al eje de alineación. Estas alineaciones
y las conexiones entre el pistón y la tapa han sido
discutidas por Bishop y Henkel (1962), Berre (1982) y
Baldi et al. (1988). Esto es importante para la aplicación
uniforme de la tensión del desviador axial y para medir
correctamente la deformación axial de la muestra.
Desalineación debido a la muestra
Figura 3.33 Alineación perfecta y ejemplos de
desalineación de la configuración de la muestra con pistón.
Reproducido de Baldi et al. 1988 con autorización de ASTM
International.
Alineación
La condición de alineación perfecta y ejemplos de
desalineación inicial debido al aparato y a la muestra
se muestran en las figuras 3.33 y 3.34. También se
puede desarrollar una desalineación durante la prueba
debido a una respuesta no uniforme de la muestra. En
todos estos casos las mediciones y el comportamiento
derivado del suelo son cuestionables. Una buena
alineación puede ser más fácil de lograr en la celda
triaxial con unión interna.
varillas (ver Sección 3.2.1), porque todos los ajustes
entre la muestra, el pistón y la tapa se pueden realizar
antes de colocar y fijar la pared de la celda. Claramente,
es necesario que la muestra tenga forma de cilindro
con extremos perpendiculares para que se alinee
correctamente.
De manera similar, las partes individuales de la celda
triaxial deben alinearse para proporcionar condiciones
adecuadas de medición de carga y deformación para la
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 133
La tapa o la rosca en el extremo del pistón se atornilla
rígidamente en la tapa, posiblemente con una tuerca o
arandela para mantener la alineación y un tope de asiento
definido. Esta última conexión y la conexión de tapa de
succión que se muestran en la figura 3.36 se pueden usar
tanto para pruebas de compresión como de extensión.
Alineación perfecta
Mientras que los dos últimos tipos de conexiones requieren
correcciones para la elevación del pistón, la primera
conexión suelta que se muestra en la figura 3.36 permite
una compresión verdaderamente isotrópica de la muestra
sin corrección para la elevación del pistón, lo que se puede
lograr cuando el pistón no está rígido. unido a la tapa. La
Desalineación debido al aparato.
Figura 3.37 muestra una configuración que permite la
transferencia de carga vertical a la muestra triaxial mientras
se permite que la tapa se deslice horizontalmente. Esta
configuración también requiere corrección para la elevación del pistón.
Correcciones
Las correcciones debidas a la fricción y elevación del pistón
se analizan en el Capítulo 9.
Desalineación debido a la muestra
Figura 3.34 Alineación perfecta y ejemplos de
desalineación de la configuración de la muestra con
placas terminales. Reproducido de Baldi et al. 1988 con
autorización de ASTM International.
3.4 Suministro de presión
Se utilizan varios tipos diferentes de sistemas de suministro
de presión para generar la presión de confinamiento en la
celda triaxial y la contrapresión aplicada a la muestra.
experimento. Los límites aceptables para la alineación de
la placa y la varilla de carga se dan en la norma ASTM
D5311 (2014).
3.4.1 Columna de agua
Conexiones
En la figura 3.35 se muestran ejemplos de las conexiones
entre el pistón y la tapa. Inicialmente, estas conexiones
Para presiones de confinamiento muy bajas se puede
utilizar una columna de agua para aplicar la presión de
confinamiento en la celda triaxial llena de agua. Debido a
producirán una carga central a través de la muestra, pero
que este método depende completamente del potencial
permiten que la tapa gire y, por lo tanto, dependen de que
gravitacional del agua, la presión está limitada por la altura
la muestra sea uniforme, de modo que la tapa permanezca
de la columna de agua. Teniendo en cuenta también que
horizontal durante el experimento. Sin embargo, si la
el aparato triaxial normalmente se coloca en una máquina
muestra no es uniforme, la tapa puede comenzar a
de carga a una altura de aproximadamente 1 m sobre el
inclinarse y los resultados tensión­deformación no serán
confiables.
limitada en un laboratorio convencional. Sin embargo, la
suelo, la altura de la columna de agua suele estar muy
presión de confinamiento proporcionada por una columna
Se obtienen conexiones más rígidas entre el pistón y la
tapa con las conexiones que se muestran en la figura 3.36,
en las que el extremo liso del pistón encaja holgadamente
en un orificio guía en el
de agua se puede medir con mucha precisión mediante la
longitud física del nivel del agua por encima de la mitad de
la muestra.
Machine Translated by Google
134 Ensayos triaxiales de suelos
carnero con
extremo hemisférico
Ariete de extremo plano
12,5 mm de diámetro. bola de acero
Cónico
Reducido a la mitad
bola de acero
asientos
Bola de acero y cono.
Bola de acero partida por la mitad y
ariete de extremo plano
asientos
Con punta hemisférica
asiento de ariete y cono
Figura 3.35 Ejemplos de conexiones utilizadas típicamente con celdas triaxiales con tirantes externos. Reproducido de Baldi
et al. 1988 con autorización de ASTM International.
tapa de succión
válvula de control
tubo saran
roscado
Pistón
Gorra
Extensión de celda de carga
Tornillo
Tapa de succión de goma
Platina superior Platina superior
Pistón y guía
Conexión de tornillo
Conexión de tapa de succión
Figura 3.36 Ejemplos de posibles conexiones para pruebas de compresión/extensión (modificado según Baldi et al. 1988
con permiso de ASTM International).
3.4.2 Sistema de recipiente de mercurio
presión en el líquido celular. Se conecta un recipiente de mercurio
a través de un recipiente inferior a la celda triaxial y se eleva por
La figura 3.38 muestra un diagrama del sistema de recipiente de
encima de la celda para generar una presión hidrostática en el fluido
mercurio. Este método de generación de presión emplea la gravedad
de la celda. La presión generada se relaciona con la altura del
específica muy alta del mercurio (13,55 frente a 1,0 para el agua)
recipiente de mercurio sobre la celda triaxial, así como con la
para generar
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 135
densidad del mercurio. Este sistema requiere una celda
triaxial llena de líquido para producir una espalda rígida.
hacia arriba, para que el mercurio no salga del recipiente
y entre en la celda. Al colgar la olla superior en un resorte
calibrado, el sistema se autocompensa
Pistón de carga con
tapa adjunta
y mantiene una presión muy constante. Se puede utilizar
el sistema de recipiente de mercurio para suministrar la
presión de confinamiento en la celda triaxial y se puede
emplear un sistema separado para proporcionar la
contrapresión a la muestra. Los detalles de este sistema
han sido explicados por Bishop y Henkel (1962).
Nota
Debido a la naturaleza venenosa de los vapores del
mercurio, así como del mercurio mismo, los sistemas de
recipientes de mercurio ya no se emplean para generar
presión en las celdas triaxiales.
Bolas de acero
tapa de muestra
3.4.3 Gas comprimido
Figura 3.37 Transferencia de carga vertical a una muestra
triaxial que permite el deslizamiento horizontal de la tapa de
la muestra. Inicialmente, las tres bolas de acero se mantienen
en su lugar con un poco de grasa de silicona (según Lade 2004).
(a)
También se puede utilizar gas comprimido para
suministrar la presión de confinamiento. Hay dos fuentes
de gas comprimido disponibles. Un compresor de aire
accionado por motor que acumula y comprime aire dentro
de un rango preestablecido de presiones (p. ej., 750 a
800 kPa) en un tanque se utiliza a menudo para
suministrar aire comprimido a una línea doméstica en el
laboratorio. Los reguladores de presión de aire pueden
proporcionar presiones razonablemente estables, pero hay que tener
(b)
Δl = (2 –
Primavera
γw
γm )
∙ Δh
Δh
Mercurio
1
manómetro
Agua
h1
h1
Flexible
tubo
Δh
h3
2
Agua
h2
h2
Cilindro superior fijo Cilindro superior elevado
Δσ = –(2γm – γm) ∙ Δh
Δσ = 0
Figura 3.38 El principio del control autocompensante del mercurio (según Bishop y Henkel 1962): (a) configuración;
y (b) movimiento del cilindro superior en respuesta al cambio de volumen de la celda triaxial.
Machine Translated by Google
136 Ensayos Triaxiales de Suelos
Las mediciones con un transductor de presión revelarán
que la presión regulada fluctúa con la presión del
tanque, pero con una amplitud mucho menor que la
observada en el tanque.
La regulación de la presión del aire a través de varios
reguladores de presión de aire (que producen presiones
cada vez más bajas) produce presiones relativamente
estables, pero la frecuencia de las fluctuaciones de
presión del tanque aún se puede discernir en un
Los reguladores sin ventilación son necesarios cuando
se trabaja con gas envasado.
3.4.4 Fluidos comprimidos mecánicamente
Es posible generar presión en un fluido.
celda triaxial llena comprimiendo el fluido dentro de un
cilindro mediante un motor y un engranaje que
convierte el movimiento giratorio en movimiento lineal,
transductor de presión sensible.
como se ve esquemáticamente en la figura 3.39. Está
Tenga en cuenta que puede ser necesario un filtro
diseñado para controlar la presión o el volumen a
través del líquido aplicado desde el dispositivo a los
o secador de aire en la salida del tanque para reducir
la cantidad de agua que ingresa a la línea doméstica
componentes de la celda triaxial, como (1) la muestra
de aire comprimido. Esto se debe a que la compresión
triaxial en la que se controla la contrapresión o el
del aire atmosférico húmedo hace que el agua
volumen de la muestra. mientras que el otro se mide,
precipite y esta agua se acumula en el tanque y
(2) la celda triaxial en la que se controla la presión, y
potencialmente puede ingresar a la línea de la casa,
(3) el dispositivo de carga axial en el que se controla
que por lo tanto debe contar con una salida en su
la presión.
punto más bajo. Incluso entonces, es posible que se
El principio de funcionamiento del controlador
requiera un filtro localmente e inmediatamente antes
digital de presión/volumen se muestra en la figura 3.39
de que el aire comprimido ingrese a los reguladores
y lo describe Menzies (1988). El líquido en el pistón
de presión de aire, donde el aire/agua húmedos
hidráulico (agua desaireada) es presurizado por un
pueden causar un mal funcionamiento de los reguladores. pistón que es empujado o tirado por un motor paso a
La otra fuente de presión de gas consiste en gas
paso a través de un tornillo de bolas que guía
envasado (nitrógeno, aire) regulado a presiones
linealmente el vástago del pistón una cierta cantidad
apropiadas para su uso en pruebas convencionales.
por cada vuelta. El motor paso a paso está equipado
El gas envasado suministra una presión muy constante
con un engranaje para poder hacer avanzar o retraer
el pistón a diferentes velocidades, y un transductor de
y puede utilizarse para suministrar presiones muy altas
presión mide la presión del líquido producida por la
de hasta aproximadamente 20 MPa. Tenga en cuenta
que algunos reguladores de presión de gas expulsan
acción del motor paso a paso con retroalimentación
gas a la atmósfera como parte del esquema de
al controlador digital. El controlador digital responde a
la presión medida para aumentar, disminuir o mantener
regulación. Dichos reguladores agotarán la botella de
constante
gas comprimido en un período de tiempo bastante corto. Especial
Husillo de bolas
Motor paso a paso
y caja de cambios
Digital
control
circuito
Presión
Pistón
cilindro
Presión
salida
± Pasos
Aire
rodamiento lineal
agua desaireada
Presión
transductor
Retroalimentación analógica
Figura 3.39 Diagrama esquemático de un controlador digital para generación de fluido comprimido mecánicamente.
Reproducido de Menzies 1988 con autorización de Geotechnique.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 137
presión de salida, según se desee, y mide el volumen de
fluido empujado hacia dentro o retraído de la muestra por
el número de vueltas del motor paso a paso multiplicado
por un factor de calibración adecuado. Mediante tales
sistemas se pueden obtener mediciones de volumen muy
precisas. La capacidad volumétrica depende del
diámetro y recorrido del pistón (p. ej., 200 cm3 y 1000
cm3 ) y de la resolución de hasta 0,001 cm3 /paso del
motor paso a paso (Menzies 1988), y las presiones
generadas pueden resolverse en 0,2 kPa y controlado a
0,5 kPa y variado en un amplio rango hasta 64 MPa
(Menzies 1988).
Yamamuro y Lade (1993b) emplearon sistemas
controladores de presión similares para pruebas triaxiales
de alta presión en las que se generaban y controlaban
tanto la presión de la celda como la carga vertical. Se
generaron presiones de celda de hasta 70 MPa y se
suministraron a la celda triaxial.
3.4.5 Intensificadores de presión
Si en el laboratorio se dispone de presiones de aire o de
fluido limitadas, es posible generar presiones más altas
utilizando un intensificador de presión, cuyo principio se
muestra en un diagrama esquemático en la figura 3.40.
La presión más baja disponible actúa sobre la cruz más
grande.
área seccional del pistón y generando una presión más
alta en el extremo con el área transversal más pequeña.
Por tanto, la presión puede aumentarse mediante un
factor igual a la relación de las dos áreas de sección
transversal.
Hay varias posibilidades disponibles para construir
un intensificador de presión, como se indica en la figura
3.40. La única limitación de este dispositivo es que puede
agotar la carrera disponible y luego tendrá que ser
regenerado para continuar funcionando. Por lo tanto, el
uso de aire comprimido tiende a agotar rápidamente la
carrera y se requiere una forma de regenerar la carrera
disponible. Se encuentran disponibles comercialmente
intensificadores o boosters de alta presión que recargan
el aire en el lado de presión activa.
3.4.6 Transferencia de presión a la celda triaxial
El aire como fluido celular.
En principio, el aire comprimido regulado se puede utilizar
directamente en la celda triaxial. Sin embargo, esto sólo
se hace para pruebas realizadas a presiones muy bajas
y durante períodos de tiempo muy cortos (por ejemplo,
para pruebas UU en arcilla blanda). Esto se debe a (1) el
peligro que implica contener aire comprimido en un
recipiente de plástico acrílico que puede romperse, y (2)
la permeabilidad mucho mayor de las membranas de
caucho de látex al aire que al agua (Pollard et al.
1977). Por otro lado, se podrá utilizar aire en parte de la
celda empleada para ensayos triaxiales cíclicos. Estas
pruebas requieren un componente muy compresible
dentro o cerca de la celda triaxial para amortiguar los
cambios de volumen generados por la muestra y el
pistón que entra y sale de la celda. Sin el componente
comprimible, se generaría una falsa presión de
confinamiento en la celda. También se puede utilizar un
acumulador conectado a la celda triaxial como
amortiguador de la presión de la celda en pruebas cíclicas.
Aceite para conducir
Sale aceite cuando el pistón se mueve hacia la izquierda
El agua sale como pistón.
mueve a la izquierda
Aceite para revertir
Engrase para revertir el movimiento.
Salida
válvula
Entrada
válvula
Agua en forma de pistón.
se mueve hacia la derecha
el pistón
Cámara de bomba
Figura 3.40 Intensificador de presión trabajando con aceite, agua o aire.
Conjunto de pistón
el trazo
Machine Translated by Google
138 Ensayos Triaxiales de Suelos
Agua desaireada como líquido celular.
El aire comprimido regulado se puede utilizar directamente
en la parte superior de la celda triaxial que se llena con
agua desaireada. Esta configuración (1) evita el peligro
asociado con grandes cantidades de aire comprimido
acumulado y (2) el aire no rodea ni comienza a ingresar a
la muestra de inmediato. De esta manera se pueden
realizar pruebas a baja presión de confinamiento con una
duración de 1 a 2 días sin ningún problema resultante de
la entrada de aire en la muestra.
de la siguiente manera: el aire se disuelve en el agua en
la interfaz aire/agua, porque el agua es capaz de disolver
cantidades cada vez mayores de aire al aumentar la
presión. Luego, el aire disuelto viaja por difusión en el
agua hasta la superficie de la muestra, donde atraviesa la
membrana. Dentro de la muestra, la presión de los poros
es menor que la presión de la celda y el aire sale de la
solución, porque el agua de los poros no puede mantener
cantidades tan grandes de aire disuelto a una presión más
baja.
Este problema puede superarse mediante uno de tres
Sin embargo, lo más frecuente es que la presión del
métodos, como se ilustra en las figuras 3.19 y 3.42. En el
aire regulada se transfiera a la presión del agua en un
primer método se evita que el aire disuelto llegue a la
pequeño depósito o tanque, como se muestra en la figura
muestra durante la duración del ensayo. El movimiento
3.41. La celda triaxial se llena completamente con agua
del aire en aguas tranquilas se produce por difusión y al
desaireada y se conecta directamente al tanque de aire/
conectar el depósito de aire/agua con la celda triaxial a
agua. Tenga en cuenta que el control de la presión en el
través de un tubo largo y de pequeño diámetro, como se
aire comprimido se realiza mediante un regulador de presión de aire.
ilustra en la figura 3.42(a), el tiempo necesario para que
El problema más común que surge del uso de aire
el aire llegue a la muestra sería exceder el tiempo de
comprimido regulado sobre agua proviene de la entrada
prueba.
de aire en la muestra, lo que hace que esté menos del
En el segundo método, se hace flotar una capa de
100 % saturada. Esto ocurre
aceite de silicona sobre el agua desaireada, que rodea la
muestra, como se muestra en la figura 3.19.
Dado que el aceite de silicona no disuelve el aire ni el
manómetro
I
Agua
D
mi
B
A
Del compresor
C
Válvula de reducción
Aire
Agua
Figura 3.41 Transferencia de presión de aire regulada a
presión de agua (según Bishop y Henkel 1962).
agua, crea una barrera contra la presión del aire aplicada
en la parte superior de la celda triaxial.
En el tercer método, la presión del aire actúa sobre la
superficie de la glicerina encerrada en el tanque de
transferencia, como se muestra en la figura 3.42(b). La
glicerina casi no tiene solubilidad en el aire. Para proteger
aún más contra la entrada de aire al agua, se sumerge en
la glicerina un globo de goma lleno de agua desaireada y
se conecta a la celda triaxial o presión de poro (Winter y
Goldscheider 1978).
3.4.7 Vacío para suministrar una presión de confinamiento
efectiva
La prueba triaxial de vacío es conveniente porque no se
requiere una celda triaxial y es posible tener acceso
directo a la muestra durante la prueba. La prueba triaxial
de vacío se puede realizar aplicando vacío al espacio
poroso interior de una muestra. La diferencia entre la
presión atmosférica y el vacío se puede regular para
suministrar presiones de confinamiento efectivas de cero
a 1 atm. Los experimentos pueden realizarse en
condiciones saturadas, parcialmente saturadas o secas.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 139
(a)
(b)
Suministro de aire a alta presión
Suministro de baja presión de aire
válvulas de presión
Cilindro de latón
σcelda
Aire
Glicerina
largo pequeño
tubo transparente
tubo de perforación
para observación
globo de goma
del nivel de glicerina
agua desariada
A la presión celular o de poro,
bloque selector de válvulas
Figura 3.42 Métodos para evitar que el aire llegue a la muestra triaxial: (a) uso de un tubo largo y de pequeño diámetro
entre el depósito de aire/agua y la celda triaxial; y (b) uso de un tanque mejorado de transferencia de aire/agua.
Reproducido de Berre 1982 con autorización de ASTM International.
cambio de volumen en la línea desde el vacío regulado
Las pruebas triaxiales convencionales se realizan bajo
control de deformación o deformación, lo cual es necesario
hasta la muestra, es posible realizar pruebas de drenaje
para obtener un comportamiento post­pico.
ejemplares de cualquier suelo. Al incluir un dispositivo de
con mediciones de cambio de volumen. Para muestras
secas, el dispositivo de cambio de volumen puede consistir
en un tubo horizontal, transparente, de pequeño diámetro y
calibrado con una burbuja de agua que se mueve en
respuesta a los cambios en la presión del aire causados
por cambios en el volumen de la muestra. Este dispositivo
de cambio de volumen se explica con más detalle en el
Capítulo 4.
Debido a su simplicidad, las pruebas triaxiales de vacío
son instructivas y prácticas para los estudiantes. Se puede
convertir fácilmente una configuración para pruebas no
confinadas y el equipo es seguro, porque no hay presión
positiva involucrada. Las deformaciones se pueden medir
directamente usando una cinta PI y los estudiantes pueden
tener una idea de la mecánica de la prueba antes de que
3.5.1 Control de deformación o deformación
La carga vertical bajo control de deformación se puede
lograr en una máquina de carga accionada por motor o en
una máquina de carga hidráulica como un sistema MTS. En
ambos casos, la máquina puede configurarse para cargar la
muestra a una velocidad de deformación constante. Dado
que la deformación vertical se divide por la altura constante
inicial para producir deformación de ingeniería, la prueba
también está controlada por deformación. La mayoría de las
máquinas de carga para ensayos de suelos tienen
disponible una gama bastante amplia de tasas de
deformación, de modo que las muestras pueden cargarse
hasta el punto de falla y más en cuestión de minutos, o la
se les presenten las complicaciones de las pruebas triaxiales reales.
prueba puede durar varios meses, como se ilustra en la
figura 3.43. La carga vertical se mide mediante una celda
3.5 Equipos de carga vertical
de carga en serie con el pistón en la celda triaxial.
La carga vertical bajo control de deformación es útil para
cortar la muestra en todas las circunstancias excepto en
las que se mencionan a continuación. El cizallamiento
Una muestra triaxial puede cargarse verticalmente bajo
control de deformación y deformación o bajo control de
drenado y no drenado hasta el pico de falla y más allá se
carga o control de tensión. Estos métodos tienen ventajas y
puede lograr usando el control de deformación de la carga
limitaciones y pueden ser necesarios para ciertos tipos de
vertical. Se pueden seguir varios caminos regulando la
pruebas. Mayoría
presión de confinamiento para que coincida con la
Machine Translated by Google
140 Ensayos Triaxiales de Suelos
trayectoria de tensión deseada, o seguir una trayectoria de deformación
determinada (por ejemplo, las deformaciones se controlan en una prueba K0 ).
3.5.2 Control de carga
Figura 3.43 Esquema de una máquina de carga con control de
deformación operada por un motor paso a paso o un motor de
engranajes que mueve la plataforma de una celda triaxial hacia arriba
o hacia abajo a una velocidad de deformación constante.
(a)
(b)
La carga vertical se puede aplicar bajo control de carga
utilizando un sistema de suspensión con pesos muertos o
un cilindro de carga con aire comprimido, como se muestra
en la figura 3.44. El sistema que se muestra en la figura
3.44(a) requiere espacio y acceso debajo de la mesa o
plataforma que soporta la celda triaxial, mientras que el
sistema de suspensión en la figura 3.44(b) está ubicado
completamente encima de la mesa. Existe un límite
superior práctico para la magnitud de la fuerza vertical que
pueden ejercer los pesos muertos. En la práctica, este
límite puede alcanzarse entre 500 y 1000 N.
Se puede utilizar un cilindro de carga de simple efecto
operado por presión de aire para suministrar fuerzas
mucho mayores bajo control de carga. El cilindro de carga
puede colocarse debajo de la mesa y la fuerza se transfiere
a través de un yugo a la muestra, o puede estar colocado
sobre la barra transversal de un cilindro de carga.
(C)
Aire comprimido
Mesa
Figura 3.44 Métodos para aplicar cargas verticales a una muestra triaxial bajo control de tensión (o control de carga) usando un sistema de
suspensión con pesos muertos (a) debajo de la mesa y (b) encima de la mesa, o (c) cilindro de carga con presión comprimida. aire.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 141
marco, como se muestra en la figura 3.44(c). Para la
carga cíclica de la muestra, el pistón de simple efecto
se reemplaza por un pistón de doble efecto.
La carga vertical bajo control de carga es útil para
consolidación anisotrópica, estudios de fluencia y
estudios de inestabilidad de suelos. Sin embargo, si una
muestra se corta hasta fallar bajo control de carga, la
porción de la relación tensión­deformación que ocurre
después del pico de falla no se puede obtener, a menos
que se tomen disposiciones especiales para registrar
la respuesta dinámica. Esto se debe a que la muestra
no puede soportar la carga vertical aplicada y ésta, a su
vez, no puede reducirse lo suficientemente rápido como
Cilindro para doble
pistón de actuación
Medición de carga
dispositivo
Muestra
Bureta
––
–
para evitar el colapso de la muestra de suelo.
Poro
3.5.3 Control del estrés
Para muestras que cambian el área de la sección
transversal durante la prueba, no es posible controlar la
tensión desviadora a menos que se use un sistema de
retroalimentación para ajustar la carga vertical en
respuesta al área calculada para seguir una trayectoria
de tensión deseada (p. ej., tensión vertical constante).
El cálculo del área de la sección transversal requiere la
determinación de la deformación vertical y la deformación
Cargando
presión
presión
transductor
Figura 3.45 Instalaciones de carga vertical utilizadas
en el Instituto Geotécnico de Noruega. Reproducido de
Berre 1982 con autorización de ASTM International.
se realiza con mayor frecuencia bajo control de
deformación. Por lo tanto, es necesario cambiar de un
volumétrica (consulte las Secciones 2.1.2 y 2.1.3). Esto
método de carga a otro, y esto requiere que ambas
puede requerir una computadora para medir las
opciones de carga estén disponibles en la misma
deformaciones y los cambios de volumen, calcular el
máquina de carga. La figura 3.45 muestra un ejemplo
área de la sección transversal y ajustar la carga vertical.
de una configuración de carga que permite cambiar del
Para pruebas más lentas, esto se puede hacer mediante
control de carga al control de deformación. Requiere
cálculos manuales y ajuste manual de la carga vertical,
que la porción de control de carga pueda bloquearse
pero requiere la presencia de un operador para el
para que reaccione rígidamente cuando se inicia la
control continuo del experimento. Esto puede no ser
carga
práctico, por ejemplo, para pruebas de fluencia que duran más
de 8de
h. control de deformación.
Otra situación en la que se requiere un interruptor se
ejemplifica mediante una prueba de fluencia que se
3.5.4 Combinación de control de carga y control
inicia después de aumentar primero la carga del
de deformación.
desviador bajo control de deformación. Después de la
A menudo existe la necesidad de poder utilizar tanto el
carga hasta alcanzar una tensión desviadora deseada,
control de carga como el control de deformación durante
la prueba de fluencia requiere deformación axial bajo control de carg
la realización de un experimento. Por ejemplo, si una
Detener la máquina de carga de control de deformación
generalmente proporciona una respuesta rígida a
muestra va a ser consolidada con K0 antes del corte, la
tensión vertical inicial debe controlarse con carga para
medida que avanza la fluencia continua bajo control de carga.
Sin embargo, para producir una continuación suave
que la consolidación con K0 adecuada pueda proceder
bajo control de tensión tanto en dirección vertical como
desde la carga del desviador de control de deformación
horizontal (presión de celda).
hasta la etapa de fluencia se requiere que la carga del
cilindro de presión alcance su nivel adecuado.
Después de K0 consolidación la fase de corte
Machine Translated by Google
142 Ensayos Triaxiales de Suelos
Ajuste de tornillo axial
Indicador digital
Dispositivo de extensión
Cilindro de metacrilato
Espécimen de prueba
Presión celular
Sello de Bellofram
Marco hueco que une
pistones de bellofram.
Rodamiento de movimiento lineal
Cruceta para medición de
desplazamiento
Carga de drenaje y presión de poro.
Sello de Bellofram
Presión de carga
Base
Cámara de presión
Figura 3.46 Dibujo esquemático de un aparato triaxial hidráulico (según Bishop y Wesley 1975).
Adquisición de datos del transductor
Control y adquisición de datos.
Interfaz de
adquisición
interfaz IEEE
computadora personal
GDS1
GDS2
Medición de la deformación axial.
Control
Adquisición
GDS3
Medición de la deformación volumétrica.
celda triaxial
Figura 3.47 Configuración de prueba triaxial con aparato de carga hidráulica Bishop­Wesley y motores paso a paso utilizados
para el control de la prueba y la adquisición de datos. Reproducido de Hattab y Hicher 2004 con autorización de Elsevier.
Machine Translated by Google
Equipo Triaxial 143
magnitud (para igualar la carga desviadora vertical generada
por la máquina de carga de control de deformación) para
poder continuar sin problemas con la etapa de fluencia.
3.6 Celda triaxial con sistema de
carga integrado
Bishop y Wesley (1975) diseñaron y construyeron equipos
triaxiales con presión de celda integrada y capacidad de
3.5.5 Requisitos de rigidez
carga axial. Debido a que este aparato triaxial viene con un
Los requisitos para la rigidez de la máquina de carga se
carga externo. La Figura 3.46 muestra un diagrama
vuelven importantes cuando se prueban materiales rígidos
esquemático de este aparato hidráulico, que requiere
sistema de carga autónomo, no se requiere un marco de
y quebradizos en los que la parte descendente de la curva
presiones hidráulicas suministradas a la celda y al cilindro
tensión­deformación observada después del pico de falla
de carga axial que forma el pedestal. La fricción en la
puede ser muy abrupta. La razón es que durante la carga el
dirección axial se minimiza mediante el uso de diafragmas
marco de carga se deformará elásticamente y almacenará
rodantes sin fricción para contener el fluido de la celda
energía. Esta energía almacenada se liberará si la muestra
(agua) y contener el aceite hidráulico en el pistón de carga
axial. Variando la presión de la celda y la presión en el
es frágil y la relación carga­deformación de la muestra en el
régimen de ablandamiento es más pronunciada que la carga.
cilindro de carga axial entre sí de una manera predeterminada,
es posible producir y controlar cualquier trayectoria de
relación de deformación para la máquina de carga.
tensión deseable en la compresión triaxial.
La liberación de energía almacenada ocurrirá abruptamente
y causará que la muestra colapse y posiblemente expulse
partes del material lateralmente como proyectiles (Hudson
et al. 1972).
Un método para obtener una máquina de ensayo muy
rígida es colocar un tubo metálico con galga extensométrica
El suministro de presiones puede provenir de cualquiera
de las fuentes analizadas anteriormente. A menudo el obispo
El aparato de trayectoria de tensión Wesley está equipado
fuera de la muestra. La rama decreciente de la curva tensión­
con dispositivos que crean presiones comprimidas
deformación puede entonces obtenerse en condiciones
mecánicamente en fluidos como agua sin aire y/o
estables. Efectivamente, la muestra se carga en paralelo
o aceite. Los controladores de presión digitales (Menzies
con el tubo, que toma la carga a medida que la muestra se
1988) permiten controlar las presiones y medir los cambios
ablanda. El tubo se calibra de manera que su carga pueda
restarse de la carga total para obtener la carga sobre la
de volumen, proporcionando así un control automático y un
muestra.
registro de datos a través de una computadora. Los principios
operativos del controlador digital se revisaron en la Sección
3.4.4.
Además de las pruebas de compresión triaxial, se
3.5.6 Control de deformación versus control de carga
pueden realizar pruebas de extensión triaxial con el aparato
Los suelos granulares que pueden volverse inestables
dentro de la superficie de falla por tensión efectiva en
dispositivo de extensión que se muestra en la figura 3.36,
condiciones no drenadas pueden exhibir trayectorias de
así cualquier efecto de presión de la celda. en dirección
que se muestra en la figura 3.46 proporcionando el
que une rígidamente la tapa a la placa superior, evitando
tensión efectiva que son diferentes bajo control de tensión y
vertical. Esto permite que la presión axial se reduzca por
carga. La razón de este fenómeno es explicada por Lade y
debajo de la presión de la celda y, por lo tanto, se cree una
Karimpour (2010), y ocurre en una zona de transición en la
que el comportamiento del suelo bajo control de deformación
condición de extensión en la muestra.
exhibe inestabilidad e inestabilidad temporal. No ocurre en
suelos en los que la carga siempre implica tensiones
Se requieren tres controladores digitales para una
configuración triaxial típica con el dispositivo Bishop­Wesley;
desviadoras crecientes hasta el pico de falla, y no se
uno para la carga o desplazamiento axial, uno para la
esperan diferencias en los resultados de las pruebas de
control de deformación y de control de carga.
presión de la celda y otro para las mediciones de
contrapresión/cambio de volumen. Esta configuración se
muestra en la figura 3.47.
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
4
Instrumentación, Mediciones y Control
4.1 Propósito de la instrumentación
El propósito de la instrumentación es medir los procesos
físicos que ocurren en una prueba para poder describirla.
Las cantidades físicas de interés (por ejemplo, tensiones,
deformaciones, temperatura) requieren transformación
en cantidades más utilizables y más fáciles de medir.
Por tanto, el propósito de la instrumentación es
transformar una cantidad física en otra cantidad física
que pueda medirse. Este proceso se llama transducción.
En la figura 4.1 se muestra un ejemplo de una
transducción simple. Un balde de agua está suspendido
de un resorte que se estirará debido al peso del balde
de agua. Dado que la cantidad de estiramiento está
relacionada con el peso, es posible determinar el peso
midiendo el cambio en la longitud del resorte y
multiplicándolo por la constante de calibración del
resorte (= constante del resorte).
Así, el peso se ha transformado en un cambio de
longitud, es decir, se ha producido una transducción para
medir el peso.
La Figura 4.2 muestra otro ejemplo de transductor,
una galga extensométrica eléctrica. La carga de la placa
de acero a la que se fija la galga extensométrica provoca
que ésta se deforme, al principio muy poco.
La tensión de la galga extensométrica provoca un cambio
en la resistencia eléctrica. Cuando se suministra con un
voltaje de entrada, el cambio en la resistencia da como
resultado un cambio de voltaje que se puede medir.
Así, la deformación se transforma en un cambio de
voltaje, es decir, la galga extensométrica ha transformado
un tipo de señal (la deformación uniforme de la placa de
acero) en otro tipo de señal (el cambio de resistencia)
que a su vez se puede medir.
Tenga en cuenta que no se requirió instrumentación
y, por lo tanto, no se requirió transducción para determinar
la carga vertical aplicada a la muestra bajo control de
carga en la figura 3.44(a) y (b). En este caso la carga
vertical se determinó simplemente contando los pesos.
4.2 Principio de medidas
Debido a que los procesos físicos pueden medirse con
muchos tipos diferentes de instrumentos, es necesario
determinar cuáles son los apropiados, su disponibilidad,
etc. Si un instrumento es apropiado para medir una
cantidad particular se puede determinar a partir del
principio de señal máxima para interferencia mínima en
el proceso físico. Es necesario tomar energía del
proceso que se va a medir para activar el instrumento.
Esto debe hacerse de acuerdo con el principio anterior,
es decir
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
146 Ensayos Triaxiales de Suelos
Regla para medir
de tramo de primavera
Cubeta de agua
Figura 4.1 Escala de resorte: ejemplo de un transductor simple.
El proceso físico debe verse lo menos perturbado
posible por el método de medición.
Se dan dos ejemplos en los que los instrumentos
utilizados para las mediciones interfieren demasiado
medidor de tensión
+
–
Figura 4.2 Galga extensométrica eléctrica: ejemplo de
un transductor simple.
en los procesos físicos. La figura 4.3 muestra una
pequeña botella de agua hirviendo. Para medir la
temperatura de ebullición del agua (= 100°C = 212°F),
se inserta en el agua un termómetro de mercurio
convencional. La temperatura medida es 80°C (=
176°F). Está claro que se extrae demasiada energía
del proceso para obtener una señal que pueda
medirse en la escala de temperatura.
En el segundo ejemplo, que se muestra en la Fig.
4.4, se utiliza un manómetro de tubo Bourdon para
medir la presión del agua intersticial en una prueba
CU en una muestra triaxial. El cambio de volumen
requerido para que el medidor responda correctamente
es considerable y en este caso es demasiado grande:
la muestra tiene que expulsar demasiada agua para
que el medidor se desvíe, produciendo así una caída
en la presión de poro en la muestra. El sistema que
consta de una muestra triaxial, tubería y una galga
de Bourdon es un sistema cerrado durante el corte
no drenado. El volumen de agua que tiene que entrar
en el medidor para que se desvíe es excesivo en relación con el
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 147
Termómetro
80°C
Botella pequeña
tubo bourdon
manómetro
Agua hirviendo
temperatura=100°C
La muestra triaxial genera presión de poro
Figura 4.3 Medición de temperatura en una pequeña
botella de agua hirviendo: ejemplo de demasiada
interferencia en el proceso físico.
Figura 4.4 Medición de la presión del agua de poro en
una prueba CU en una muestra triaxial: ejemplo de
demasiada interferencia en el proceso físico.
manómetro en la Fig. 4.5(b). La aplicación de una presión
cantidad total disponible en la muestra. En el ensayo se
midieron valores de presión de agua intersticial demasiado
bajos, porque para obtener la señal se extrajo demasiada
energía del proceso.
Sin embargo, tenga en cuenta que el manómetro Bourdon
es adecuado para medir la presión en un sistema en el que
se dispone de un gran suministro de medio presurizado o
en un sistema abierto (por ejemplo, aire en una línea
doméstica suministrada por un compresor de aire).
de aire de 417 kPa en el fondo del manómetro hace que el
tubo de Bourdon se estire una cantidad proporcional a la
presión aplicada.
Así, el tubo de Bourdon mide la presión; Actúa como sensor
principal. La señal medida (estiramiento del tubo) requiere
modificación por parte del acondicionador de señal tal como
lo realiza el rack.
y­piñón. El dispositivo final consta de un brazo que se ha
girado hasta apuntar a 417 kPa en la escala de presión para
que se pueda leer la presión.
Otros dos ejemplos se muestran en la figura 4.6.
Las funciones de las piezas del comparador y del anillo de
4.3 Características del instrumento
prueba se indican en el diagrama. Estos dispositivos se
utilizan para medir la deformación y la fuerza, respectivamente.
Un instrumento realiza tres funciones, como se indica en la
figura 4.5(a). La medición de la señal la realiza el sensor
Los instrumentos discutidos anteriormente son adecuados
principal y luego el acondicionador de señal modifica la señal
para medir procesos relativamente lentos que permiten
antes de leerla en el dispositivo final.
tomar lecturas y escribirlas manualmente en columnas en
una hoja de papel. Estos instrumentos se pueden utilizar en
Un ejemplo de estas tres funciones en un instrumento lo
ilustra el tubo de Bourdon.
todo tipo de ensayos triaxiales estáticos. Sin embargo, no
son adecuados para
Machine Translated by Google
(a)
Leer el
Acondicionador
Sensor de
cebado de medición
dispositivo final
de señal de modificación
(b)
Sensor de cebado (medición)
400
Dispositivo
final (leer)
450
Acondicionador de señal
(modificación)
Presión
Figura 4.5 (a) Funciones de un instrumento para medir procesos físicos y (b) ejemplo de un instrumento de
medición: manómetro de tubo Bourdon.
Fuerza
(a)
(b)
20
10
Dispositivo final (leer)
Sensor principal:
anillo de acero
Acondicionador de señal
(modificación)
cremallera y piñón + engranajes
Acondicionador de señal
+ dispositivo final:
Sensor de cebado
comparador
(medición)
Desplazamiento
Figura 4.6 Ejemplos de instrumentos de medición: (a) comparador; y (b) anillo de prueba.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 149
medir presiones, deformaciones o fuerzas que cambian
rápidamente y que se producen, por ejemplo, en una
prueba triaxial cíclica. Tampoco son adecuados para el
registro automático de datos en pruebas triaxiales
estáticas o cíclicas.
La sensibilidad a la deformación Sr se define como el cambio unitario
de resistencia por unidad de cambio de deformación:
Sr =
DR /R
(4.5)
dL L
/
Usando la ecuación. (4.4) produce:
4.4 Principios de funcionamiento de instrumentos
eléctricos.
Además de los dispositivos mecánicos, como los relojes
Sr =
dρ / ρ
dL L
/
−
dA A
/
dL L
/
1+
(4.6)
Para un material elástico el segundo término es:
comparadores, los dispositivos eléctricos se emplean
2 ε3
dA A
/
=−
=
comúnmente como dispositivos finales en instrumentos
2v
(4.7)
ε1
dL L
/
utilizados para pruebas triaxiales para modificar las
mediciones en señales eléctricas que pueden leerse
donde ν es la relación de Poisson para el alambre metálico.
manualmente o por computadora. A continuación se
Por
tanto, la sensibilidad a la deformación es:
revisan brevemente los principios de funcionamiento y
el uso de los tipos más comunes de instrumentos eléctricos.
dρ / ρ
Sr =
(4.8)
+ 1 )2+ v
dL L
(/
4.4.1 Galga extensométrica
El principio operativo básico de una galga extensométrica
es que un alambre metálico presenta un cambio en la
La sensibilidad a la deformación se conoce como factor
de calibre.
Para las galgas extensométricas convencionales, el
factor de galga está en el rango de 1,9 a 2,5. Las galgas
resistencia eléctrica de un alambre metálico se puede expresar como:
extensométricas semiconductoras tienen factores de
l
galga
de alrededor de 100, es decir, son mucho más
R= ρ
(4.1)
A
sensibles que las galgas extensométricas convencionales.
Por lo tanto, producen una señal mayor para una
en el cual
deformación determinada que las galgas extensométricas
R = resistencia eléctrica
convencionales. Las galgas extensométricas
ρ = resistividad del metal
semiconductoras están hechas de materiales
L = longitud del cable
piezorresistivos que pueden cambiar la resistividad (ρ)
A = área de la sección transversal del alambre
con la tensión aplicada (tensión, compresión, presión
hidráulica, tensión de corte). Sin embargo, estos
La variación de la resistencia eléctrica se produce
materiales tienen mayor sensibilidad a la temperatura y no linealidad.
entonces según:
Dado que la resistividad del material ρ depende de la
R
∂R ∂
∂R
temperatura
para la mayoría de los materiales utilizados
dr =
reρdL
+ +
da
(4.2)
∂ρ
∂l
∂A
para galgas extensométricas, estos dispositivos dependen
de la temperatura. El efecto de los cambios de temperatura
Realizando las derivaciones como se indica produce:
se puede reducir utilizando los medidores en circuitos de
medio puente o de puente completo, como se muestra en
l
la figura 4.7. El principio de un puente de Wheatstone se
2
ρ
dR =
+d ρ dL − L ρA
dA −
(4.3)
utiliza a menudo en transductores de fuerza y presión, y
A
A
puede utilizarse en calibres de clip para medir la deformación.
resistencia eléctrica con un cambio en la deformación. La
y división por R de la ecuación. (4.1) da como resultado:
dr
d dL
= + ρ­
R
l
ρ
da
A
(4.4)
Tenga en cuenta que las galgas extensométricas
opuestas en un puente de Wheatstone están en
compresión y tensión para mejorar la salida eléctrica
en lugar de cancelarla.
Machine Translated by Google
150 Ensayos Triaxiales de Suelos
Tensión
Compresión
Voltaje de entrada
(por ejemplo, de la batería)
Compresión
Tensión
Tensión de salida
(medido por voltímetro o
caja indicadora de tensión)
Figura 4.7 Circuito de puente completo: Puente de Wheatstone.
(a)
(b)
Fuerza
Fuerza
Calibradores de tensión
Aporte
Ubicación de
Producción
calibradores de tensión
Tensión
Compresión
Figura 4.8 Transductores de fuerza con galgas extensométricas montadas para formar puentes de Wheatstone: (a) anillo de
prueba convencional; y (b) celda de carga de diafragma.
Transductores de fuerza
(usando un voltímetro, una caja indicadora de tensión o una
La Figura 4.8 muestra ejemplos del empleo de galgas
computadora). La Figura 4.8(b) muestra una celda de carga de
extensométricas en transductores de fuerza. Las galgas
diafragma con galgas extensométricas montadas cerca del
extensométricas se pueden montar en un anillo de prueba
centro y cerca del borde exterior. El diagrama de cableado
como se indica en la figura 4.8(a), de modo que la carga
sigue el principio del puente de Wheatstone que se muestra en
vertical aplicada a una muestra triaxial se pueda registrar tanto
la Fig. 4.7. Los principios y detalles del diseño de celdas de
carga de diafragma se dan en el Apéndice B.
manualmente (usando el comparador) como a partir de la señal eléctrica.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 151
(a)
Presión uniforme
Galga extensométrica adherida
parte trasera del diafragma
(b)
Material no conductor
Material conductor
Codificación:
columna liquida
nuez aislada
Caja interior metálica
Aislamiento estándar
No conductivo
cúpula
Caja exterior aislada
Aislado
Caja interior metálica
eléctrico
cable
Líquido
columna
Detección de metales
diafragma
Eléctrico
Armadura
alimentar a través de
Marco interno
Aislamiento redundante
Galga extensométrica no adherida
Figura 4.9 Transductores de presión que emplean galgas extensométricas para la transducción: transductores con (a) galgas extensométricas
adheridas; y (b) galgas extensométricas no adheridas.
Transductores de presión
equipado con galgas extensométricas para medir las
deformaciones entre puntos particulares. Aquí se les
conoce como medidores de clip, pero algunos de ellos
han sido llamados transductores de deformación local
Los transductores de presión pueden emplear uno de dos
tipos de galgas extensométricas. Las galgas
extensométricas adheridas se pegan o cementan al
(LDT) y medidores en voladizo (Tatsuoka 1988; Goto et
interior del diafragma como se indica en la figura 4.9(a).
al. 1991; Hoque et al. 1997).
Las galgas extensométricas no adheridas son alambres
cuyos extremos están unidos a placas y marcos y
4.4.2 Transformador diferencial variable
conectados al diafragma como se muestra en la figura
lineal
4.9(b). Presurizar el diafragma hace que se desvíe y esto
genera una señal eléctrica que se mide como se explicó anteriormente.
Se utiliza un transformador diferencial lineal variable
Dispositivos de medición de deformación lineal.
Se han desarrollado varios tipos de dispositivos basándose
en la flexión de vigas relativamente débiles.
(LVDT) para medir los desplazamientos. La figura 4.10(a)
muestra que un LVDT es un transductor electromagnético
que consta de tres bobinas que encierran un núcleo de
hierro móvil.
Machine Translated by Google
152 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
2 secundaria
bobinas (salida)
Núcleo de hierro móvil
(material magnético)
1 bobina primaria
(aporte)
(b)
Salida de voltaje
(mV)
La curva se vuelve no lineal
cuando el núcleo pasa uno
de las bobinas
Desplazamiento del núcleo
rango lineal
= rango de trabajo
Figura 4.10 (a) Principio de funcionamiento de un LVDT y (b) curva de calibración esquemática.
La entrada a la bobina primaria ubicada en el centro
es una corriente alterna (CA) que induce diferencias
de voltaje en las dos bobinas secundarias externas.
Cuando el núcleo está en la posición central o nula, se
inducen voltajes idénticos en las bobinas secundarias
y se obtiene una salida cero si las dos bobinas
secundarias están conectadas en oposición de fase.
Cuando el núcleo se aleja de la posición nula, se
induce un voltaje mayor en la bobina secundaria hacia
la que se mueve el núcleo. En consecuencia, se
obtiene una salida de tensión diferencial .
En la figura 4.10(b) se muestra una curva de
calibración esquemática para un LVDT. Cuando el
núcleo está cerca del centro, la relación entre la salida
de voltaje y el desplazamiento del núcleo es casi
perfectamente lineal. La relación se vuelve no lineal
El rango, que es el rango de trabajo para el LVDT, se
puede variar con la frecuencia de entrada del AC.
Mientras que todos los LVDT funcionan con entrada
de CA, estos dispositivos se pueden comprar con
transformadores incorporados de modo que se pueda
entrar y salir corriente continua (CC). Sin embargo, no
es necesario que dichos transformadores formen parte
de los LVDT; se pueden ubicar lejos del AC­LVDT
básico. El rango lineal de desplazamiento de los LVDT
suele variar de 0,25 a 250 mm.
Los tamaños físicos de los AC­LVDT son algo
proporcionales a su rango nominal. CORRIENTE CONTINUA­
Los LVDT (a veces denominados DCDT) tienen
tamaños mínimos mayores que los LVDT de CA
correspondientes, porque tienen un transformador
incorporado.
La sensibilidad de un LVDT varía con la frecuencia
cuando el núcleo pasa por una de las bobinas secundarias.de
el lineal
entrada y puede ser necesario
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 153
especifique el voltaje y la frecuencia de entrada al citar un
valor particular de sensibilidad. La sensibilidad se expresa
como mV/0,025 mm de desplazamiento/V de entrada.
En particular, la fuerza para mover el núcleo en un
LVDT depende del peso del propio núcleo.
Puede ser tan pequeño como 0,3 g. Los LVDT sumergibles
están disponibles comercialmente, por lo que pueden
montarse directamente sobre la muestra triaxial en el agua
de la celda.
Además de las deformaciones, los LVDT pueden
adaptarse en dispositivos sensores primarios para medir
la fuerza (en un anillo de prueba), la presión, la velocidad
y la aceleración.
Corrientes eléctricas en la bobina inactiva. La magnitud
de las corrientes parásitas depende de la distancia al
objetivo. A medida que el objetivo se acerca al sensor, la
magnitud de las corrientes parásitas aumenta y aumenta
la impedancia (la resistencia efectiva total) en el circuito
eléctrico. Las variaciones de impedancia se convierten en
un voltaje de CC que es proporcional a la distancia al
objetivo. El objetivo puede consistir en un trozo de lámina
de aluminio y, debido a la alta frecuencia de las corrientes
parásitas, éstas penetran sólo unas pocas milésimas de
centímetro en la superficie conductora. Un objetivo que
tenga un grosor de 0,02 mm es suficiente para producir
una salida estable.
El medidor de proximidad puede funcionar con gas,
agua o petróleo y es insensible a la presión. Se pueden
resolver desplazamientos tan pequeños como 0,00025
4.4.3 Medidor de proximidad
Un medidor de proximidad es un transductor de
desplazamiento sin contacto que detecta el desplazamiento
entre el sensor y una superficie conductora de electricidad.
Con mayor frecuencia se emplea un medidor de proximidad
para medir las deformaciones radiales de muestras
triaxiales. Ofrece las ventajas de estar libre de restricciones
de abrazaderas y de los efectos del tiempo de respuesta
del fluido como se experimenta con los dispositivos de
medición de cambio de volumen. La figura 4.11 muestra
que una bobina activa, activada por una corriente alterna
(digamos a 1 MHz; Khan y Hoag 1979), emana un flujo
magnético que induce corrientes parásitas en una
superficie plana, perpendicular y eléctricamente conductora.
Las corrientes parásitas a su vez crean corrientes alternas.
mm (0,00001 pulgadas) (Cole 1978). Los calibres de
proximidad se pueden utilizar para medir deformaciones
verticales, pero con mayor frecuencia se diseñan para
medir deformaciones radiales.
4.4.4 Medidor de reluctancia
Otro fenómeno magnético (además de la inductancia y las
corrientes parásitas) es la reluctancia, que es la resistencia
al flujo magnético, es decir, la oposición de un material
magnético al flujo magnético. Este principio se utiliza en
transductores de presión en los que la desviación del
diafragma cambia la reluctancia del circuito eléctrico.
Producción
Sistema
electrónica
1MHz
campo magnético
Objetivo
Bobina inactiva
bobina activa
Desplazamiento
Figura 4.11 Un medidor de proximidad es un transductor de desplazamiento sin contacto. Reproducido de Khan y Hoag
1979 con autorización de Canadian Science Publishing.
Machine Translated by Google
154 Ensayos triaxiales de suelos
Los transductores de presión basados en el principio
de reluctancia tienen señales de salida muy altas, pero
requieren voltaje CA para su excitación.
DH
4.4.5 Nivel de líquido electrolítico
Burland y Symes (1982) y Symes y Burland (1984)
describen el uso de niveles electrolíticos para medir el
desplazamiento axial. El dispositivo electrolítico consta
de una cápsula de vidrio sellada con tres electrodos
coplanares internos que están parcialmente sumergidos
en un electrolito. La resistencia cambia entre los
electrodos central y exterior a medida que la cápsula
se inclina. Cuando la cápsula sensible a la inclinación
se monta entre dos puntos en la superficie de una
muestra, se puede usar para medir deformaciones de
torsión locales de una muestra de corte por torsión de
cilindro hueco. Cuando se monta en una disposición
triangular que convierte el cambio de inclinación en
cambio de altura, como se muestra en la figura 4.12, el
nivel de electrolito se puede utilizar para medir la
deformación axial entre dos puntos de una muestra
triaxial. El rango lineal está dentro de ±10°.
a
Δθ
r
C
C
D
4.4.6 Técnica del efecto Hall
mi
D
El efecto Hall fue empleado en un dispositivo
desarrollado por Clayton y Khatrush (1986), quienes
explican que “si una placa metálica o semiconductora,
a través de la cual fluye corriente, se coloca en un
campo magnético donde las líneas de flujo se dirigen
Figura 4.12 Nivel electrolítico para medición de
perpendicularmente tanto a la placa como a la placa y
deformación axial. Reproducido de Symes y Burland
1984 con autorización de ASTM International.
el flujo de corriente, los portadores de carga (es decir,
los electrones) se desviarán de modo que se produzca
un voltaje a través de la placa en una dirección normal
4.4.7 Calibre de elastómero
al flujo de corriente. Este voltaje se conoce como voltaje
Safaqah y Riemer (2007) describen un medidor de
Hall”. La Figura 4.13 muestra la configuración para este
elastómero muy flexible, es decir, un medidor de tensión
efecto: dos pequeños imanes permanentes con un
que puede fijarse al interior de la membrana de caucho
espacio entre ellos, uno con el polo norte apuntando
y así seguir a la muestra durante su deformación. Se
hacia arriba y el otro con el polo sur apuntando hacia
pueden medir pequeñas deformaciones desde 0,0005
arriba, crean el campo magnético. Luego se pasa la
hasta más del 10% con excelente resolución con muy
placa metálica o semiconductora sobre este campo,
poco efecto adverso en el proceso de deformación. El
como se muestra en la figura 4.13, y se producirá un
elemento sensor en este medidor consiste en una
voltaje a través de la placa.
cadena de aleación líquida conductora de electricidad
A medida que la placa se mueve con respecto a los
contenida en un tubo capilar delgado dentro de un
imanes, el voltaje de salida cambiará linealmente dentro
cuerpo de poliuretano formado como una tira de 1 mm
de un rango. El efecto Hall se ha utilizado en
configuraciones para medir deformaciones axiales y radiales.de espesor y 5 mm de ancho.
mi
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 155
Sensor de efecto Hall
S
S
norte
GRAMO
Magnetos permanentes
Rango lineal máximo
G creciente
S creciente
nóaisdnileaT
d
s
C
5,C
V
2
≈0,3mm
Desplazamiento del sensor en relación con los imanes.
Figura 4.13 Semiconductor de efecto Hall. Reproducido de Clayton y Khatrush 1986 con autorización de
Geotechnique.
Muestra de suelo rodeada por un condensador de anillo
con longitudes variables. Se han fabricado longitudes
metálico de paredes delgadas. La influencia considerable
nominales de 6 a 65 mm. La galga de elastómero
trabaja en extensión, pero puede pretensarse para
de la presión de la celda y el tipo de suelo, así como la
adaptarse a la deformación por compresión. Los
respuesta no lineal, requirieron esfuerzos de calibración
sustanciales. Esta técnica parece algo engorrosa y no
principios de funcionamiento de este dispositivo siguen
parece haber encontrado mucha utilidad en pruebas
los de las galgas extensométricas convencionales, es
decir, se utiliza en un puente de Wheatstone, se activa
triaxiales.
mediante una excitación de voltaje y entrega una señal
para medir. Las ventajas y limitaciones son similares a
4.5 Incertidumbre en la medición
las de las galgas extensométricas convencionales. El
calibre de elastómero se puede utilizar para medir
del instrumento
deformaciones axiales y radiales y se puede inclinar
para medir deformaciones de corte en ensayos de torsión y corte.
Las cantidades físicas necesarias para interpretar una
4.4.8 Técnica de capacitancia
Altschaeffl y Mishu (1970) propusieron emplear el
cambio de capacitancia entre dos cilindros coaxiales
para indicar la deformación radial de un
prueba triaxial se miden mediante transductores de
fuerza y presión, comparadores de cuadrante, galgas
de clip, LVDT y otros tipos de sensores. A continuación
se analizan las incertidumbres con las que estos
instrumentos miden fuerzas, presiones y cambios
geométricos en las dimensiones de la muestra.
Machine Translated by Google
156 Ensayos Triaxiales de Suelos
4.5.1 Exactitud, precisión y resolución
Las mediciones realizadas por cualquier instrumento
se describen en términos de exactitud y precisión.
La precisión es sinónimo de grado de corrección, es
decir, es una medida de qué tan cerca está el valor
medio medido del valor real; La precisión también
representa una medida de sesgo.
alta precisión (= repetibilidad). La figura 4.14(c) muestra
baja resolución, baja precisión, pero alta exactitud (=
corrección), y la figura 4.14(d) representa mediciones
exactas y precisas.
4.5.2 Incertidumbre de medición en
ensayos triaxiales
La precisión es sinónimo de reproducibilidad y
La incertidumbre en el ángulo de fricción obtenido
repetibilidad, y expresa la dispersión en las
debido a imprecisiones en las mediciones puede
mediciones. La resolución describe la unidad
estimarse y proporciona antecedentes para evaluar la
mensurable más pequeña y es una medida de
exactitud y precisión requeridas de los instrumentos de
legibilidad; para una pantalla digital, es un dígito
medición. El ángulo de fricción de un ensayo triaxial
de cambio en el último dígito (Dunnicliff 1988;
drenado sobre suelo sin cohesión efectiva se calcula a
Germaine y Ladd 1988). Normalmente, la
partir de:
precisión es varias veces mayor (posiblemente
F
del orden de 10 veces) que la resolución. Los
σ 1 ) −σ 3
σ1 − σ3
A
=
=
=
tres conceptos se ilustran con las cuatro dianas
pecado
F
+
2
σ
σ
σ
σ
σ
(
1
1
3
3
3
de la figura 4.14, en las que los centros representan
()−+
+2 σ
A
el valor verdadero de una cantidad medida. Las
F
=
mediciones que se muestran en la figura 4.14(a)
FA+ 2
σ
(4.9)
representan una precisión baja y una exactitud
moderada (= corrección), mientras que las de la figura 4.14(b) indican una precisión baja, pero
celúla
celúla
(a)
La incertidumbre en senφ se puede calcular a partir
de la propagación del análisis de errores y supone
que las variables (en este caso F, ΔA y Δσcell ) no
están correlacionadas. En caso de error de
instrumentación, esta suposición suele ser cierta y:
(C)
2
∂ pecado
Baja precisión
Baja resolucion
precisión moderada
baja precisión
∂F
=
∆ pecado
∆F
+
∂σ
∂A
2
∆A
2
∂ pecado
+
∂ pecado
∆ σ CE
todos
celúla
alta precisión
(b)
(4.10)
(d)
dónde
∂ pecado
=
1 FA
+ 2
∂F
( FA
( +
σ
2
F 1
−
celúla
σ
))
2
celúla
=
2A σ
(FA2 +
celúla
σ
celúla
)2
(4.11)
∂ pecado
Baja exactitud
Alta precisión
alta precisión
alta precisión
Figura 4.14 Ilustración de la terminología básica utilizada
para evaluar errores. Reproducido de Germaine y Ladd 1988
con autorización de ASTM International.
=
∂A
∂ pecado
∂σ
celúla
=
2F σ
(FA+ 2
celúla
σ
2
(4.12)
2
(4.13)
celúla
)
celúla
)
2AF
(FA+ 2
σ
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 157
y
y el error puede expresarse como:
ΔF = error estimado en la fuerza desviadora
ΔA = error estimado en el área de la sección transversal
∂A
∆A =
∂
del espécimen
Δσcell = error estimado en la presión de la celda
∆
=
el error en el ángulo de fricción se puede calcular a
partir de:
∆
=
∆
pecado
=
porque
A (σ
180°
(
porque
∂ε 1
FA+ 2
∆ F ) + (F σ
σ
(
= A
0
1 ) −ε 1
=
360°
π
FA
σ
(FA+ 2
porque
(
∆σ
2
c ell
∆F
2
F
∆A
A
+
celúla
+
) ∆σ
σ
(4.19)
1 ε1
2
=
1− εv
A0
( 1 ) −ε 1
2
Sustitución de las ecuaciones (4.19) y (4.20) en la
ecuación. (4.18) produce el siguiente error en el área
de la sección transversal:
−
0
2
2
1
−
0 (1) ) −ε v( ) − 1
−
(1 − ε 1
∆ AA= _
celúla
σ
−
A0
o
=
(4.18)
(4.20)
) (4.15)
∆
∂ε 1
2
∆ AAF
) )+
celúla
+
∆ε 1
celúla
2
2
celúla
∂ε v
∂A
2
1
π
∂A
(4.14)
porque
2
∂A
dónde
Desde
∆ pecado
εv
2
∆ε v
2
2
2
1
( 1 ) −ε 1
+
∆ε v
Un
1− εv
0
2
( 1 ) −ε 1
∆ε 1
(4.16)
(4.21)
celúla
celúla
Un error equilibrado, es decir, un error que se
distribuye equitativamente entre las tres cantidades,
requiere que el % de error sea el mismo para F, A y
σcell. Para estimar el error con el que se puede medir
el área de la sección transversal, se requieren los
errores en las mediciones de deformaciones axiales
y volumétricas. Para el diseño de dispositivos de
cambio de volumen, la precisión con la que se mide
el cambio de volumen debe ser la misma que con la
A partir del cual se puede expresar el % de error:
∆A
A0
− −1 ( ε 1 ) ∆ε
v
2
=
( 1 ) −ε 1
2
2
+
1− εv
( 1 ) −ε 1
∆ε 1
2
(4.22)
y para errores iguales en las deformaciones volumétricas
y axiales, Δεv = Δε1 :
∆A
=
∆ε 1
2
2
−1( ε 1 ) + − (1 ε v )
(4.23)
A0
( 1 ) −ε 1
que se mide la deformación axial, porque ambas
deformaciones aparecen por igual en la ecuación del
Para evaluar el error máximo de esta expresión, se
área de la sección transversal (Lade 1988b; véase
supone que el suelo se dilata un 20% con una
también la Sección 4.8.1). La premisa para este
deformación axial del 35% y los porcentajes de errores
cálculo es que la precisión de las mediciones de
en la deformación axial son los mismos que los
deformación axial es igual a la división más pequeña
utilizados para la evaluación de dispositivos de cambio
en un comparador que mide en milímetros = 0,01
de volumen (consulte la Sección 4.8.1): Δε1 = 0,004%
mm. Por lo tanto, con errores iguales en las
para una muestra grande con D = 10,00 cm (4,00 in) y
deformaciones volumétricas y axiales, se
puede
= 2,5,
y Δε1transversal.
= 0,011% para
una muestra
realizar la siguiente estimación del error en Δεv = Δε1 , el con
áreaH/D
de la
sección
La Cruz­
El área seccional se calcula a partir de:
pequeña con D = 3,56 cm (1,40 in) y H/D = 2.5. Para
estas condiciones, los errores en el área de la sección
1− εv
=
transversal llegan a ser del 0,010% para muestras
(4.17)
0
1− ε1
grandes y del 0,027% para muestras pequeñas.
Automóvil club británico
2
Machine Translated by Google
158 Ensayos Triaxiales de Suelos
Tabla 4.1 Características mínimas de rendimiento del transductor (después de Silver 1979)
Propiedad
Carga
transductor
Sensibilidad mínima, mV/V
2
transductor de
desplazamiento
Transductor de
presión de poro
0,2 mV por 0,025 mm/V para
LVDT de CA, o
2
No linealidad, % de escala completa
±0,25
5 mV por 0,025 mm/V para
LVDT de CC a
—
Histéresis, % de escala completa
±0,25
0,0
±0,5
Repetibilidad, % de escala completa
Efectos térmicos en el cambio de cero,
±0,10
±0,5
±0,005
±0,1
—
Efectos térmicos sobre la sensibilidad,
(±0,0025)
±0,005
—
(±0,01)
±0,02
% de la escala completa por °C (°F)
Máx. deflexión al valor nominal completo, mm
(±0,0025)
±0,125
—
(±0,01)
—
(±0,005)
—
—
2,5 x 106
% de escala completa por °C (°F)
(pulg.)
Características de cambio de volumen, cm3 /
±0,5
±0,02
(1,0 x 106)
kPa (pulg.3 /psi)
a Los LVDT, a diferencia de las galgas extensométricas, no pueden recibir datos de calibración significativos, porque la sensibilidad del sistema es
una función de la frecuencia de excitación, la carga del cable, las características de fase del amplificador y otros factores. Es una necesidad
práctica calibrar cada instrumento con cable LVDT después de la instalación utilizando un estándar conocido.
Estos errores, debidos a incertidumbres en las mediciones
observarse en las medidas de tensión­deformación, cambio
de cambios en las dimensiones de las muestras, se calculan
de volumen o presión de poro.
para pruebas individuales, pero no representan las diferencias
La Tabla 4.1 sugiere características mínimas de rendimiento
para transductores que miden cargas, presiones y
en los cambios geométricos de una prueba a otra debido a la
dispersión natural en el comportamiento del suelo que se está
deformaciones. La terminología utilizada en esta tabla se
probando. Esta dispersión explica diferencias mucho mayores
revisa en la siguiente sección.
que las incertidumbres debidas a las mediciones en la
geometría de las muestras individuales.
Requiere un error equilibrado, es decir, un error que se
distribuye equitativamente en las tres cantidades de la
4.6 Características de rendimiento
del instrumento
ecuación. (4.16), requiere que el % de error sea el mismo
para F, A y σcell. Sin embargo, no es realista exigir que los
transductores de fuerza y presión funcionen con la precisión
Los transductores de fuerza y presión, calibradores de clip,
obtenida al medir los cambios en las dimensiones de las
características deseables que incluyen alta exactitud y
muestras.
Las deformaciones medidas en pruebas triaxiales varían
precisión de medición, buena estabilidad a largo plazo y
inadvertidamente de una prueba a otra, porque la dispersión
desempeño se mide por una serie de características que se
revisan a continuación.
de las deformaciones medidas es mucho mayor que los
errores expresados por Δε1 y Δεv . Esto compensa las
incertidumbres en las mediciones de los transductores, que
LVDT y otros tipos de sensores pueden poseer muchas
buenas características de respuesta de frecuencia. Su
4.6.1 Excitación
son mayores, pero permanecen constantes de una prueba a
otra. Incluso con mediciones de transductores de fuerza y
Se puede utilizar corriente alterna o CC para el funcionamiento
presión muy exactas y precisas, la dispersión natural en el
suelo, incluso para muestras de arena y arcilla preparadas en
de variable lineal funcionan en principio con CA, pero los
laboratorio, es tal que siempre habrá algunas diferencias.
transformadores separados o integrados permiten el
de galgas extensométricas. Los transformadores diferenciales
funcionamiento con alimentación de CC.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 159
Lleno
cambiar. Ambos se miden como porcentaje de la
respuesta de escala completa por °C (o °F).
producción
Histéresis
4.6.5 Frecuencia natural
Repetibilidad
La frecuencia natural de un transductor es la
frecuencia resonante de la combinación galga
extensométrica­diafragma o anillo de prueba, que a
su vez es el límite superior para las fluctuaciones de
presión o fuerza, medida en Hz (ciclos/s).
No linealidad
rotcud
asdn
illaeS
rdt
Curva de calibración
derivado de lineal
regresión y conjunto
de valor cero
4.6.6 No linealidad
La Figura 4.15 indica que la no linealidad es la
desviación entre la curva de calibración y una línea
Cero
Estabilidad
producción
0
100%
Variable de referencia aplicada
Figura 4.15 Parámetros utilizados para cuantificar
el desempeño de un sensor. Reproducido de
Germaine y Ladd 1988 con autorización de ASTM
International.
recta trazada entre el punto de salida de presión o
fuerza cero (variable de referencia aplicada) y el
punto de salida de escala completa, medido como un
porcentaje de la respuesta de escala completa.
4.6.7 Histéresis
4.6.2 Cambio cero
El cambio a cero se refiere al cambio o deriva en la
salida con carga cero con el tiempo. La cuestión de
la estabilidad de la lectura con carga cero, que se
muestra en la figura 4.15, depende del tipo de
construcción y de factores ambientales como la
temperatura, la humedad, etc.
4.6.3 Sensibilidad
La sensibilidad de un transductor de fuerza o presión
es la salida de escala completa o el cambio en la
señal de salida producido por un aumento en la
fuerza o presión aplicada, medida en mV/V (voltaje
de salida por voltio de entrada).
4.6.4 Efectos térmicos sobre el desplazamiento cero y
la sensibilidad
Los transductores pueden funcionar dentro de ciertos
límites de temperatura, como de −50 °C a +150 °C
(de −60 °F a +300 °F). Dentro de estos límites de
temperatura, la salida eléctrica puede cambiar a
presión o fuerza cero, y la sensibilidad puede
La Figura 4.15 muestra que la histéresis es la
diferencia en la salida a una presión o fuerza particular
cuando las lecturas se toman bajo carga creciente y
decreciente, medida como un porcentaje de la
respuesta de escala completa.
4.6.8 Repetibilidad
La repetibilidad, indicada en la Fig. 4.15, es la
diferencia máxima que ocurre entre dos lecturas
tomadas a una presión o fuerza particular, medida
como un porcentaje de la respuesta de escala
completa.
4.6.9 Alcance
El rango de un transductor debe seleccionarse para
que sea un poco mayor que la magnitud de la presión
o fuerza a medir. Esto garantiza que la precisión de
las lecturas esté en el orden de las citadas para el
transductor. La capacidad de sobrecarga y la
protección contra sobrecarga se deben considerar
junto con el alcance del transductor.
Machine Translated by Google
160 Ensayos Triaxiales de Suelos
mediciones. Sin embargo, existen varias desventajas asociadas
4.6.10 Capacidad de sobrecarga
La capacidad de sobrecarga es la capacidad de aceptar carga
adicional sin romperse. Se logra diseñando el dispositivo para
cargas superiores a la carga nominal para la que se adquiere el
dispositivo.
con el uso de relojes comparadores, incluido el requisito de
registro manual de datos y, por lo tanto, no son adecuados
para pruebas automatizadas, registros de datos continuos y
pruebas con altas tasas de deformación. Mucho más adecuados
son los dispositivos eléctricos, que pueden medir con precisión
y con alta frecuencia.
4.6.11 Protección contra sobrecarga
La protección contra sobrecarga se logra deteniendo
mecánicamente la deflexión del sensor de cebado, evitando así
4.7.1 Medidas interiores y exteriores
su rotura o destrucción.
Burland (1989) propuso que los niveles de deformación de
4.6.12 Flexibilidad volumétrica de los transductores de
presión
trabajo en suelos suelen ser inferiores al 0,1% en pozos.
estructuras diseñadas. Para alcanzar este nivel de precisión,
se puede emplear un sistema de medición interno para evitar
La flexibilidad volumétrica es el cambio de volumen por unidad
incertidumbres en las interpretaciones debido al cumplimiento
de cambio de presión debido a la desviación del diafragma en el
del aparato, la inclinación de la muestra y el lecho imperfecto
transductor. Para obtener mediciones confiables de la presión
de la placa y la muestra.
del agua intersticial, el transductor de presión debe tener la
Para las pruebas triaxiales estáticas convencionales, la
medición de la deformación axial y los cambios de volumen
menor flexibilidad posible y al mismo tiempo proporcionar
fuera de la celda es lo más conveniente y puede resultar en una
mediciones precisas de la presión.
precisión suficiente para muchos propósitos prácticos. De estas
mediciones se pueden deducir las deformaciones y deformaciones
4.7 Medición de
deformaciones lineales.
Las deformaciones lineales de una muestra triaxial en las
radiales, así como el área de la sección transversal. Sin
embargo, en tales mediciones están presentes varias fuentes
de errores, y las asociadas con las mediciones exteriores de la
deformación axial se enumeran en la Tabla 4.2 y se indican en
la Fig. 4.16 (y anteriormente en las Figs. 3.33 y 3.34). Incluido
direcciones axial y radial se pueden medir directamente mediante
comparadores de cuadrante, y estos producen resultados confiables.
Tabla 4.2 Fuentes de errores en mediciones de deformación convencionales (modificadas según Scholey et al. 1995; Yimsiri y Soga 2002)
tipo de error
Causado por
Errores de asiento
•Se cierran los espacios entre el pistón o la celda de carga interna y la tapa de la muestra.
•Cierre de espacios entre placas de extremo y piedras porosas.
Errores de alineación
•Piedras porosas de espesor no uniforme
•No verticalidad y excentricidad del ariete de carga.
•No horizontalidad de las superficies de la placa final
•Inclinación de la muestra
Errores de ropa de cama
Irregularidades superficiales y mal ajuste en la interfaz entre la muestra y las piedras porosas.
Errores de cumplimiento
•Los tirantes se extienden y provocan el desplazamiento relativo de la placa superior del triaxial.
celda con respecto al pistón
•Deflexión de la celda de carga interna
•El lubricante y las láminas de caucho se comprimen en sistemas que utilizan extremos lubricados.
•El papel poroso en los extremos de la muestra se comprime.
Errores de deformación no uniformes
Deformaciones no uniformes en la muestra debido a la restricción final.
Machine Translated by Google
LΔ
Instrumentación, mediciones y control 161
Cumplimiento en celda de carga
TΔ
Célula de carga
Alineación + asientos
TBΔ
Tapa superior
Asientos
SΔ
nóixellafetoD
Δt
piedra porosa
Lecho
nóisa
ertpsm
euoem
C
d
Muestra
Lecho
BBΔ
piedra porosa
MARΔ
Asientos
Pedestal
Cumplimiento en sistema de carga
Figura 4.16 Fuentes de errores en las mediciones de deformación axial externa. Reproducido de Baldi et al. 1988 con
autorización de ASTM International.
300
200
ailcanpó
ei)cirasenP
nfe
iirkeD
d(t
p
100
Cepa local
tensión externa
0
0.0
0,2
0,4
0,6
Deformación axial (%)
Figura 4.17 Comparación de tensiones locales y externas. Reproducido de Clayton y Khatrush 1986 con
autorización de Geotechnique.
Estos errores en las mediciones a menudo resultan en
Los errores incluidos en las mediciones son más
pronunciados para materiales más rígidos.
una rigidez del suelo demasiado baja, tanto al comienzo
del ensayo como durante los ciclos de descarga­
Se pueden obtener mediciones más precisas dentro
recarga, como se ejemplifica en la Fig. 4.17. La importancia de la celda triaxial evitando los errores
Machine Translated by Google
162 Ensayos Triaxiales de Suelos
tensión interna
sistemas de medición
Locales (eléctricos)
Todo el cuerpo (imagen)
Contactando
Seguimiento de vídeo
radiografía
sin contacto
Proximidad
transductor (A, R)
Cilíndrico
capacidad
dispositivo (R)
LVDT (A,R)
tira flexible
tensión radial
Clinómetro
calibre (A)
efecto Hall
calibre (A, R)
pinza (R)
Local
deformación
transductor (A)
electronivel
medidor de péndulo
R: axial
R: radiales
Figura 4.18 Descripción general de posibles sistemas de medición de deformación interna. Reproducido de Scholey et al. 1995
con autorización de ASTM International.
debido al asiento, la alineación, el lecho y el
y menos afectado por la restricción final en esta sección.
cumplimiento que se muestran en la Fig. 4.16. Las
Sin embargo, se puede emplear una sección más larga
mediciones directas entre la tapa y la base todavía
de la muestra para mediciones de deformación axial.
incluyen algunos de los errores debidos al asiento, el
Se pueden utilizar extremos lubricados para garantizar
lecho y la conformidad entre la muestra y las placas
que la muestra se deforme como un cilindro recto. Si
terminales (que pueden estar equipadas con extremos
hubiera restricciones en los extremos, la curvatura de la
lubricados y/o piedras filtrantes), y esto puede no ser
muestra se puede aproximar mediante una forma
suficiente. ser lo suficientemente preciso para algunos propósitos.
parabólica, como se indica en la figura 2.8, y se puede
Para evitar por completo todos estos errores, se
suponer que la distribución de deformación axial sigue
recomienda medir directamente sobre la muestra triaxial,
una forma parabólica similar. La deformación lateral
promedio de la forma parabólica ocurre en puntos
pero lejos de las placas terminales, donde la fricción final
puede sesgar las mediciones. Por lo tanto, se recomienda ubicados al 20% de la altura desde los extremos de la
medir la deformación de la parte media, y para obtener
muestra. Por lo tanto, para obtener las mejores
mediciones precisas de la rigidez se requieren mediciones mediciones posibles, incluso en presencia de pequeñas
precisas de pequeñas deformaciones en una longitud
cantidades de fricción en las placas extremas, los
de calibre lo más larga posible. La Figura 4.18 muestra
puntos de medición deben ubicarse en los puntos que
una descripción general de los posibles sistemas de
más probablemente correspondan al cambio promedio
medición de deformación interna.
de diámetro. Esto también proporciona una longitud de
calibre que es casi el doble que un tercio de la altura
mencionada anteriormente.
4.7.2 Longitud de calibre recomendada
Debido a los efectos de las placas terminales, se ha
recomendado medir sobre el tercio medio de la muestra
(Kirkpatrick y Belshaw 1968; Kirkpatrick y Younger
1970), porque las condiciones de tensión y deformación
son más uniformes.
4.7.3 Requisitos operativos
Se han empleado varios principios diferentes de diseño
y operación en el diseño de dispositivos de medición de
deformación lineal. Se publicó un estudio detallado de
estos dispositivos.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 163
por Scholey et al. (1995). Los principios más comunes
de las mediciones lineales están incorporados en los
sistemas LVDT y de galgas extensométricas con varios
métodos para convertir la señal primaria en respuestas
electrónicas mensurables. Al estudiar estos y otros
sistemas, surgen algunos requisitos operativos deseables
para el sistema ideal [modificado según Scholey et al.
(1995)]:
1. Altamente preciso y capaz de resolver deformaciones
muy pequeñas que dan como resultado precisiones
de deformación superiores a ±10­3 %.
2. Los sistemas de medición deberían ser fáciles de
instalar y operar.
3. La instrumentación no debe interferir con el
comportamiento del suelo.
4. Los sistemas de medición deberían poder adaptarse
a la deformación axial y radial acoplada sin pérdida de
precisión.
5. Lo ideal es que las mediciones de deformación se
realicen localmente sobre la sección central (sobre el
tercio central o el 60% central, ver discusión en la
Sección 4.7.2) de la muestra para que se minimicen
los efectos de la restricción del extremo.
6. La instrumentación debe ser capaz de operar en el
rango de presiones de celda requeridas para las
pruebas triaxiales.
7. Los instrumentos deben ser sumergibles si es necesario
operar en el fluido celular.
8. Para sistemas cíclicos, los instrumentos deben tener
baja histéresis y respuesta rápida.
9. El instrumento debería ser económico.
Los dispositivos de medición individuales, cuyos principios
de operación son menos comunes, pueden tener
limitaciones que no se anticiparon ni discutieron
anteriormente.
Los dispositivos de medición de deformación eléctrica
para montaje interno en la celda triaxial se desarrollaron
con base en los principios de operación revisados en la
Sección 4.4. Si bien algunos de estos dispositivos pueden
proporcionar mediciones muy precisas, muchos de ellos
tienen un alcance limitado y pueden no ser adecuados
para registrar todo el rango de deformación experimentado
por la muestra a medida que se carga desde el estado
de tensión hidrostática hasta mucho más allá del pico de
falla. . Se emplean los principios de operación.
en dispositivos que pueden usarse para medir
deformaciones axiales y radiales.
4.7.4 Cables eléctricos
Los cables que transportan energía eléctrica y señales de
salida de los instrumentos entran a la celda a través de la
base (o menos convenientemente a través de la placa
superior) y deben estar completamente sellados para no
perder líquido celular en la entrada.
Los alambres también deben ser flexibles para que no
interfieran con la deformación de la muestra ni con la
medición de esta deformación.
Además, el blindaje del cable debe proporcionar sellos
eléctricos completos y no debe comprimirse ni colapsarse
bajo presiones crecientes de las celdas. Encontrar y
reparar fugas eléctricas en los sistemas de medición
puede ser una de las tareas que consumen más tiempo
en las pruebas triaxiales. Por lo tanto, un cableado
eléctrico de alta calidad es importante para la realización
exitosa de la prueba.
Los sistemas de calibre sujetos y transportados por la
muestra se denominan sistemas flotantes, mientras que
los sujetos a la base se denominan sistemas fijos. La
interferencia de los cables rígidos con las mediciones es
más crítica para los sistemas de tipo flotante, mientras
que los sistemas fijados a la base son relativamente
insensibles a la rigidez del cable.
4.7.5 Calibres de clip
La deformación lineal de una muestra triaxial se puede
medir con un calibre de clip (Lade y Duncan 1973; El
Ruwayih 1976), como se muestra en la Fig. 4.19 o con un
transductor de deformación local (LDT) montado
directamente sobre la muestra, como se indica en la Fig.
4,20 (Tatsuoka 1988; Goto et al.
1991; Hoque et al. 1997). Una galga de clip consiste en
una banda delgada de metal (por ejemplo, cobre berilio,
bronce fosforado o acero para resortes) sobre la cual se
pegan uno o dos pares de galgas extensométricas en las
superficies interior y exterior. Si se utiliza un par de galgas
extensométricas en el calibrador de clip, entonces se
montan dos calibradores falsos en un bloque de metal
fuera de la celda triaxial y juntos
Machine Translated by Google
164 Ensayos triaxiales de suelos
están conectados para formar un puente de Wheatstone
de acuerdo con el diagrama de cableado de la Fig. 4.21.
Si se emplean dos pares de galgas extensométricas,
entonces los cuatro galgas se cablean para formar un
puente de Wheatstone sobre la tira metálica dentro de
la celda triaxial, como se indica en la figura 4.22. Si la
celda triaxial está llena de agua, los calibres y cables
deben impermeabilizarse.
La banda metálica con las galgas extensométricas
puede tener forma para ajustarse alrededor de la
muestra, entre la tapa y la base, o entre zapatas o
bisagras unidas a la superficie de la muestra, como se
muestra en la figura 4.20. En la figura 4.23 se muestra
una bisagra para fijar un LDT para medir deformaciones
laterales locales (Hoque et al. 1997). Alternativamente,
se pueden emplear dos calibres tipo voladizo unidos a
un soporte estacionario, como se ve en la Fig. 4.24
(Yimsiri et al. 2005).
Figura 4.19 Muestra cilíndrica con collares montados.
Reproducido de Kolymbas y Wu 1989 con autorización de
ASTM International.
Se pueden usar calibres de clip o LDT para medir
deformaciones muy pequeñas y se pueden emplear en
agua de celda presurizada durante largos períodos de
tiempo. Goto et al. proporcionaron más detalles y
evaluaciones de los LDT .
(1991), Hoque et al. (1997) y Yimsiri et al. (2005).
Membrana
Pseudo­bisagra
LDT
Bronce fosforado
tira galga extensométrica
Corazón de LDT
(incluye galgas extensométricas de resistencia eléctrica,
terminales, cableado, sellador)
Cinta adhesiva utilizada para fijar cables.
en la superficie de la muestra
Cable conductor del instrumento
Superficie de la membrana
Figura 4.20 Un LDT en condiciones de funcionamiento para medir deformaciones verticales en una muestra triaxial. Reproducido
de Hogue et al. 1997 con autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 165
ersg activo
D
No. 1
A
C
No.
2
No. 2
(atrás)
nóiccudorP
D2
No. 1
(frente)
D1
B
Aporte
Método de dos calibres
Figura 4.21 Un LDT con una configuración de dos galgas extensométricas. ersg, galga extensométrica de resistencia eléctrica.
Reproducido de Hogue et al. 1997 con autorización de ASTM International.
(a)
Cable conductor del instrumento
ersg activo
Terminal
Cable conductor de calibre
B'
No. 1
A
D'
No. 2
C
Tira PB
Protección del tubo de teflón
Cara frontal (lado de tensión)
(b)
A'
Numero 3
D
C'
No. 4
B
Cara posterior (lado de compresión)
Figura 4.22 Detalles de las conexiones internas en el corazón de un LDT tipo cuatro calibre con (a) cara frontal y (b) cara posterior.
Reproducido de Hogue et al. 1997 con autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
166 Ensayos Triaxiales de Suelos
Superficie de
la muestra
Transductor de
deformación
local lateral
3 milímetros
7 milímetros
7 milímetros
13
milímetros
60°
Bisagra
90°
Superficie de unión (la
cara posterior)
Figura 4.23 Detalles de la bisagra utilizada por un LDT para medir deformaciones laterales locales. Reproducido de Hogue et
al. 1997 con autorización de ASTM International.
Estacionario
Estacionario
ΔlA
compresión axial
l0
ΔlB
deformación axial
deformación axial
Deformación axial, εa = (ΔlB – ΔlA)/l0 (A
medida que aumenta la deformación axial, el LDT en voladizo se libera).
Figura 4.24 LDT en voladizo para medir la deformación axial soltándose. Reproducido de Yimsiri et al. 2005 con autorización
de ASTM International.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 167
Ventajas y limitaciones
Yimsiri y Soga (2002) resumen las ventajas de los
calibres de clip (LDT) como simplicidad, bajo costo,
buena estabilidad, buena precisión y resolución del
orden de (1–3)×10−3 . Se considera que las limitaciones
son el pequeño rango de trabajo para los LDT, la
relación de calibración no lineal para algunos LDT y la
robustez limitada.
(Bishop y Henkel 1962), pero permiten el montaje de un
par de LVDT axiales y sus núcleos asociados en lados
opuestos de la muestra (Brown y Snaith 1974).
Dependiendo del cableado de los LVDT, se pueden
utilizar para determinar la deformación axial promedio,
así como la inclinación de la tapa, si la hubiera (mediante
mediciones individuales de los dos LVDT), o para
determinar la deformación axial promedio directamente
( combinando las señales de los dos LVDT).
4.7.6 Configuración del transformador
Los collares accionados por resorte hacen que las
zapatas se presionen contra los lados de la muestra.
Si es necesario, se pueden colocar pasadores de
Los transformadores diferenciales variables lineales a
fijación que atraviesen la membrana de goma debajo o
menudo se sujetan y fijan localmente a la muestra
usarse en lugar de las zapatas para proporcionar una
cilíndrica mediante un par de collares cargados por
demarcación clara del comienzo y el final de la longitud
resorte, como se ve en la figura 4.25. Estos collares se
del medidor sobre la cual se toman las mediciones.
desarrollaron originalmente para mediciones de deformación lateral.
Esto se ejemplifica en la figura 4.26, que muestra
montajes de tipo flotante con pasadores.
Como propusieron originalmente Bishop y Henkel
Objetivo
(1962), los collares pueden ser dispositivos de sujeción
como los LVDT, que se muestran en la figura 4.27,
para
medir la deformación lateral de la muestra.
cuerpo LVDT
Estos se montan a través del espacio con el resorte y
miden el doble del cambio de diámetro.
Núcleo LVDT
diferencial variable lineal
Plexiglás
collares
Dato ajustable
Tuerca de bloqueo
cable sumergible
Sección a­A
Conexión en ángulo recto
Orificio pasante de la bobina
resortes de tensión
Montaje superior
Tornillo de fijación
A
A
LVDT
Armadura
Montaje inferior
Bisagra de latón
Figura 4.25 Collarines de tensión longitudinales
utilizados para materiales aglomerados bituminosos.
Reproducido de Brown y Snaith 1974 con
autorización de Geotechnique.
Patas
Figura 4.26 LVDT de tipo flotante unido a la muestra
mediante pasadores a través de la membrana.
Reproducido de Cuccovillo y Coop 1997 con
autorización de Geotechnique.
Machine Translated by Google
168 Ensayos Triaxiales de Suelos
Plexiglás
cuello
Tapa superior
LVDT inferior
LVDT general
LVDT superior
Aguja
(1,5 milímetros
Diámetro)
roscado
pilar
Cuello
Pedestal
Figura 4.27 Collares tensores unidos a una muestra de
macadán bituminoso denso. Reproducido de Brown y Snaith
1974 con autorización de Geotechnique.
Alternativamente, la carcasa de la bobina LVDT, más pesada,
Figura 4.28 Sistema de soporte LVDT fijo. Reproducido de
CostaFilho 1985 con autorización de ASTM
International.
Ventajas y limitaciones
se puede montar en varillas o pilares atornillados a la placa base
Yimsiri y Soga (2002) resumen las ventajas de los LVDT de la
de la celda triaxial, como se ve en la figura 4.28. Estos LVDT
siguiente manera: buena resolución del orden de 2×10−5 –
miden el desplazamiento de dos puntos fijos individuales en los
1,4×10−3 %; buena estabilidad; y relación de calibración lineal.
Las limitaciones consisten en la necesidad de fluido celular no
que se unen los núcleos. La diferencia entre estos desplazamientos
constituye la deformación entre los dos puntos fijos, que marcan
la longitud calibrada sobre la que se produce la deformación.
conductor (aire o aceite de silicona, a menos que se utilicen LVDT
sumergibles), alto costo, gran tamaño (especialmente si se
incorporan convertidores CA­CC) y tendencia a atascarse. varilla
con el núcleo, especialmente si la muestra se abulta cerca y
Esta configuración también evita todos los errores debidos al
después de la falla.
asiento, la alineación, la ropa de cama y el cumplimiento, como
se analizó anteriormente.
Otra alternativa más consiste en medir la deformación entre la
tapa de la muestra y la placa base triaxial mediante un solo LVDT
(o posiblemente dos), como también se muestra en la Fig. 4.28.
Es posible que este método sea más resistente que la configuración
4.7.7 Configuración del medidor de proximidad
Los calibres de proximidad son los más adecuados y fueron
del collar, pero incluye los errores asociados con las interfaces en
ideados originalmente para medir deformaciones radiales. Los
la tapa y la base, como se analizó anteriormente.
sensores de proximidad normalmente se sujetan mediante varillas
o soportes rígidos unidos a la base de la celda triaxial, como se
ve en la figura 4.29, y pueden ser
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 169
Platina superior
Platina superior
Objetivo
Suelo
Plegable
Suelo
montaje
muestra
anillo
objetivo
Objetivo
muestra
Proximidad
transductores
Rígido
soportes
Abajo
platina
base celular
base celular
Figura 4.29 Disposición de transductores de proximidad para medición de deformación. Reproducido de Hird y Yung
1989 con autorización de ASTM International.
Miniatura
Muestra
membrana
rodamiento de bolas
Micrómetro
cabeza
Sellando
Papel de aluminio
agarre
objetivo
sensor VIT
Dirigir
Muestra
Triaxial
pared celular
Figura 4.30 Detalles del montaje del sensor de proximidad. Reproducido de Cole 1978 con autorización de Canadian
Science Publishing.
dispuestos para medir deformaciones axiales y
radiales (Hird y Yung 1989). Alternativamente, se
puede unir a la pared celular, como se ve en la
figura 4.30. Esta última configuración permite
mediciones directas mediante el ajuste del tornillo
micrométrico (y manteniendo la misma lectura de
salida eléctrica) o puede permitir un rango de
medición más amplio mediante el ajuste a medida
que la muestra aumenta de diámetro.
Ventajas y limitaciones
Yimsiri y Soga (2002) consideran que las ventajas
de los transductores de proximidad son su relación
de calibración lineal, buena resolución del orden del
0,001% y buena precisión del orden del 0,008%.
Las limitaciones son dificultades potenciales en los
procedimientos de configuración, incluido el
posicionamiento cuidadoso del objetivo, el alto costo y
Machine Translated by Google
170 Ensayos Triaxiales de Suelos
A menos que se tomen precauciones especiales, no
son sumergibles en agua y son susceptibles a cambios
de presión.
A
antes de Cristo
εL =
BA
A'
Se han ideado dos tipos de medidores inclinómetros: el
tipo de nivel de líquido electrolítico; y el tipo péndulo.
Ambos implican detectar la inclinación de una pequeña
cápsula y traducir mecánicamente el cambio de
inclinación en una medida de deformación. El montaje
mecánico y los principios de funcionamiento de ambos
vertical restante
C
B
B'
θL
C'
Pie de latón
Pivote de PTFE
Tubería de acero inoxidable
Muestra
tipos de inclinómetros se muestran en la figura 4.31. El
principio de funcionamiento del tipo de nivel electrolítico
se explicó en la Sección 4.4.
C
B
Membrana
Ackerly et al. (1987) idearon un inclinómetro de
péndulo que consistía en una masa de metal pesado
unida al extremo de una tira de acero para resortes con
galga extensométrica. Esta configuración está contenida
dentro de una cápsula de acero inoxidable, como se
muestra en la figura 4.32. La señal eléctrica de este
dispositivo indica la inclinación de la cápsula tal como está
Electrodos
Acero inoxidable
cápsula
Electrólito
Cápsula de vidrio
Figura 4.31 Principio de funcionamiento del nivel
inclinómetro. PTFE, politetrafluoroetileno (teflón).
Reproducido de Jardine et al. 1984 con permiso de
Geotechnique.
Pivotes
Pivote
Muestra
Salida para cable impermeable
Acero inoxidable ligero
cápsula de acero
Voladizo de acero para muelles,
deformación calibrada en el vástago
Metal pesado
Membrana
∙ θL
Para θ y AB pequeños
′ B′ A
4.7.8 Medidores de inclinómetro
AB
movimiento del péndulo
Aceite de amortiguación
Figura 4.32 Inclinómetro de péndulo (Reproducido de Ackerly et al. 1987 con autorización de Geotechnique).
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 171
inclinado, lo que hace que las galgas extensométricas
respondan a la flexión del brazo voladizo.
Ventajas y limitaciones
Si bien los inclinómetros son muy precisos, es algo
engorroso trabajar con ellos y es posible que no puedan
rastrear grandes deformaciones.
Hay que tener mucho cuidado para que funcionen
correctamente.
El calibre se puede usar para medir la deformación
axial, como se muestra en la figura 4.33, y se puede
usar para medir la deformación radial uniéndolo a un
collar (Clayton et al. 1989) en lugar del LVDT, como se
muestra en la figura 4.34.
Ventajas y limitaciones
Si bien el medidor de efecto Hall es muy preciso, es
algo engorroso trabajar con él. Hay que tener mucho
cuidado para que funcionen correctamente.
4.7.9 Medidor de efecto Hall
El efecto Hall se empleó en el dispositivo que se
muestra en la figura 4.33, que requiere un suministro
de voltaje de CC entre 8 V y 16 V y produce un voltaje
de salida de CC en el rango lineal de 2 a 3 V.
Por lo tanto, se necesita poca o ninguna amplificación,
y este medidor liviano puede medir con una resolución
de 0,001 mm. Funciona igualmente bien en aire y en
agua a presión. Este tipo de
Membrana
Fijación
Adhesivo
4.7.10 Técnica de rayos X
Arturo y col. (1964, 1977b), Balasubramaniam (1976) y
Raju y Deman (1976) utilizaron técnicas de rayos X
para seguir perdigones de plomo incrustados para
determinar los desplazamientos locales en especímenes
triaxiales de arcilla de caolín y arena, respectivamente.
Este método requiere la inserción de una rejilla de
marcadores de perdigones de plomo para seguir
puntos individuales en las radiografías de rayos X y,
obviamente, esto sólo se puede hacer en muestras
reconstituidas.
Ventajas y limitaciones
alfiler
Esta técnica también requiere bajas tasas de
deformación y tomar rayos X en intervalos de tiempo
discretos, y desarrollar y analizar la imagen para cada
conjunto de datos individual. Este método no
Primavera
Muestra
Indicador
longitud
Tornillo de ajuste vertical
efecto Hall
sensor
proporciona mediciones muy precisas, pero se ha
utilizado para estudiar la uniformidad de las
deformaciones dentro de especímenes de deformación
triaxial y plana (Arthur et al. 1964; Kirkpatrick y Belshaw
1968; Kirkpatrick y Younger 1970). Los requisitos de
costos y seguridad que rodean a esta técnica también
son limitaciones para su uso.
Imanes de barra
Separador de PTFE
Fijación
alfiler
Tira autoadhesiva de PTFE
Cable eléctrico
Figura 4.33 Medidor de efecto Hall para medición
de deformación axial (según Clayton y Khatrush 1986).
4.7.11 Seguimiento de vídeo y fotografía de
alta velocidad
El seguimiento de puntos de cuadrícula impresos en la
superficie de muestras triaxiales se ha utilizado en
condiciones en las que ha resultado difícil o imposible.
Machine Translated by Google
172 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
Pasador de bisagra pulido
Bisagra con resorte
Almohadillas
102mm
Anillo de aluminio
(b)
Contenedor de latón
Sensor de efecto Hall
Eléctrico
cable
Bloque deslizante
Imanes de barra
Tornillo de ajuste
Espaciador de PTFE
Figura 4.34 Medidor de efecto Hall para medición de deformación radial: (a) vista en planta del collar; y (b) sensor de efecto Hall.
Reproducido de Clayton et al. 1989 con autorización de ASTM International.
utilizar otros métodos. Los ejemplos incluyen seguimiento
de video para la validación experimental de simulaciones
de elementos discretos (Hryciw et al. 1997), pruebas
triaxiales para estudiar la mecánica de materiales
granulares con tensiones bajas y bajo micro­
condiciones de gravedad en el transbordador espacial
(Macari et al. 1997; Sture et al. 1998) y estudios del
comportamiento de la arena a tasas de deformación muy
altas (Abrantes y Yamamuro 2002; Yamamuro et al.
2011). Las grabaciones de vídeo y las películas de alta
velocidad requieren procesamiento de imágenes digitales
para la determinación y análisis de deformaciones tanto
lineales como volumétricas. Gachet et al. (2007) utilizaron
Ventajas y limitaciones
Estos métodos son muy laboriosos y costosos y no
proporcionan resultados muy precisos.
mediciones.
4.7.12 Mediciones de deformación óptica.
Lade y Liu (1998) emplearon dos telescopios para
obtener mediciones locales de las deformaciones axiales
y radiales entre las cabezas redondas de cuatro
pasadores insertados a través de la membrana de
caucho ubicada al 20% de la altura de la muestra desde
las placas terminales lubricadas, como se muestra en la
imágenes digitales automatizadas para rastrear las
Fig. 4.35(a). Los telescopios se montaron en plataformas
deformaciones axiales y radiales para obtener cambios volumétricos.
de posicionamiento con tornillos micrométricos adjuntos
Explicaron los detalles y la precisión del procesamiento
fuera de la celda triaxial, como se muestra en
de imágenes.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 173
(a)
LT
temperatura ambiente 0,2 h
Forma
parabólica asumida
0.6HH
Muestra
libra
RB
0,2 h
Frente
Patas
Muestra
Plan
(b)
Telescopio superior para
medir los pines superiores
Micrómetros digitales electrónicos
para mediciones verticales.
(Leer hasta 5/100 000″)
Telescopio inferior para
medir pines inferiores.
Etapas de posicionamiento
Toboganes de bolas de movimiento lineal en miniatura
Micrómetros para mediciones
laterales (Lectura hasta 1/10 000″)
Figura 4.35 (a) Pasadores ubicados en la muestra y (b) telescopios montados en plataformas de posicionamiento con
tornillos micrométricos adjuntos fuera de la celda triaxial para observar los pasadores a través de una ventana especial
para ver la muestra sin distorsión. Reproducido de Lade y Liu 1998 con autorización de ASCE.
Machine Translated by Google
174 Ensayos triaxiales de suelos
(a)
25
Sistema 1
Sistema 2
20
TC­2­1
5
15
nóicam)r,%
o
laf(e
ix1D
aε
4
10
3
5
2
1
0
0.1
(b)
1
10
100
1000 10000 100000
Tiempo, t (min)
6
Sistema 1
Sistema 2
5
TC­2­1
5
4
n,a
óciciratm
ém
)r%
ouf(leoνDvε
3
4
3
2
2
1
1
0
0.1
1
10
100
1000 10000 100000
Tiempo, t (min)
Figura 4.36 Comparación entre mediciones exteriores mediante un comparador y mediciones de cambio de volumen
(sistema 1) y mediciones interiores desde las ubicaciones de los pasadores (sistema 2). Los dos sistemas se siguen muy
bien. Reproducido de Lade y Liu 1998 con autorización de ASCE.
Figura 4.35(b). Requerían ajustes para cada conjunto de
medidas. La pared celular triaxial contaba con una ventana
consta de un comparador externo y un dispositivo de
especial para ver la muestra sin distorsión, como se
cambio de volumen producido esencialmente de la misma manera.
muestra en la figura 3.28.
mediciones precisas.
y un sistema convencional cuidadosamente ajustado que
La Figura 4.36 muestra una comparación entre las
mediciones exteriores realizadas con un comparador y las
mediciones de cambio de volumen (sistema 1) y las
4.7.13 Características de los dispositivos de medición de
deformación
mediciones interiores desde las ubicaciones de los pasadores (sistema
2). lineal.
Los dos sistemas se siguen muy bien.
Ventajas y limitaciones
La Tabla 4.3 proporciona un resumen de las características
de los dispositivos de medición de deformación lineal.
Lade y Liu (1998) emplearon esta técnica óptica para las
Además de los comparadores de cuadrante convencionales
utilizados para medir fuera de la celda triaxial, los
pruebas de fluencia, pero no hubo suficiente tiempo
dispositivos más comúnmente empleados son aquellos que
disponible para ajustar los tornillos micrométricos y obtener
involucran galgas de clip, LVDT y transductores de proximidad.
lecturas hasta la lectura de 2 minutos y más. Se observó
La Tabla 4.4 ofrece un resumen más detallado de las
que la precisión de las mediciones utilizando este sistema
características de estos tres tipos de sistemas de medición.
nóicidem
senoicacilpA
oñA
senoicacilbup
oiramirP
dadilibatse
nóiserP
dadilibatse
arutarepmeT
senoiccirtser
raolu
dlie
uclf
senoiccirtser
artseuM
dutitcaxE
ognaR
nóiculoseR
oveittsaoleCr
dadilibinopsid
laicremoC
sacitsíretcarac
nóiccudorP
oipicnirp
odnarepO
nóiccereiD
d
ortemáraP
sascaircté
itsm
níerysoem
n
ast)ú
e
a
n
lcu
o
5g
a
rlesh
b
9ee
r3
lte
sa
c9
exa
.tts.n
a
lR
S
T
4c(il
d
g
e
a
1
nóicagitsevnI
sohcuM
–
–
eredissonysoao
C
Xrl
odiutiotsnnu–og1cm
n
%
2
,e0im
,N
R
0
1
±
osa­cearP
rf
erboP
otlA
oN
sad
se
an
zielsagotáiyge
m
aiX
drI
sotseorcysaiR
X
d
,laixA
aífargoidaR
osarter
opordeoulT
ec
rodazart
onilauqsa.tlP
e
a
n3ó9ic9a1g­iirta
se
ca
vn
MI
–
–
?
oodse
a­ae
rtibo
cm
rrP
o
a
toliP
A
r¿
Lf
p
n.sóeiscn
eao
nm
g
ea
rigdolyálrfioe
a
jm
ea
N
hrli
d
p
senegámi
,se
asn
leuelcagíttá
irgam
id
pi
otneimiugeeS
d
otneimiugeS
oediV
/­nooópeirlce
ccú
uirncf
nóicagitsevnyI
ad0a7c9
é1
e
d
sohcuM
elbatsE
elbatsE
laicremoc
nóicaenilased
o–d
%
1%
a5
0r1
e
0d
0o
0
,0M
,0
±
­TDVíL
s
laeniL
aicnatcudnI
TDVL
elbiaxreiTlf
adidem
serodidem
hiyawu­lR
E
sédnalnif
aneulbgixnaeirNlift
etnadnuder
etnemelbaborP
,6
97
691
cebuloHy
odeilcboantosoN
E
c
odasnepC
mºo3C
±
ro%
otdcn2iu
cuo
0d
ogd
0
se
nná
i,og
u
o
0iM
lN
ín
q
e
±
cr
oN
laeniL
nóicae
mlb
roixfaeradliftl
aa
np
im
eeá
C
dl
laidaR
rarbilaC
nóicamlraoifdeaDr
nóicad
gn
it,sa4
2el8rvu9nB
1
yI
o%d1ic0o%
o0ntj,o
e
a5
0
oN
B
3
±
c
íS
laeonNil
laicremoC
esneim
drya
.tlS
eJ
a
lenvóia
inccoaorntvciloe
lcerln
ae
pil
d
nóicamrofeD
laixA
levinortcele
ortem
roódnidileceM
ndi
odnatcatnoC
nóicagitsevnyI
7891
ylrekcA
elbatsE
Cº3±
ojaB
íS
laeonNil
laicremoC
oludnép
ocirtémos
en
rbeitlx
ae
c
laixA
rarbilaC
oludnéP
)socsiertlcaécloEL(
nóicagitsevnyI
6 891
elbatsE
odasnepC
mºo3C
±
50
20­o
t0osm
j5
),lo
a0
lR
%
,aP
m
B
1
±(f
íS
elarbeonsil
otclleafH
E
s,seelalaidixaar
rarbilaC
otclleafH
E
laicremoC
hsurtahK
5,–
2
odoagtinmairl
rosnes
lacoL
nóicagitsevnyI
,1
89
891
,akoustat
odeiclboantosoN
ec
%o1n0u0g0n,0iN
±
%o1d0a0to5
0im
j,a1
0m
iB
L
±
oN
laeonNil
serotn
cuód
icnaom
ncó
rim
oixrfeo
eS
dlf
p
laixA
rotcudsnart
nóicamrofeD
laicremoC
oto.tlG
e
a
aacciliátste
a
ánm
rleit
nóicagitsevnyI
ad0
a7c9
é1
e
d
sohcuM
auogN
a
oda re
1d
0–
m
o
5
),0R
%
,M
m
×
2
1
4
±(
íS
laeniL
sseatntiseáirraopc
s,seelalaidixaar
rotcudsnart
dadimixorP
laicremoC
m
5
)R
,m
2(
oaipdiicdnré
e
i rp
d
otcatnnoics
ersto
nd
e
sedadeiporp
nóicagitsevnI
6691
uhsiM
odireuqer
nóicarbilaC
ocirtcnéeleuiB
d
adiconooN
c
adiconooN
c
adiconooN
c
odaredoM
oN
laeonNil
serodsaoscnierddnníolic
dadicapaC
laidaR
ovitisopsiD
dadicapaC
ocirdníliC
Machine Translated by Google
etnatolF
etnatolF
etnatolF
etnatolF
etnatolF
etnatolF
odajiF
odajiF
odajiF
opiT
nsóeicsnaom
icT.re
ilao
d
D
atrfe
siV
)e
axb
im
S
L(
p
d
a
etnatolF
etnatolF
odajiF
etnatolF
opiT
se
nróoictsncaóum
eidcrrse
ilbo
dantp
ife
slc)a
eaiam
olS
rdcy(tl
sacoird
tod
satía
nscrde
có
auim
itim
d
frnc)T
,iaad
e
2
sú
iaexd
lgo
D
b
n
m
gn
0
rp
toe
4saV
o
m
a
eoirm
0
.oliC
Y
S
rT
4ysc(tl
g
L
d
p
2
otlA
dadidnufm
o5rm
=
p
3
otlA
0
m0
8m
D
=
3y
1
otlA
dadidnuf0
m
o0rm
=
p
1
otlA
m0m
D
=
5y
6
otlA
dadidnu–f0
m
o3
0rm
P
=
2
otlA
dadidnuf0
m
o5rm
=
p
1
otlA
dadidnufm
o0rm
=
p
7
otlA
ortemm
á8m
i=
d
3
otlA
dadidnufm
o5rm
=
p
7
senoa
isrntseemueim
a
D
dl
laixA
laixA
nónicócisenreieD
dt
otlA
dadidnufm
o0rm
=
p
5
otlA
dadidnufm
o0rm
=
p
7
otlA
dadidnufomr=
pc
5
otlA
dadidnufomr=
pc
7
senoa
isrntseemueim
a
D
dl
1000.0
1000.0
10000.0
20000,0—
~
100.0~
51000,0—
~
3000.0~
—
—
1000.0
—
100.0~
10,0
—
—
4100.0~
)%(
dutitcaxE
)%(
nóiculoseR
2000.0
7000.0
2100.0
7000.0
)%(
nóiculoseR
—
300.0
–4
300,0
—
)%(
dutitcaxE
oojganbaa
eR
rdt
5.2~
—
5~
01~
5~
—
2.2~
5
31
)%(
oojganbaa
eR
rdt
8~
82~
5
2
)%(
etiecA
augA
augA
/augA
augA
eriA
augA
etiecA
etiecA
raolu
dlie
uclf
raolu
dlie
uclf
­cnsi)atv9isvo9sat9aoz1lN
S
Zy(
)b5
its9e9o.r1tlP
L(
e
a
o
i)r1d
is0am
0
rtoi2
icY
p(
)1o9t9o.1tlG
e(
a
aicnerefeR
atag)a
9t9n9a.1tlS
e(
a
apak)r9a9b9a.1tlC
e(
a
nnao)m
8d9ay9
rteoi1cH
p(
avoiltlaivr)oe7cp9co9uo1Cyc(
ajdamt)na0ia
k9rt9a1N
Py(
)a5
its9e9o.r1tlP
L(
e
a
­)a
5ot8sh9ol1iC
F(
)n0w.8so9lor1Byc(
aicnerefeR
ir)ia2
sgm
0o0iS
Y
2y
ir)ia2
sgm
0o0iS
Y
2y
Machine Translated by Google
o.r;ro
te
oirm
ire,eE
á
t,xtIin
D
di
e
opiT
serdoatsncdaóuim
idcse
ixdntoe
s)a
erd
im
S
rp
d(t
naóe
lairsirdnoea
eC
drt
etnatolF
rodnaló
rabirsielnaete
a
C
dtl
opiT
nsóeicsnaom
icT
lra
e
iao
d
Ditd
rfe
sV
)e
aa
im
cS
Lr(
p
d
laidaR
laidaR
o)rodcneiluich(
laidaR
laixA
nónicócisenreieD
dt
6,532
∙a60
m
e,0
5rm
D
Á
=
3
1
senoa
isrntseemueim
a
D
dl
otlA
dadidnuf0
m
o0rm
=
p
1
otlA
4
m
E5m
D
=
2
3
m0Im
D
=
2
otlA
dadidnuf0
m
o0rm
=
p
1
senoa
isrntseemueim
aD
dl
10
500,0
3
)%(
nóiculoseR
42000—
.0
100.0
400.0
100.0
)%(
nóiculoseR
—
dutitcaxE
—
—
800.0
)%(
oojganbaa
eR
rdt
—
01~
—
5~
)%(
41~
5
—
—
—
oojganbaa
eR
rdt
)%(
)%(
dutitcaxE
augA
etiecA
augA
raolu
dlie
uclf
raolu
dlie
uclf
ay)4
u9
b9
ih.1tlS
e(
a
)9g8d
n9rui1H
Y
y(
otlA
)9g8d
n9rui1H
Y
y(
aicnerefeR
on)0a0w0u.2tlK
e(
a
)8n7e9u.1tlY
e(
a
se)i6z7n9e1M(
aicnerefeR
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
178 Ensayos Triaxiales de Suelos
4.8 Medición de cambios de volumen
exactitud de las mediciones. La capacidad de gran
volumen y la alta precisión parecen ser mutuamente
excluyentes en muchos diseños presentados en la literatura.
Se han aplicado varios principios en el desarrollo de
dispositivos de cambio de volumen y se han diseñado
muchos tipos diferentes para pruebas de suelo. Algunos
de estos dispositivos parecen implicar métodos de
operación bastante complejos y equipos que son
sensibles y difíciles de trabajar en pruebas de rutina. Por
La medición del cambio de volumen de un elemento del
suelo está relacionada únicamente con la mecánica del
suelo, donde juega un papel importante en la
caracterización del comportamiento del suelo. Ninguna
otra rama de la ingeniería pone tanto énfasis en la
determinación precisa del cambio de volumen como lo
hace la mecánica de suelos. Por lo tanto, el desarrollo de
dispositivos de medición del cambio de volumen se ha
dejado enteramente a la iniciativa y la inventiva de los
mecánicos de suelos.
tanto, la robustez y la facilidad de funcionamiento son
algunos de los requisitos deseables para un dispositivo
de cambio de volumen.
La medición de los cambios de volumen de muestras
triaxiales se realiza con mayor frecuencia midiendo el
volumen de agua expulsada o succionada por una
muestra saturada. Los cambios de volumen de muestras
secas o parcialmente saturadas se pueden obtener
midiendo los cambios de volumen que ocurren en la celda
triaxial, como se analiza en la Sección 4.8.3. Esto requiere
4.8.1 Requisitos para dispositivos de cambio de
volumen
Los requisitos para un dispositivo de cambio de volumen
se pueden dividir en dos partes: los relacionados con las
capacidades y los relacionados con el funcionamiento del
dispositivo.
que la celda esté completamente llena con agua (u otro
fluido), y se requieren correcciones apropiadas para la
intrusión del pistón en la celda y para los cambios de
volumen de la celda (si los hay).
El cambio de volumen también se puede medir en una
celda separada ubicada alrededor de la muestra dentro
de la celda triaxial, como se revisa en la Sección 4.8.4.
Capacidad de volumen, precisión y resolución
Para evaluar los requisitos de un dispositivo de cambio
de volumen para pruebas triaxiales, en la Tabla 4.5 se
muestra un pequeño estudio de capacidad y precisión de
volumen (Lade 1988b). Se elige una muestra grande con
un diámetro de 10,0 cm (aproximadamente 4,0 pulgadas)
y una muestra pequeña con un diámetro de 3,56 cm (1,40
pulgadas) para representar los tamaños extremos
utilizados para las pruebas de forma rutinaria. Un ejemplar mediano
Finalmente, el cambio de volumen se puede obtener a
partir de las deformaciones axiales y laterales medidas.
Los requisitos principales para un dispositivo de cambio
de volumen son la capacidad de volumen y la
Tabla 4.5 Requisitos de diseño para dispositivos de cambio de volumen en términos de capacidad de volumen y resolución (según Lade 1988b)
Cantidad
Ejemplar grande Ejemplar mediano Ejemplar pequeño
Diámetro (cm)
10,0
7,10
Altura para H = 2,5∙D (cm)
25,0
17,8
3.56
8.90
Área de sección transversal (cm2 )
78,54
39,73
9,95
Volumen (cm3 )
1963,5
706,3
88,6
Capacidad de deformación volumétrica deseada: εvmax (%)
20
20
20
a Capacidad de volumen: ΔV = εvmax∙V/100 (cm3 )
Resolución de medición de deformación axial: ΔH (cm)
~400
~150
~20
0,001
0,001
0.001
Resolución de deformación axial: Δε1 = (ΔH/H)∙100 %
0,004
0,006
0.011
Resolución de deformación de volumen: Δε1 = Δεv (%)
0,004
0,006
0.011
Resolución de cambio de volumen: ΔV = Δεv ∙V/100 (cm3 )
0,080
0,040
0.010
b
a La premisa del cálculo es que el cambio de volumen máximo observable ocurre para arena densa en emin = 0,50 que se dilata durante
el corte a baja presión de confinamiento hasta emax = 0,80, lo que da como
resultado εv = 20%. b La premisa del cálculo es que la resolución de las mediciones de deformación axial es igual a la división más pequeña
en un comparador que mide en milímetros (= 0,01 mm = 0,001 cm).
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 179
con un diámetro de 7,1 cm (2,8 pulg.) se incluye a modo
de comparación. La capacidad de volumen deseada se
calcula bajo la premisa de que el cambio de volumen
máximo observable ocurre durante el corte de una arena
inicialmente densa con una relación mínima de vacíos de
emin = 0,50. El corte a baja presión de confinamiento
hace que la arena se dilate y al final del ensayo la muestra
ha alcanzado una relación de vacíos de emáx = 0,80.
Este cambio en la proporción de huecos corresponde a
una deformación volumétrica del 20%. También se puede
obtener una magnitud similar de cambio de volumen para
una muestra inicialmente suelta comprimida
isotrópicamente desde presiones de confinamiento bajas
a altas. La consolidación y el corte de especímenes de
arcilla blanda también pueden resultar en cambios de
volumen total que alcancen ese orden de magnitud.
Para medir una deformación volumétrica del 20% en una
muestra grande con una altura igual a 2,5 veces el
diámetro se requiere un dispositivo con una capacidad
, mientras
de volumen de aproximadamente 400
cm3. que el pequeño
La muestra requiere una capacidad de 20 cm3 . La
tensión volumétrica del 20% es una cantidad bastante
grande que sólo ocurre en casos raros. Los valores más
típicos son inferiores al 10%. Sin embargo, el estudio de
la capacidad de volumen proporciona una apreciación de
los requisitos necesarios para adaptarse a grandes
cambios de volumen.
La resolución deseada de las mediciones de cambio
de volumen se calcula bajo la premisa de que la
deformación volumétrica debe ser tan exacta y precisa
como la deformación axial. La razón es que entran en
igualdad de condiciones en el cálculo del área de la
sección transversal de la muestra triaxial y también se
utilizan uno al lado del otro en los cálculos de la
deformación lateral. Se supone que la resolución de las
mediciones de la deformación axial es igual a la división
más pequeña en un comparador convencional que mide
en milímetros. Por tanto, se supone que la resolución de
las mediciones es 0,01 mm = 0,001 cm. La Tabla 4.5
muestra que la resolución correspondiente en las
mediciones de cambio de volumen varía desde 0,080
cm3 para la muestra grande hasta 0,010 cm3 para la
muestra pequeña. Tenga en cuenta que estos valores
no dependen de la relación H/D de la muestra triaxial. Si
se desea una mayor resolución, como por ejemplo para
ensayos de materiales muy rígidos, es fácil escalar los
valores enumerados en la Tabla 4.5 para obtener
resoluciones correspondientes de mediciones de
deformación volumétrica y axial.
Las capacidades de muchos dispositivos de cambio de
volumen existentes se pueden variar cambiando los
detalles del diseño para acomodar los requisitos tanto
para la muestra grande como para la muestra pequeña.
Algunos de ellos presentan una precisión adecuada y
pueden restablecerse con relativa rapidez para lograr
capacidades de gran volumen. Sin embargo, la
combinación de precisión y resolución máximas (0,010
cm3 ) y capacidad máxima (400 cm3 ) sólo se ha obtenido
en un dispositivo de cambio de volumen existente (Chan
y Duncan 1967), pero este dispositivo no es adecuado
para el registro automático de datos.
Requerimientos operacionales
Se han empleado varios principios operativos y de diseño
diferentes en la construcción de dispositivos de cambio
de volumen. Alva­Hurtado y Selig (1981) publicaron un
estudio detallado de estos dispositivos. Los principios
más comunes de medición del cambio de volumen están
incorporados en sistemas de bureta con varios métodos
de medición del nivel de menisco, sistemas gravimétricos
en los que se mide el cambio de peso del agua expulsada
o aspirada por la muestra, sistemas de servomecanismo,
mercurio sistemas de pote y diafragma rodante con
sistemas de transductor de desplazamiento. Al estudiar
estos sistemas, surgen algunos requisitos operativos
deseables para un dispositivo de cambio de volumen
(Lade 1988b; Oswell et al. 1989; Tatsuoka 1989):
1. La medición de los cambios de volumen debe realizarse
con una interferencia mínima con el proceso de prueba
(consulte la Sección 4.2). En particular, el cambio en
el nivel de agua en el dispositivo debe minimizarse o
contrarrestarse para evitar cambios en la contrapresión
y, por lo tanto, en la presión de confinamiento efectiva.
Esto es más importante para pruebas drenadas a
bajas presiones de confinamiento.
2. El dispositivo debe producir una relación lineal entre el
cambio de volumen y la respuesta medida. Esto facilita
la evaluación sencilla del cambio de volumen durante
la prueba, así como un cálculo sencillo después de la
prueba.
Machine Translated by Google
180 Ensayos Triaxiales de Suelos
3. Debería ser posible aplicar contrapresión para poder
lograr la saturación de la muestra triaxial (consulte el
Capítulo 6).
4. Los cambios en la contrapresión deberían dar como
resultado cambios mínimos en la respuesta medida y
en la calibración. Los pequeños cambios son
inevitables debido a la flexibilidad de las líneas de
drenaje, accesorios, válvulas, etc., a menos que todo
el dispositivo y los tubos de conexión estén expuestos
a la contrapresión. Sin embargo, la expansión de la
bureta, el estiramiento de los diafragmas, etc., que
forman parte del dispositivo, pueden provocar cambios
excesivos en la respuesta medida y en la calibración
causados por cambios en la contrapresión.
5. El dispositivo debe presentar una buena estabilidad en
el tiempo y la temperatura para evitar mediciones
incorrectas en pruebas a largo plazo. Las piezas,
como las buretas y los diafragmas de plástico, pueden
presentar deformaciones por fluencia cuando se
exponen a presiones diferenciales.
6. Se debe evitar la difusión de aire desde el dispositivo
hacia la muestra, especialmente para pruebas de
larga duración, es decir, pruebas que requieren más
de 1 día para realizarse.
7. El dispositivo debe diseñarse para evitar pérdidas de
agua causadas por fugas, evaporación o difusión a
través de diafragmas.
8. El dispositivo debe incluir un número mínimo de piezas
11. Debería ser posible medir la respuesta mediante
registro automático de datos y lectura visual. Una
serie de problemas (desde conexiones incorrectas de
cables eléctricos hasta mal funcionamiento del equipo
de registro de datos) pueden ocurrir antes y durante
una prueba, especialmente al comienzo de la
automatización de equipos triaxiales. La redundancia
de mediciones proporciona un medio para continuar
la prueba y obtener mediciones correctas a pesar del
mal funcionamiento del equipo eléctrico.
12. El dispositivo debe ser resistente y las mediciones no
deben verse afectadas por las vibraciones y no deben
ser sensibles a la colocación en una posición
ligeramente fuera de plomada.
13. Las mediciones no deben verse afectadas por la
contaminación (por ejemplo, por aceite), la corrosión
y la presencia de partículas de tierra que puedan
haber ingresado inadvertidamente al dispositivo, de
modo que sea innecesario limpiar y reconstituir el
dispositivo antes de cada prueba.
14. El dispositivo debe ser fácil de desmontar y reparar en
caso de avería o limpieza de componentes
individuales.
15. El dispositivo debería ser sencillo, económico y fácil de
construir. Sin embargo, el registro automático de
datos requiere un dispositivo eléctrico (transductor de
fuerza, presión o desplazamiento) para detectar el
móviles, que puedan “colgarse” o proporcionar
resistencia por fricción o variable al movimiento, lo
cambio de volumen, modificar la señal y proporcionar
una señal eléctrica que pueda medirse. El transductor
eléctrico suele ser la parte más cara del dispositivo
que conduciría a un funcionamiento insatisfactorio.
de cambio de volumen.
9. El dispositivo no debe presentar una histéresis excesiva
si se cambia la dirección del flujo.
Esta histéresis puede ser grande para tubos largos y
de diámetro pequeño. Tatsuoka (1988, 1989) discutió
este punto basándose en experimentos (Tatsuoka
1981; Pradhan et al. 1986, 1989), y sugirió remediar
el problema colocando un cilindro corto con un
diámetro interior (digamos 2 cm) en el extremo. fondo
de la bureta para reducir la histéresis en el sistema.
Lade (1989) proporciona más detalles.
10. El dispositivo debe ser fácil de configurar, prepararse
para la prueba (desairear, configurar la lectura inicial,
si es necesario, etc.) y funcionar de manera confiable.
16. Oswell y cols. (1989) señalan que para aplicaciones
especiales, el dispositivo de cambio de volumen
debería ser adecuado para altas presiones y altas
temperaturas.
Los dispositivos individuales de cambio de volumen, cuyos
principios de funcionamiento son menos comunes, pueden
tener limitaciones que no se anticiparon ni discutieron
anteriormente.
4.8.2 Mediciones de muestras saturadas
Los dispositivos de cambio de volumen más comunes
miden la cantidad de agua expulsada o aspirada por una
muestra triaxial saturada.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 181
A continuación se dan ejemplos de dispositivos de tipo
bureta, de pesaje y de pistón.
operado manualmente y leído visualmente, y este dispositivo
no se presta a una fácil modificación para el registro
automático de datos.
Las pequeñas modificaciones al dispositivo que se
Dispositivos de cambio de volumen tipo bureta
muestra en la figura 4.37(a) se indican en la figura 4.37(b).
La figura 4.37(a) muestra un dispositivo de cambio de
Se ha incluido un conector AT en la parte superior del tubo
volumen tipo bureta diseñado por Chan y Duncan (1967).
Funciona con una válvula de 4 vías que proporciona
de propileno para facilitar el llenado (o recarga) del tubo con
queroseno de color o con aceite de transmisión rojo. Además,
capacidad infinita al invertir la dirección del flujo de fluido en
se instala una válvula de 3 vías para permitir la medición de
la bureta. La mitad del tubo de propileno transparente y rígido
la presión de la celda y la presión del agua de poro con el
se llena con queroseno coloreado con un tinte para hacerlo
mismo transductor de presión. La disposición y el uso de
claramente visible. El movimiento de una de las interfaces
entre el agua y el queroseno coloreado indica el cambio de
volumen. Para un tubo de 1/4 de pulgada y una precisión de
lectura supuesta de 0,5 mm a lo largo del tubo, la precisión
en el cambio de volumen es de aproximadamente 0,006
las válvulas en el dispositivo de cambio de volumen se
analizan con más detalle a continuación en las Secciones
4.10 y 4.16.
La Figura 4.38(a) muestra otro dispositivo de cambio de
volumen tipo bureta diseñado para el registro automático de
cm3 . Este dispositivo combina la precisión necesaria para
datos. Este dispositivo consta de una bureta sencilla que se
muestras pequeñas con la capacidad para muestras grandes.
puede leer manualmente. Un transductor de presión
Se puede utilizar para muestras de cualquier tamaño, su
diferencial está ubicado en el fondo de la bureta para medir
construcción es económica, se puede aplicar contrapresión
la altura de la columna de agua. Se puede aplicar una
y es resistente. Por tanto, este dispositivo tiene todos los
contrapresión en la parte superior de la columna de agua y
atributos de un buen dispositivo de cambio de volumen. Sin
en la parte posterior del diafragma en la presión diferencial.
embargo lo és
(a)
(b)
Queroseno
Entrada cubierta para
recarga de queroseno
Presión del aire
válvula selectora
tubo de plastico
Escala
Aire
Reservorio
Agua
Instale el conector en T con tapa
Agua
en la entrada superior
Válvula de purga
para ajustar el depósito
suministro de agua
Presión
transductor
De cuatro vías
grifo de llenado
Presión
transductor
A la lectura electrónica
válvula de bola
No desplazamiento
válvulas de bola
agua de poro
presión
Presión celular
A celda triaxial
válvula de 3 vías
Figura 4.37 (a) Sistema de bureta para cambio de volumen y mediciones de presión. Reproducido de Chan y Duncan
1967 con autorización de ASTM International. (b) Pequeñas modificaciones al dispositivo que consisten en instalar un
conector en T en la parte superior y una válvula de 3 vías para medir la contrapresión y la presión de la celda con el mismo
transductor de presión.
Machine Translated by Google
182 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
Bureta
Cámara exterior
Plexiglas transparente
(Lucita) Bureta
Diferencial
presión
transductor
Válvula para ajustar
nivel del embalse
Poro y celda
presión
transductor
Control de prueba
válvulas de cierre
Línea de drenaje
A celda triaxial
válvula de 3 vías
al espécimen
Figura 4.38 (a) Dispositivo tipo bureta simple diseñado para el registro automático de cambios de volumen y datos de presión
y (b) bureta alternativa con cámara exterior (según Bishop y Donald 1961).
transductor. Este transductor tiene un rango
correspondiente a una altura de columna de agua de
35 cm y mide con una precisión correspondiente a un
cambio en la altura de la columna de agua de 0,1 mm/
mV. Al elegir correctamente la sección transversal de la
bureta, se pueden cumplir aproximadamente los
requisitos de capacidad de volumen y precisión
enumerados en la Tabla 4.5. Por lo tanto, las buretas
con diámetros interiores de 3,18 cm (1,25 pulg.), 2,20
cm (0,875 pulg.) y 1,27 cm (0,50 pulg.) cumplen con
los requisitos de precisión y tienen capacidades de
volumen de aproximadamente 275,, 135
respectivamente.
y 45cm3
Al comparar estas capacidades con los valores
deseados enumerados en la Tabla 4.5, se ve que una
muestra grande cuyo cambio de volumen total excede
aproximadamente el 14% requeriría un reajuste del
nivel del agua. Esto se puede hacer a través de la
válvula en el fondo de la bureta.
Este diseño puede mejorarse encerrando la bureta
en una cámara exterior, como propusieron Bishop y
Donald (1961) y Tatsuoka (1981) y se muestra en la
figura 4.38(b). De este modo, la bureta no está expuesta
a una presión diferencial que, de lo contrario, podría
provocar cambios en la calibración.
debido al cambio de contrapresión. La Figura 4.38(a)
muestra que adjunto al dispositivo de cambio de
volumen hay otro transductor de presión para medir la
presión del agua intersticial así como la presión de la
celda. Esto se hace a través de una válvula de 3 vías
que permite conectar solo una de las presiones al
transductor a la vez. Esto también permite una fácil
determinación del valor B de la muestra utilizando un
solo transductor de presión. Este dispositivo de cambio
de volumen es fácil de construir, la mayor parte del
costo está asociado con los dos transductores de
presión, se puede aplicar una contrapresión, es
resistente, se puede leer visualmente y está diseñado
para el registro de datos automático.
Otras modificaciones al diseño analizado
anteriormente se indican en el dispositivo de cambio de
volumen que se muestra en la figura 4.39 (Lade 1988b).
En la figura 4.40 se muestran fotografías del dispositivo.
El dispositivo consta de cuatro buretas graduadas
conectadas a través de una válvula de 5 vías a un
transductor de presión diferencial. Cada uno de los
tubos (de vidrio o policarbonato transparente) está
provisto de escalas milimétricas para la lectura visual del cambio de vo
Los cuatro tubos de vidrio tienen diámetros interiores de
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 183
(a)
(b)
Entrada de contrapresión
Conexiones al diferencial
transductor de presión
tubos de vidrio con
Acrílico transparente
graduaciones
tubo plastico
Acrílico transparente
Referencia
tubo plastico
nivel de agua
tubos de vidrio
tubo de 5 vías
válvula de selección
Diferencial
transductor de presión
Poro y celda
Válvula de selección de prueba
transductor de presión
A celda triaxial
Línea de drenaje
al espécimen
Válvula de control de prueba
válvula de 3 vías
Figura 4.39 (a) Diagrama esquemático del dispositivo de cambio de volumen tipo bureta para registro automático de
datos y (b) disposición real del conjunto del tubo. Reproducido de Lade 1988b con autorización de ASTM International.
25, 19, 19 y 10 mm, y su altura efectiva es de 39 cm. Sus
capacidades de volumen son 190, 110, 110 y 30 cm3.
, respectivamente. Al comparar
estas capacidades con los valores deseados enumerados
en la Tabla 4.5, se ve que el tubo más pequeño
proporciona capacidad suficiente para la muestra
pequeña, y la capacidad de volumen combinada en los
tubos grande y mediano excede los 400 cm3.
,
de un tubo de plástico acrílico transparente de 6,4 mm
(0,25 pulg.) de espesor y dos placas terminales de acero
inoxidable unidas con tres tirantes. El tubo de plástico
acrílico mide 43 cm de alto, lo que permite la aplicación
de contrapresión dentro y fuera de los tubos de vidrio o
policarbonato sin exponer los tubos a presión diferencial,
que de otro modo podría provocar cambios en la
calibración causados por la contrapresión y posiblemente
lo cual es suficiente para un ejemplar grande. Si se
roturas. en el caso de tubos de vidrio con contrapresiones
supone que el menisco de agua se puede leer visualmente elevadas.
con una precisión de 0,5 mm, entonces el cambio de
El diámetro interior del tubo acrílico es de 57 mm (2,25
volumen se puede determinar con precisiones de 0,25,
pulgadas), que apenas es suficiente para contener los
0,14, 0,14 y 0,04 cm3 en los cuatro tubos. Estos valores
cuatro tubos. El uso de una tensión de diseño de 750 psi
son de dos a cuatro veces mayores que los valores
(5170 kPa) para evitar el agrietamiento por tensión en el
plástico acrílico permite la aplicación de contrapresiones
deseados enumerados en la Tabla 4.5.
Sin embargo, la lectura visual de los cambios de volumen
de hasta 170 psi (1170 kPa = 11,6 atm). Aumentar el
pretende ser un método alternativo que se empleará sólo
espesor de la pared del tubo de plástico acrílico o
cambiarlo por un tubo de policarbonato permitiría la
si el registro automático de datos no funciona
aplicación de contrapresiones más altas.
correctamente. El cambio total de volumen aún puede
El agua de la muestra triaxial pasa a través del puerto
registrarse correctamente mediante lectura visual.
común de la válvula de 5 vías hasta uno de los cuatro
Sólo la precisión de las lecturas individuales se ve
afectada si se requieren mediciones visuales.
tubos de vidrio seleccionados para la medición. El
transductor de presión diferencial está ubicado debajo de
Los cuatro tubos de vidrio o policarbonato que se
muestran en la figura 4.39 están encerrados en una
la válvula de 5 vías y sirve para medir la altura de la
columna
de agua en el tubo seleccionado.
cámara, como propusieron Bishop y Donald (1961), que consta
de
Machine Translated by Google
184 Ensayos triaxiales de suelos
(a)
(b)
a triaxial
celúla
Fuerza
transductor
Secundario
cable
Acrílico
cámara
Aceite de silicona
Acrílico
taza de peso
Aire
fluido de poro
presión
Figura 4.41 Dispositivo de cambio de volumen en el que
se pesa agua mediante un transductor de fuerza.
Reproducido de Mitchell y Burn 1971 con autorización de
Canadian Science Publishing.
transductor. Este transductor es resistente y permite
sobrepresiones en cualquier dirección del 200%. Tiene un
rango de ±0,5 psi (±3,45 kPa) correspondiente a una altura de
columna de agua de ±35 cm y mide con una precisión mejor
que 0,1 mm de agua por milivoltio (mV) con una excitación de
6 V. Esto corresponde a precisiones de 0,049, 0,028, 0,028 y
0,008 cm3 en los cuatro tubos. Estas precisiones son mejores
que las enumeradas en la Tabla 4.5.
Figura 4.40 Fotografías de un dispositivo de cambio
de volumen tipo bureta visto desde (a) el frente y (b) la
parte trasera. Reproducido de Lade 1988b con autorización
de ASTM International.
Finalmente, el dispositivo de cambio de volumen se coloca
en un gato de laboratorio, como se muestra en la figura 4.40.
Esto es para poder realizar pruebas triaxiales drenadas a
La parte posterior del diafragma del transductor está conectada
con el fondo de la cámara, que está llena hasta la mitad con
agua. La contrapresión también actúa sobre el agua en la
cámara, por lo que el transductor mide la diferencia entre los
niveles de agua en el tubo seleccionado y en la cámara. Se
pueden medir presiones tanto negativas como positivas
dependiendo de la ubicación relativa del nivel del agua en el
tubo seleccionado. Se puede hacer flotar una capa de aceite
de silicona sobre cada una de las superficies de agua del
dispositivo para reducir el efecto a largo plazo de la evaporación.
presiones de confinamiento efectivas bajas que pueden verse
excesivamente afectadas por el cambio en el nivel del agua.
Esto podría dar como resultado un cambio de la presión de
confinamiento efectiva en hasta 39 cm de agua (3,8 kPa). Este
efecto se puede contrarrestar ajustando periódicamente la
altura del gato de laboratorio para mantener un nivel de agua
aproximadamente constante en el tubo de medición
seleccionado en relación con la muestra triaxial.
Dispositivos de cambio de volumen de tipo pesaje
La figura 4.41 muestra otro principio de funcionamiento. En
El transductor utilizado en el dispositivo descrito
este dispositivo, diseñado por Mitchell y Burn (1971), el cambio
anteriormente es un sensor de presión diferencial de reluctancia variable.
de volumen se determina
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 185
Primavera
válvula de 3 vías
Volver
presión
Desplazamiento
transductor
Pequeño
agujero
A
triaxial
celúla
cámara interior
sumergible en agua
desplazamiento
transductor
Concéntrico
tubos de acrílico
Tubo flexible
Cámara exterior
Fijado
Móvil
Transductor en movimiento
centro
maceta de acrílico
maceta de acrílico
Pistón de latón
Mercurio
Agua
diafragma rodante
Tubo flexible
Atrás
celda triaxial
presión
Figura 4.42 Mediciones de cambio de volumen mediante
un sistema de recipiente de mercurio. Reproducido de Darley
1973 con autorización de Geotechnique.
Figura 4.43 Dispositivo de cambio de volumen en el que el
nivel del agua se mide mediante un transductor de
desplazamiento interno. Reproducido de Menzies 1975
con autorización de Geotechnique.
pesando el agua expulsada o succionada en una taza que
cuelga libremente de un transductor de fuerza sensible. La
copa está contenida dentro de una cámara que permite la
aplicación de contrapresión a la muestra.
La figura 4.42 muestra un diagrama esquemático de un
sistema de recipiente de mercurio en el que el agua de la
muestra desplaza el mercurio de un recipiente al otro. Uno
de los recipientes de mercurio está suspendido de un
resorte y su alargamiento se mide con un LVDT. Al
desplazar el mercurio, el peso del agua aumenta 12,55
veces (= 13,55 – 1,00).
Este sistema fue desarrollado por Darley (1973) como una
modificación de un sistema sugerido por Rowland (1972).
También se puede aplicar contrapresión a este tipo de
dispositivo.
Dispositivos de cambio de volumen tipo pistón
Menzies (1975) desarrolló un dispositivo de cambio de
volumen en el que el agua está confinada como en un
el especimen. Se puede aplicar una contrapresión en el
dispositivo.
El dispositivo de cambio de volumen que se muestra en
la figura 4.44 fue diseñado por Johnston y Chiu (1982) y
funciona como un pistón de doble acción en el que el agua
se empuja alternativamente hacia dentro o se expulsa
desde una de las dos cámaras. Al instalar una válvula de 4
vías entre las dos cámaras, Lade (1988b) aumentó la
capacidad de volumen al volumen del depósito de agua
que se ve en la figura 4.45(a).
La Figura 4.46 muestra fotografías del dispositivo.
Las dos cámaras están ubicadas en los extremos cerrados
de un tubo de acero inoxidable, en el que el agua está
confinada por dos diafragmas rodantes separados por un
pistón hueco de aluminio liviano. Los diafragmas rodantes
se sujetan entre bridas cerca de los extremos del tubo. El
pistón de aluminio está provisto de dos casquillos guía de
teflón con suficiente espacio libre dentro del tubo de acero
para permitir un movimiento axial suave del pistón. El
pistón de carga, es decir, dentro de un tubo y un diafragma
movimiento sin fricción del pistón es monitoreado por un
rodante, como se ve en la figura 4.43. Un pistón de latón
transductor de desplazamiento y un comparador, ambos
aplica una pequeña presión diferencial a través de la
montados externamente en el tubo de acero.
convoluta del diafragma, lo que da como resultado una
acción de rodadura de baja fricción. Un transductor de
desplazamiento dentro del dispositivo mide el desplazamiento
Un brazo, rígidamente unido al pistón, sobresale a través
vertical y, por lo tanto, el cambio de volumen de
la conexión entre el
de una ranura longitudinal en el tubo de acero y proporciona
Machine Translated by Google
186 Ensayos triaxiales de suelos
Desplazamiento
transductor
Espalda desaireada
agua a presion
Abrazadera para
transductor
A1
“Bellofram”
A2
sello
teflón
puntero rígido
arbustos
hendidura longitudinal
en cuerpo
Aluminio hueco
Sello “Bellofram”
pistón
Cuerpo de latón
B1
B2
Anillo “O”
desaireado
agua de poro
tornillo de purga
Figura 4.44 Dispositivo de cambio de volumen en el que el
nivel del agua se mide mediante un transductor de
desplazamiento externo. Reproducido de Johnston y
Chiu 1982 con autorización de Elsevier.
(a)
Entrada de contrapresión
pistón y los dispositivos de medición. El comparador
se utiliza para lecturas visuales y el transductor de
desplazamiento se emplea para el registro
automático de datos.
El diámetro interior es el mismo a lo largo del
tubo, las dos membranas rodantes son idénticas y
el pistón tiene el mismo diámetro en ambos
extremos. Por lo tanto, por cada cantidad de agua
que se expulsa de una cámara, se succiona una
cantidad igual hacia la otra cámara. Se debe aplicar
una contrapresión a la cámara, y esta presión
actuará con igual magnitud en la otra cámara.
Johnston y Chiu (1982) informaron que este
dispositivo tiene una precisión excelente, pero una
capacidad de volumen relativamente pequeña.
Sin embargo, combinando el principio del
dispositivo de pistón de doble acción con el principio
de flujo reversible incorporado en el dispositivo
presentado por Chan y Duncan (1967), es posible
obtener una combinación de excelente precisión y
capacidad de volumen infinita. Por lo tanto, se
utiliza una válvula de 4 vías para conectar las dos
cámaras alternativamente a la línea de drenaje de
la muestra triaxial y a un gran depósito de agua al
que se puede aplicar la contrapresión.
(b)
Bujes de teón
diafragma rodante
Reserva de agua
Brazo adjunto
al pistón
Ranura longitudinal
Desplazamiento
transductor
Doble
Tubo de acero inoxidable
Reloj comparador
interino
pistón
Poro y celda
válvula de 4 vías
Entrada
A celda triaxial
Línea de drenaje a
Valvula de purga
transductor de presión
Válvula de selección de prueba
muestra
(C)
Pistón de aluminio
Vertical
Válvula de control de prueba
Figura 4.45 Diagrama esquemático de un dispositivo de cambio de volumen que emplea (a) diafragmas rodantes y un
transductor de desplazamiento para el registro automático de datos, y (b) detalles y (c) vista final del pistón de doble acción.
Reproducido de Lade 1988b con autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 187
(a)
(b)
Figura 4.46 Fotografías del dispositivo de cambio de volumen con pistón de doble acción visto desde (a) el frente y
(b) la parte trasera. Reproducido de Lade 1988b con autorización de ASTM International.
Es posible obtener una precisión de aproximadamente
, el mismo valor presentado por
0,001 cm3.
Johnston y Chiu (1982). Con una carrera de pistón de
38 mm, la capacidad de volumen correspondiente al
movimiento del pistón en una dirección es de
dispositivo esté desaireado, estará listo para la prueba.
aproximadamente 23 cm3 . Sin embargo, invirtiendo
Para comprobar si el dispositivo está desaireado antes
el flujo a través de la válvula de 4 vías, en principio se
de una prueba, se varía la contrapresión y se gira la válvula depuede
4 vías.obtener una capacidad infinita. En la práctica,
El transductor de desplazamiento y el comparador no
la capacidad de volumen depende del tamaño del
deberían responder a esta operación. Si se requiere
depósito situado en la parte superior del dispositivo.
desaireación adicional, esto se puede hacer abriendo
En el presente diseño el volumen del depósito es de
aproximadamente 785 cm3 . Este depósito consta de
una válvula de purga y aplicando una pequeña
El dispositivo que se muestra en las figuras 4.45 y 4.46
se prepara para la prueba haciendo pasar agua desaireada
a través de las cámaras, una a la vez, y hacia afuera a
través de las válvulas de purga ubicadas en la parte
superior del tubo de acero horizontal. Una vez que el
contrapresión a la cámara en el otro extremo,
empujando así el pistón hacia la válvula de purga
abierta y expulsando el aire. El procedimiento se repite
para la otra cámara girando la válvula de 4 vías.
La precisión del dispositivo de cambio de volumen
es función del diámetro efectivo del pistón con el
diafragma rodante envolvente. En el dispositivo que
se muestra en las figuras 4.45 y 4.46, el diámetro
efectivo es de 28 mm. El uso de lecturas visuales del
comparador con una precisión de 0,01 mm da como
resultado una precisión de cambio de volumen de
0,006 cm3 . Este valor es menor que la precisión
requerida para probar muestras pequeñas, como se
indica en la Tabla 4.5. Usar un transductor de
desplazamiento con mayor precisión que el comparador
un tubo de plástico acrílico de 10 cm de alto con un
diámetro interior de 10,0 cm (4,0 pulgadas) y un
espesor de pared de 12,4 mm. (0,5 pulg.) contenido
entre dos placas finales de acero inoxidable conectadas
con tres tirantes. El tubo de plástico acrílico puede
reforzarse con abrazaderas de manguera para permitir
la aplicación de altas contrapresiones. El diseño de
este depósito es tal que sólo se producen pequeños
cambios en el nivel del agua para grandes cambios de
volumen. Esto reduce el efecto de los cambios en el
nivel del agua sobre las presiones de confinamiento
efectivas, minimizando así la interferencia con el proceso de prueb
La contrapresión máxima que se puede aplicar al
dispositivo puede estar limitada por la fuerza de los
diafragmas rodantes. Estos pueden soportar presiones
diferenciales de hasta 500 psi.
Machine Translated by Google
188 Ensayos Triaxiales de Suelos
(3450 kPa), superando así la mayoría de los requisitos de
contrapresión. Oswell y cols. (1989) construyeron un
dispositivo de cambio de volumen similar, pero midieron
la posición del pistón mediante un LVDT ubicado en un
extremo del dispositivo. Esto les permitió encerrar
completamente el pistón y los diafragmas rodantes en un
compartimento hermético, pudiendo así aplicar
contrapresiones de hasta 10 MPa presurizando el
compartimento a la contrapresión deseada (digamos 10
MPa) menos 0,1 MPa.
Los requisitos de capacidad de volumen y precisión
enumerados en la Tabla 4.5 se exceden con el dispositivo
de cambio de volumen descrito anteriormente, y los
requisitos operativos también se cumplen con la excepción
de uno: la difusión de agua a través de los diafragmas
rodantes se midió cerrando la válvula de drenaje y
aplicando una contrapresión de 30 psi (207 kPa). Durante
un período de 1 semana, se midió que la estabilidad era
de 0,01 cm3 /24 h.
Otros principios del cambio de volumen.
mediciones
Sharpe (1978) dirigió el agua que entraba o salía de la
muestra hacia un depósito que desplazaba la parafina
hacia una bureta que contenía un electrolito (solución de
cloruro de sodio). Luego, el electrolito fluyó hacia una
segunda bureta que estaba envuelta en papel de aluminio
y actuaba como un condensador variable a partir del cual
se podía determinar el cambio de volumen.
Control de pruebas y mediciones de presión.
Algunos de los dispositivos de cambio de volumen
presentados anteriormente cuentan con válvulas de cierre
sin desplazamiento para el control de la prueba y con un
transductor de presión para medir el agua intersticial y las
presiones de las celdas.
Una válvula de cierre, ubicada inmediatamente debajo
de los dispositivos de cambio de volumen, que se muestra,
por ejemplo, en las figuras 4.37(a) y 4.38, se emplea para
seleccionar la condición de drenaje durante el corte.
Esta válvula de selección de prueba está abierta durante
la fase de consolidación de la prueba triaxial y permanece
abierta durante el corte en una prueba drenada.
Para pruebas sin drenaje, esta válvula se cierra para
evitar un mayor drenaje durante el corte. La otra válvula
de cierre se emplea para controlar el inicio del drenaje
durante la fase de consolidación de la prueba triaxial. De
este modo, la presión de la celda y la contrapresión se
ajustan con precisión y se miden con la válvula de control
de prueba cerrada.
La consolidación comienza cuando se abre la válvula.
El transductor de presión está conectado al puerto
común de una válvula de 3 vías sin desplazamiento, como
se muestra en la figura 4.37(b). Esta configuración permite
medir la presión de la celda, la contrapresión y la presión
del agua de los poros utilizando un solo transductor de
presión. Al girar la válvula 180°, el transductor se puede
conectar a la línea de presión de la celda o a la línea de
contrapresión/presión de agua intersticial. Durante una
prueba sin drenaje, la válvula de control de la prueba está
abierta y la válvula de 3 vías se gira para medir las
presiones del agua intersticial.
Esta configuración también permite una fácil medición
del valor B para comprobar la saturación en la muestra
triaxial. Mientras que la válvula de 3 vías normalmente es
una válvula sin desplazamiento, al girar la válvula se
pueden registrar cambios de volumen muy pequeños.
Este pequeño cambio de volumen puede ser causado por
la deflexión reducida del diafragma en el transductor de
presión cuando la presión cambia de la presión de celda
más alta a la presión de agua de poro más baja. Estos
pequeños cambios de volumen pueden afectar las
presiones de poro durante una prueba de valor B,
especialmente para suelos rígidos. Para superar este
problema, la prueba del valor B para una muestra
consolidada isotrópicamente con tapa libre (no se aplica
fuerza de elevación del pistón a la muestra) se puede
realizar de la siguiente manera:
1. Configure la válvula de 3 vías y mida la presión de la
celda.
2. Gire la válvula de 3 vías y mida la contrapresión/presión
del agua intersticial.
3. Apague el dispositivo de cambio de volumen a través
del cual se aplica la contrapresión.
4. Con las 3 vías en posición para medir la presión de
poro, aumente la presión de la celda en la cantidad
deseada (la presión aproximada de la celda se puede
monitorear con un medidor Bourdon conectado a la
celda triaxial o similar).
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 189
5. Mida el aumento de la presión de poros.
y descrito por Menzies (1988). El líquido en el pistón
6. Gire la válvula de 3 vías y mida el aumento exacto de la
hidráulico (agua desaireada) es presurizado por un pistón
presión de la celda. Si el transductor de presión
que es empujado o tirado por un motor paso a paso a través
proporciona una respuesta lineal, no es necesario
de un tornillo de bolas que guía el vástago del pistón
convertir las lecturas a presiones reales. El valor B se
linealmente una cierta cantidad por cada vuelta. El motor
puede calcular directamente a partir de las lecturas de la
paso a paso está equipado con un engranaje para poder
manera habitual (consulte el Capítulo 6).
hacer avanzar o retraer el pistón a diferentes velocidades, y
un transductor de presión mide la presión del líquido
La configuración aquí descrita proporciona todas las
mediciones y controles necesarios para pruebas triaxiales
consolidadas y drenadas y consolidadas y no drenadas. No
se requieren dispositivos ni válvulas adicionales para realizar
este tipo de pruebas.
Los dispositivos de cambio de volumen equipados con
transductor de presión y válvulas como se presentaron
producida por la acción del motor paso a paso con
retroalimentación al controlador digital. El controlador digital
responde a la presión medida para aumentar, disminuir o
mantener la presión de salida constante, según se desee, y
mide el volumen de fluido empujado hacia adentro o retraído
de la muestra por el número de vueltas del motor paso a
paso multiplicado por un valor apropiado. factor de calibración.
anteriormente también pueden ser útiles para realizar otros
tipos de pruebas, como pruebas de deformación plana,
triaxiales verdaderas y de corte por torsión.
Mediante tales sistemas se pueden obtener mediciones de
volumen muy precisas. La capacidad volumétrica depende
del diámetro del pistón y del recorrido (por ejemplo, 200 cm3
Controlador digital de presión/volumen
y 1000 cm3 ), y se puede obtener una resolución de hasta
El controlador de presión/volumen descrito en la Sección
0,001 cm3 /paso del motor paso a paso (Menzies 1988). Las
3.4.4 está diseñado para controlar la presión o el volumen
presiones generadas pueden resolverse en 0,2 kPa y
a través del líquido aplicado desde el dispositivo a los
controlarse en 0,5 kPa y variarse en un amplio rango hasta
componentes de la celda triaxial, como (1) la muestra triaxial
64 MPa (Menzies 1988).
en la que la contrapresión o se controla el volumen de la
muestra mientras se mide el otro, (2) la celda triaxial en la
que se controla la presión, y (3) el dispositivo de carga axial
en el que se controla la presión.
4.8.3 Mediciones desde una celda triaxial
Para los casos en los que no sea posible acceder a la
medición del cambio de volumen directamente mediante la
El principio de funcionamiento del controlador digital de
presión/volumen se muestra en la Fig. 4.47
cantidad de agua expulsada o absorbida de la muestra, se
deben realizar mediciones del volumen de la muestra.
husillo de bolas
Motor paso a paso
Presión
y caja de cambios
cilindro
Pistón
Presión
salida
mandos
digitales
± Pasos
circuito
Aire
rodamiento lineal
agua desaireada
Presión
transductor
Retroalimentación analógica
Figura 4.47 Principio de funcionamiento del controlador digital de presión/volumen (según Menzies 1988).
Machine Translated by Google
190 Ensayos Triaxiales de Suelos
Los cambios se pueden realizar midiendo el cambio de
volumen complementario que ocurre en la celda triaxial, o el
en el volumen celular. Esto puede ser posible sólo para
celdas hechas de metales como aluminio y acero inoxidable.
cambio de volumen se puede calcular sobre la base de
mediciones de deformación axial y radial usando los
Las celdas triaxiales con paredes celulares hechas de
métodos discutidos en la sección anterior. El cambio de
la presión y el tiempo de una manera relativamente
plástico acrílico se deslizarán y cambiarán de volumen con
volumen de la celda triaxial representa la imagen especular
impredecible, como se indica esquemáticamente en la figura
del cambio de volumen de la muestra.
4.48, por lo que no se puede confiar en que posean cambios
de volumen predecibles.
Esta técnica puede ser necesaria, por ejemplo (1) para
pruebas en suelos congelados, (2) para pruebas no drenadas
en suelos densos y saturados que tienden a dilatarse en los
la intrusión del pistón consiste en ajustes de volumen
calculados a partir del área de la sección transversal del
La Figura 4.48 también muestra que la corrección para
cuales ocurren cambios de volumen después de que el agua
pistón y la deformación axial medida de la muestra, que
de los poros cavita, (3) para medir cambios de volumen en
representa la longitud de la intrusión del pistón.
pruebas en seco, y (4) para suelos parcialmente saturados,
como en pruebas triaxiales en suelos compactados.
Para ello, el dispositivo de cambio de volumen está
conectado con la entrada a la celda triaxial a través de la
cual se aplica la presión de la celda, y la presión de la celda
se dirige a través del dispositivo de cambio de volumen
como si fuera una contrapresión. La aplicación de esta
técnica requiere que (1) la celda esté completamente llena
de agua, (2) se pueda tener en cuenta el cambio de volumen
de la celda debido a los cambios en la presión de la celda,
(3) la celda no cambie de volumen con el tiempo, y (4)
requiere una corrección por la intrusión del pistón en la celda.
Se puede llenar completamente la celda triaxial con agua
sin atrapar burbujas de aire aplicando el método de CO2
para la saturación de la muestra en la celda. Por lo tanto, el
CO2 gaseoso ingresa lentamente a la celda desde la parte
inferior, empujando así el aire (que es más pesado que el
CO2 gaseoso ) hacia afuera a través del puerto superior de
la celda. A esto le sigue dejar entrar agua desde la parte
inferior, empujando así el CO2 gaseoso hacia afuera a través
del puerto superior, que luego se cierra después de que
haya pasado una cantidad adecuada de agua. Cualquier
pequeña cantidad de CO2 gaseoso que quede en la celda
Celda triaxial del cilindro interior
La mayoría de los problemas analizados anteriormente y
que dan lugar a correcciones necesarias al medir cambios
de volumen desde la celda triaxial se pueden evitar utilizando
una pared de celda cilíndrica interna colocada alrededor de
la muestra, como se muestra en la figura 4.49. La misma
presión actúa sobre la pared interna adicional dentro y fuera
y, en consecuencia, no hay cambio de volumen debido a
cambios de presión o debido a la fluencia con el tiempo. Es
esencial evitar burbujas de aire en el agua y mantener la
saturación total en la celda interna para medir el cambio de
volumen con confianza y correctamente. El nivel de agua de
la celda interna se mide mediante el transductor de presión
diferencial utilizando el principio explicado para el dispositivo
de cambio de volumen en la figura 4.38. Para aumentar el
cambio en la altura del nivel del agua y, por lo tanto, la
resolución de las mediciones de cambio de volumen, la
porción superior de la pared puede ser más estrecha
alrededor del pistón que la porción inferior, como se muestra
en la figura 4.49. La corrección por intrusión del pistón en el
agua de la celda interna es similar a la indicada en la figura
4.48.
se disolverá en el agua que llena la celda. El CO2
El método de saturación de agua se explica con más detalle
en la Sección 6.6.2.
Cualquier celda triaxial cambiará de volumen debido a un
Celda triaxial de doble pared
cambio en la presión de la celda. Si este cambio de volumen
Wheeler (1988) propuso emplear una celda triaxial de doble
pared en la que la celda interna está completamente
es de naturaleza elástica y, por lo tanto, repetible, y si puede
saturada y encerrada en la celda externa.
cuantificarse de manera confiable mediante una calibración
La celda interior está sellada a su propia placa superior y a
adecuada, entonces es posible realizar pruebas con
la placa base común, y la misma presión actúa en las celdas
diferentes presiones de celda y calcular el cambio.
interior y exterior. Esta configuración
Machine Translated by Google
ΔVpistón = ΔApistón ∙ ΔH (> 0
para ΔH > 0)
σcelda
ΔH
ΔVcelda = f (Δσcelda, Δtiempo) (>
0 para Δσcelda > 0) & (≥ 0
para Δtiempo > 0)
ΔVmedidas
+
ΔVmuestra = ΔVmedida + ΔVpistón – ΔVcelda
Figura 4.48 Errores en las mediciones del cambio de volumen de la muestra de una celda triaxial debido a la intrusión del pistón y la
deformación de la pared celular.
Al controlador neumático
Aire
Célula de carga
Nivel de agua
Ariete de carga
en la cámara interior.
celda exterior
Nivel de agua
Celula interior
de referencia
Nivel de agua
en la cámara exterior
Tapa superior
Disco
Línea al
tubo de referencia
poroso grueso
Disco de alto valor
Muestra
de entrada de aire.
Anillo “O”
Pedestal
válvulas
Línea de presión de aire
Transductor de presión diferencial
Figura 4.49 Mediciones de cambio de volumen desde un dispositivo triaxial de cilindro interior. Reproducido de Ng et al. 2002 con
permiso de Canadian Science Publishing.
Machine Translated by Google
192 Ensayos Triaxiales de Suelos
evita el cambio de volumen de la celda interna, y el cambio
inferido del volumen del agua confinada en la celda triaxial.
de volumen de la muestra luego se mide a partir del agua
Normalmente se producen fluctuaciones de temperatura
que sale o ingresa a la celda interna usando un dispositivo
del orden de ±1°C (±2°F) en el laboratorio desde el día
de cambio de volumen convencional como se revisa en la
Sección 4.8.2. Aún es necesaria la corrección de la intrusión
hasta la noche, a menos que se tomen precauciones
del pistón en la celda interior. Tanto Yin (2003) como
unas pocas horas, puede ser necesario considerar
Sivakumar et al.
(2006) evaluaron la precisión de las celdas triaxiales de
correcciones a los cambios de volumen por variaciones
especiales. Por lo tanto, para pruebas que duren más de
de temperatura. Esta corrección es específica del equipo
doble pared y demostraron que se obtuvieron esencialmente
empleado y es posible que se requiera calibración del
los mismos cambios de volumen de las mediciones de las
celdas internas que de las muestras completamente
equipo. Los detalles de dicha calibración fueron demostrados
saturadas. Por lo tanto, se experimentaron errores
(2004).
y discutidos por Stewart y Wong (1985) y por Leong et al.
insignificantes en las mediciones de las celdas internas
durante la consolidación y durante el corte de las muestras.
4.8.4 Mediciones de muestras secas y parcialmente
saturadas
Comparación de técnicas de celda interna y
doble pared.
Laloui et al. llevaron a cabo una comparación de las dos
técnicas . (2006) como se muestra en la Tabla 4.6 para un
dispositivo de celda interna y dos dispositivos de doble pared.
Medición del cambio de volumen de aire.
Es posible medir el cambio de volumen de muestras secas
y algunas parcialmente saturadas midiendo la cantidad de
aire expulsado o aspirado por la muestra. Para medir
correctamente el cambio de volumen, es importante que
todo el aire de la muestra sea de libre acceso y pueda
Efectos de la temperatura
entrar y salir de la muestra. Sin embargo, si la muestra
El cambio de temperatura ambiente durante el período de
contiene burbujas de aire en agua, la muestra
prueba puede afectar los cambios de volumen.
Tabla 4.6 Características del cilindro interior y de las celdas triaxiales de doble pared (modificado según Laloui et al. 2006 con autorización
de Elsevier)
Cilindro interior
Pared doble
Referencia
Deformación instantánea
de 0 a 500kPa
Ng et al. (2002)
500 mm3
Rueda (1988) 700
mm3 (1,75 %)
Adsorción o fluencia de la célula o
membrana a 200 kPa
80 mm3 por semana
(0,09 %)
40 mm3 /°C
150 mm3 por semana
(0,125 %)
70 mm3 /°C
(0,05 %/°C)
(0,07 %/°C)
Variaciones de temperatura
(0,5 %)
Variaciones diarias: alrededor de 2°C
Precisión de la calibración
del desplazamiento del pistón.
Precisión de la calibración del cambio
de volumen aparente
Precisión del sistema de
medición de volumen.
La mejor precisión posible
Yin (2003)
400 mm3 (0,25 %)
—
—
Muy bien
α = 70 mm3
—
Bien
β = ±0,07 %
α = 530 a 950 mm3
—
β = ±0,53 a 0,95 %
Presión diferencial
Precisión del transductor:
α =31,4 mm3
Precisión de la bureta:
Precisión del medidor de
α = 10 mm3
volumen automático
β = ±0,025 %
β = ±0,04 %
α =31,4 mm3
α = 600 a 1020 mm3
β = ±0,04 %
β = ±0,66 a 1,13 %
α y β son los errores absolutos en el cambio de volumen y la deformación volumétrica, respectivamente.
—
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 193
puede cambiar de volumen y las burbujas pueden
sistema de aire a presión constante relativamente simple,
contraerse o expandirse con presiones más altas o más
como se muestra en la figura 4.50. En este aparato, el
bajas resultantes dentro de las burbujas de aire, pero con
volumen de aire proveniente de la muestra triaxial se mide
solo una pequeña cantidad de aire saliendo o entrando a la muestra.
mediante el cambio en el nivel de mercurio, que se ajusta
Por lo tanto, la cantidad de aire medida en la muestra no
para mantener una lectura constante en el manómetro de
es representativa del cambio de volumen de la muestra.
aceite, manteniendo así la presión atmosférica dentro del
Por ejemplo, los suelos compactados pueden tener gran
sistema cerrado de la muestra y el cambio de volumen de
parte del aire presente en burbujas inaccesibles. Sin
aire. dispositivo. La absorción de aire por el aceite y el
embargo, en el lado seco del contenido óptimo de agua, el
mercurio es insignificante, por lo que se minimizan los
errores.
agua puede asentarse sólo en los puntos de contacto de
los granos y el suelo puede ser suficientemente permeable
al aire para que el aire expulsado o absorbido sea
representativo del cambio de volumen de la muestra.
Dado que el aire es muy comprimible, es importante
mantener constantes la presión del aire y la temperatura
mientras se mide el cambio de volumen. Bishop y Henkel
(1962) idearon un
En la figura 4.51 se muestra una versión más sencilla
de este aparato. En este dispositivo el agua sustituye al
mercurio y al aceite. El agua absorbe sólo un poco de aire
y dado que el agua se mantiene a presión atmosférica y
generalmente está en equilibrio con la presión y
temperatura atmosférica circundante, este reemplazo
puede ser aceptable para relativamente
Valor z
Aceite
Aire
yo
z
Bureta
y
X
Mercurio
Desde celular
control de presion
Agua
W.
Figura 4.50 Sistema de aire a presión constante utilizado para medir cambios de volumen en muestras secas (según
Bishop y Henkel 1962).
Machine Translated by Google
194 Ensayos Triaxiales de Suelos
h
I
Aire
Agua
Desde celular
control de presion
a1
a2
Figura 4.51 Medición de los volúmenes de aire y agua expulsados de una muestra parcialmente saturada (según Bishop y
Henkel 1962).
experimentos a corto plazo en suelos secos o
parcialmente saturados. El cambio de volumen se
mide por el cambio en el nivel del agua en la bureta
izquierda mientras se mantiene la presión atmosférica
dentro del sistema cerrado (muestra y dispositivo)
bajando o elevando la bureta derecha.
Laudahn et al. describieron una versión automatizada
de este aparato . (2005) en el que se emplearon
sensores fotoeléctricos y control por computadora
combinados con un controlador de presión/volumen
para mantener constante la presión del aire de poro.
burbuja de agua
Abierto a
atmósfera
aire seco
muestra
En la figura 4.52 se muestra otro dispositivo que
puede usarse para medir cambios de volumen de
muestras de arena seca. Un tubo de propileno de 1/4
Tablero plano y horizontal con graduaciones.
a lo largo del tubo de etileno transparente y rizado
de pulgada de diámetro exterior está enrollado en
forma de caracol, colocado horizontalmente y sujeto a una tabla.
Figura 4.52 Caracol horizontal con un chorro de agua
Un extremo del tubo está conectado a la línea de
para medir el cambio de volumen de aire de una
muestra seca o casi seca.
drenaje de la muestra y el otro extremo está abierto a
la presión atmosférica. En el caso de que este
válvula conectada a un pequeño depósito de agua.
dispositivo se utilice para una prueba triaxial de vacío,
Se marca una escala en el tablero a lo largo del tubo
el extremo abierto se conecta a un regulador de vacío
curvado y se utiliza una calibración de volumen
que aplica el vacío a la muestra. El interior del tubo se
adecuada del tubo para determinar el cambio de
ha hecho repelente al agua enjuagándolo con un
líquido repelente al agua y, justo antes de realizar la
prueba, se deja entrar con cuidado un chorro de agua
en el tubo a través de una válvula de cierre.
volumen. El revestimiento repelente al agua reducirá
la resistencia del agua debido a los meniscos que se
colocan en ambos extremos. El movimiento de la
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 195
El paso de agua se puede seguir en la escala a lo
largo del tubo e indicará el cambio de volumen de la
muestra.
Medición de cambios de volumen de
aire y agua.
lados diametralmente opuestos de la muestra barriendo
con el láser toda la altura de la muestra mediante un
sistema láser sin contacto montado fuera de la celda
triaxial.
Comparación de varios métodos de medición
del cambio de volumen.
Los cambios de volumen del aire y del agua de una
Laloui et al. (2006) compararon tres técnicas diferentes
muestra parcialmente saturada se pueden medir
separando el aire del agua y midiendo los dos fluidos
para medir el cambio de volumen de muestras
por separado usando dispositivos apropiados como se
parcialmente saturadas: (a) mediciones de líquido
celular; (b) mediciones del volumen aire­agua; y (c)
discutió anteriormente. Para este propósito se utiliza
una piedra porosa estándar en la tapa y una piedra
mediciones directas de las muestras.
La Tabla 4.7 muestra la comparación de estos tres
porosa de alta entrada de aire en la base.
métodos principales de medición.
Alternativamente, el cambio de volumen de una
muestra parcialmente saturada se puede medir
mediante controladores digitales de presión­volumen
4.9 Medición de carga axial
como se muestra en la figura 4.53. El cambio de
volumen total se obtiene sumando las mediciones de los dos dispositivos.
4.9.1 Transductores de fuerza mecánicos
Fotografía y procesamiento de imágenes.
Las celdas de carga se utilizan para medir la fuerza
Utilizando los métodos discutidos para la medición de
deformaciones lineales, incluido el seguimiento de
video y la fotografía, Rifa'i et al. también determinaron
el cambio de volumen a partir del procesamiento de
imágenes . (2002) y Gachet et al. (2007).
axial transmitida a la muestra en una prueba triaxial.
Cuando la celda de carga se calibra y mantiene
adecuadamente, proporciona mediciones precisas y
confiables de la carga axial. Se han empleado
Otros principios del cambio de volumen.
mediciones
Romero et al. (1997) determinaron el cambio de
volumen utilizando una técnica láser en la que se
midieron las deformaciones radiales en dos
Presióndel aire y
controlador de volumen
Circuito de aire
Tubo de PVC ø 4 mm
A la celda triaxial
Tubo de PVC ø 8 mm
Interfaz agua­aire
Mezcla de aire y agua.
controlador de presión y volumen
Circuito de agua
diferentes principios de diseño con las celdas de carga
de galgas extensométricas adheridas que ofrecen
precisiones de 0,03 a 0,25 % de la respuesta de escala
completa. Las celdas de carga con galgas
extensométricas son relativamente simples y
económicas y pueden fabricarse “internamente” para
adaptarse a una aplicación particular con excelentes resultados.
Otros principios para medir cargas axiales incluyen
el uso de un anillo de prueba. Un anillo de prueba
debe deformarse para medir una carga, lo que puede
convertirse en un problema con respecto a la rigidez
del sistema de medición de carga. Por esta razón, se
pueden utilizar dos anillos de prueba anidados, de
modo que cuando el anillo exterior (más grande y más
flexible) se haya deformado más allá de una cantidad
especificada, el interior (más pequeño y más rígido) se enganche.
Se puede emplear una celda de carga hidráulica en
la que la fuerza a medir se aplica a un pistón que
provoca un cambio en la presión en el fluido de la
celda interna, que se mide.
Para reducir la fricción a lo largo del pistón, la celda de
Figura 4.53 Dispositivo con controlador de volumen de
carga hidráulica puede estar provista de un diafragma
aire y controlador de volumen mixto aire­agua.
Reproducido de Laloui et al. 2006 con autorización de Elsevier. rodante. La presión en el fluido aumenta.
Machine Translated by Google
Tabla 4.7 Comparación de tres métodos de medición del cambio de volumen para suelos parcialmente saturados (modificado según Laloui et al. 2006
con autorización de Elsevier)
tipo de dispositivo
Limitaciones
Ventajas
errores absolutos en
ΔV (α) y εv (β)
Método (a): mediciones del líquido celular
Celda triaxial estándar
(a1)
Cilindro interior
(a2)
Uso de celda estándar,
sin modificaciones
Método indirecto, que implica un
α = ±0,45 cm3
largo proceso de calibración.
Minimiza o fuertemente
Método indirecto, que implica un
β = ±0,22%
α = ±0,21 cm3
disminuye los no deseados
proceso de calibración.
Vspec = 100 cm3 :
α = ±0,1 cm3
medida que se impone la
β = ±0,1%
presión de confinamiento
en ambos lados de la pared interior.
Celda de doble
pared
(a3)
Igual que (a2)
Permite continuo
β = ±0,08%
Bishop y Donald (1961):
Cambios volumétricos
observados con (a1) a
Método indirecto, que implica un
proceso de calibración.
mediciones
Para muestras de 100 cm3 :
α = ±0,6 a 1,02 cm3
β = ±0,6 a 1,0 %
dependiendo de la celda.
Se cree que la precisión
global promedio es mejor
Método (b): mediciones del volumen aire­agua
Controlador
lleno de aire
Medición directa o imposición
del volumen de aire.
(b1)
El volumen de aire está
β = ±1,1%
influenciado por la
+Fuga de aire continua de 2­3
temperatura y la presión atmosférica.
Controlador lleno de
agua y aire mixto
(b2)
Igual que (b1)
Minimiza el volumen de aire y los
α = ±2,2 cm3
fuertemente
Fuga de aire indetectable
Igual que (b1), pero menos
importante
posibles errores.
cm3 /día
α = ±2,2 cm3
β = ±0,11%
+Fuga de aire continua de 0,2
cm3 /día
Método (c): mediciones directas sobre las muestras.
Captor de efecto Hall
con mediciones
de
deformación radial
Medición directa sobre muestra
Concebido para mediciones de
Permite mediciones
Problemas de precisión para
—
deformación pequeñas
continuas
(c1)
Muestras en forma de barril
equipadas con una sola galga
extensométrica radial.
Montar o sellar el
transductor en la
muestra es bastante delicado y
requiere una muestra
inicialmente bastante rígida.
tecnica laser
(c2)
Mediciones directas,
continuas y sin
contacto.
Altos costos y largo
proceso de calibración.
Estimación basada en
Romero et al. (1997):
β = ±0,007%
Medición de todo el perfil de
la muestra.
Posible medición alrededor de la
muestra.
Procesamiento de imágenes
(c3)
Mediciones directas y sin
contacto.
Medición de todo el perfil de
la muestra.
Proceso de calibración
controlado por computadora
No válido para muestras
asimétricas cuando se utiliza
una sola cámara.
α = ±0,25 cm3
β = ±0,1%
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 197
linealmente con la fuerza aplicada y se mide con un
transductor de presión. Los transductores de presión se
analizan en la Sección 4.10. Sin embargo, la celda de
carga con galga extensométrica eléctrica es la que se
emplea con mayor frecuencia.
4.9.2 Principio de funcionamiento de las células de carga
en la figura 4.7. Cuando se aplica una fuerza a la celda de
carga, las galgas extensométricas cambian su resistencia
eléctrica en proporción a la fuerza, como se explica en la
Sección 4.4.1. La aplicación de un voltaje de excitación
constante, como se muestra en la figura 4.7, produce una
señal eléctrica en proporción a la fuerza aplicada a la celda
de carga.
de galgas extensométricas
4.9.3 Sensores primarios
Las galgas extensométricas eléctricas están unidas al
sensor primario (consulte la Sección 4.4.1), que se deforma
El sensor primario al que están conectados los cuatro
cuando se aplica una carga. Por lo tanto, la celda de carga
medidores extensométricos puede deformarse al doblarse,
estira las galgas extensométricas, lo que en consecuencia
cortarse o comprimirse o tensarse directamente. La figura
cambia las resistencias. Con mayor frecuencia se emplean
4.54 muestra diferentes diseños de celdas de fuerza axial.
cuatro galgas extensométricas conectadas en un puente
La acción de la viga de flexión, el anillo de prueba y el
de Wheatstone para obtener la máxima sensibilidad y
diseño de panqueque o diafragma rotacionalmente
compensación de temperatura. Dos de los medidores
simétrico se indican en la figura 4.54(a), (b) y (c),
están en tensión y los otros dos en compresión, como se muestra
respectivamente. Las galgas extensométricas son
(a)
(b)
Compresión
Tensión
(C)
Tensión
Compresión
(d)
Tensión
Compresión
(F)
(mi)
Compresión
Tensión
Compresión
Tensión
Figura 4.54 Diseños de celdas de carga: (a) viga doblada; (b) anillo de prueba; (c) diafragma o panqueque rotacionalmente
simétrico; (d) viga S; (e) tensión directa o columna/recipiente; y (f) helicoidal.
Machine Translated by Google
198 Ensayos Triaxiales de Suelos
unidos, dos y dos, en los puntos de tensión y compresión y
en la configuración triaxial, como fuera de la celda, dentro de
conectados para formar un puente de Wheatstone.
la celda encima de la tapa, en la tapa o debajo de la base,
como se analiza en la Sección 3.1.1.
La figura 4.54(d) muestra un diseño de viga de corte en el
que las galgas extensométricas están unidas con una
El Apéndice B proporciona especificaciones de diseño y
inclinación de 45° en lados opuestos de una red delgada que
tablas para el diseño personalizado de celdas de carga de
diafragma.
se deforma en corte uniforme bajo una fuerza aplicada. En
estas inclinaciones las deformaciones están en compresión o
inoxidable, aluminio y cobre berilio. Este último tiene una
en tensión como se indica en el diagrama. El diseño de viga
relación tensión­deformación muy lineal y a menudo se
de corte se emplea en una celda de carga de viga en “S”
emplea en celdas de carga de alta calidad y otros dispositivos
Los materiales para las células de carga suelen ser acero
utilizada para compresión o tensión, como se indica en la
de medición, como calibres de pinza.
figura 4.54(d).
La celda de carga de tensión directa o columna/recipiente
Las propiedades de estos metales se dan en el Apéndice B.
que se muestra en la figura 4.54(e) emplea dos galgas
extensométricas de compresión en la dirección longitudinal y
dos galgas extensométricas de tensión montadas en la
dirección transversal. La sección transversal de la columna
4.9.5 Capacidad de carga y
protección contra sobrecargas
puede ser cuadrada, circular o circular con secciones sobre
Al elegir una celda de carga, se deben considerar dos
las que montar las galgas extensométricas. La columna con
condiciones al determinar la capacidad de la celda de carga.
Por un lado, la capacidad debe coincidir con la carga máxima
las galgas extensométricas y el cableado puede protegerse
dentro de una funda tubular, como se muestra en la figura 4.54(e). prevista en la situación dada, de modo que se utilice todo el
La celda de carga de resorte helicoidal que se muestra en
la figura 4.54(f) maneja cargas excéntricas mejor que la celda
rango de la celda de carga, produciendo así las mediciones
de carga de compresión directa, porque depende de la acción
carga a medir puede ser mayor de lo previsto, por lo que se
del resorte en la que el momento de torsión en la bobina
deberá añadir alguna capacidad adicional. Si bien algunas
más precisas posibles con el equipo dado. Por otro lado, la
equilibra la fuerza axial. La carga fuera del eje tiene poco
celdas de carga están diseñadas con capacidad de
efecto sobre la compresión del resorte y, por lo tanto, la
sobrecarga, es decir, tienen capacidad adicional y, por lo
excentricidad de la carga no es importante para medir la
tanto, pueden cargarse más allá de su capacidad nominal sin
fuerza axial. Las galgas extensométricas se montan en el
sufrir daños, es prudente disponer de una capacidad más allá
resorte como se indica en la figura 4.54(f).
de la carga máxima anticipada en una situación determinada.
Cada uno de estos tipos de celdas de carga puede
equiparse con orificios centrales con roscas para unir el
Se recomienda que la carga máxima prevista sea de alrededor
del 75% de la capacidad nominal de la celda de carga.
pistón, de modo que se puedan aplicar y medir tanto la
compresión como la tensión axial, como se analiza en la
Sección 3.3.
Las celdas de carga más convenientes para pruebas
triaxiales son la celda de carga de diafragma o tipo panqueque
y la celda de carga de viga “S”. El primer tipo de celda de
Para evitar daños a la celda de carga, es posible diseñarla
carga es adecuado para construir en la tapa o colocar debajo
con protección contra sobrecarga.
de la base, mientras que la celda de carga de viga "S" no es
Si bien es difícil disponer de protección contra sobrecargas
adecuada para construir en la tapa o colocar debajo de la
para las celdas de carga de viga "S", las celdas de carga de
base.
diafragma pueden protegerse contra sobrecargas en
compresión y/o tensión. Esto se hace calculando la deflexión
4.9.4 Fabricación de células de carga de diafragma.
Si bien la mayoría de los tipos de celdas de carga están
disponibles comercialmente, la celda de carga tipo diafragma
se puede fabricar “internamente” para caber en cualquier lugar.
con la carga máxima y luego evitando que el diafragma se
desvíe más allá de esta distancia. Los detalles de los diseños
correspondientes se analizan en el Apéndice B.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 199
4.10 Medición de presión
Las presiones que se medirán en una prueba triaxial
incluyen la presión de celda y la presión de poro.
4.10.1 Medición de la presión de la celda
La presión de la celda puede ser suministrada por presión
de aire regulada, que luego puede convertirse en presión
de fluido antes de ingresar a la celda triaxial.
Debido a la gran cantidad de aire o fluido presurizado
disponible, se puede considerar que el sistema está
abierto y el dispositivo de medición de presión se puede
elegir sin tener en cuenta el volumen requerido para
deformar el sensor primario.
Por lo tanto, para medir la presión se puede utilizar un
manómetro de tubo en U o un manómetro de Bourdon,
que requieren volúmenes considerables de aire o fluido
para ser activados. Sin embargo, la presión de la celda
también puede medirse más convenientemente mediante
un transductor de presión, como se analiza más adelante.
4.10.2 Medición de la presión de poro
Es difícil medir la presión de poro en una prueba sin
drenaje, porque el cambio de volumen requerido para
activar el sensor primario debe ser lo más pequeño posible
para minimizar el cambio resultante en la presión de poro.
Si agua esencialmente incompresible llena los poros de
la muestra, la presión de los poros disminuirá a medida
que parte del agua salga de la muestra para activar el
dispositivo de medición de presión; sin embargo, la caída
en la presión de poros también depende de la
compresibilidad del suelo, como se analiza en detalle en
la Sección 6.4.
Es posible medir la presión de poro usando un manómetro
o un medidor de Bourdon involucrando un indicador nulo
en el proceso, como se muestra en la figura 4.55 (Bishop
y Henkel 1962). Esto requiere otro dispositivo de control,
como un control de tornillo, como también se muestra en
la figura 4.55(a), y requiere la atención constante de un
operador para ajustar el control de tornillo y leer el
manómetro. Si bien un sistema de este tipo puede
automatizarse mediante métodos modernos, como indican
Laudahn et al. (2005), hoy en día no se utiliza con
frecuencia porque puede sustituirse por un transductor de
presión eléctrico cerrado (sin salida).
que mantiene automáticamente las condiciones sin
drenaje mientras se mide la presión de poro.
Por tanto, se puede utilizar un transductor de presión
para medir con precisión la presión de poro sin alterar
significativamente su magnitud. Se requieren cambios de
volumen muy pequeños para activar el sensor primario
para un cambio de presión determinado.
En este sentido, la flexibilidad del volumen es la medida
relevante del transductor de presión.
Cuanto más rígido sea el transductor de presión, mejor,
pero la resolución de la respuesta también disminuye al
aumentar la rigidez. Dado que la flexibilidad del volumen
rara vez es un atributo importante para un transductor de
presión, los fabricantes no suelen proporcionar información
sobre esta propiedad. Esto se debe a que los transductores
de presión tienen muchas aplicaciones en la industria
más allá de la mecánica de suelos.
El sensor principal en la mayoría de los transductores
de presión es un diafragma que se desvía en respuesta a
una presión diferencial entre sus dos lados.
Por tanto, todos los transductores son, en principio,
transductores diferenciales. Se aplica una presión de
referencia a un lado y la presión a medir se aplica al otro
lado. Por tanto, la presión de referencia puede ser la
presión atmosférica, en cuyo caso la presión se denomina
presión manométrica, es decir, la presión manométrica se
define con respecto a las condiciones atmosféricas. Esto
se logra dejando el lado de baja presión abierto a la
atmósfera. La presión de referencia también puede ser el
vacío, en cuyo caso la presión medida se denomina
presión absoluta. Esto se puede lograr empleando una
referencia de vacío sellada en el lado de baja presión.
La designación del transductor de presión a menudo
viene dada por la presión de referencia (manométrica o
absoluta) indicada por las unidades de presión seguidas
de una "g" (p. ej., "psig", que significa libras por pulgada
cuadrada manométrica) o de una "a" ( ej., “psia”, que
significa libras por pulgada cuadrada en términos absolutos).
Si el transductor es tal que se pueden dirigir activamente
dos presiones diferentes a los dos lados del diafragma,
entonces dicho transductor puede usarse para medir la
presión efectiva directamente aplicando la presión de poro
en un lado (como presión de referencia) y el otro. presión
celular en el otro lado.
Machine Translated by Google
(a)
Manómetro d
Tubo de cobre flexible
lleno de agua.
F
b
C
Agua
Bureta
Mercurio
a
tubo capilar de vidrio
Agua
Control de tornillo e
(b)
válvula f
tubo capilar de vidrio
Agua
Mercurio
Agua
Al manómetro y al
control de tornillo
válvula una
tubo de cobre flexible
Figura 4.55 (a) Disposición original para el método nulo de medición de la presión de poro y (b) indicador nulo
modificado para la medición de la presión de poro (según Bishop y Henkel 1962).
Machine Translated by Google
Instrumentación, Mediciones y Control 201
4.10.3 Principios de funcionamiento de los
transductores de presión.
Los transductores de presión difieren en los principios
operativos empleados para medir la deflexión del diafragma.
A continuación se revisan los principios más comunes
utilizados en los transductores de presión empleados para
pruebas triaxiales.
Transductores de presión extensométrica
Los transductores de presión de tipo galga extensométrica
puede ser mayor de lo previsto, por lo que se debe agregar
algo de capacidad adicional. Si bien algunos transductores
de presión están diseñados con protección contra
sobrepresión, es decir, tienen capacidad adicional,
generalmente del orden del 50 al 200 %, y por lo tanto
pueden presurizarse más allá de su capacidad nominal sin
sufrir daños, puede ser prudente disponer de una capacidad
más allá de su capacidad nominal. la presión máxima
prevista en una situación dada. Por otro lado, dado que la
presión de la celda suele ser la variable independiente, es
decir, se determina a priori y representa la presión más alta
se emplean ampliamente en pruebas triaxiales. Se pega
a la que estará expuesto el transductor, puede ser posible
una galga extensométrica de lámina circular ya conectada
emplear presiones cercanas al 100% de la capacidad
en un puente de Wheatstone completo a la parte posterior
nominal. del transductor de presión.
del diafragma, como se muestra en la figura 4.9(a), o se
conecta con galgas extensométricas no adheridas, como
se muestra en la figura 4.9(b).
Manómetros de reluctancia
4.11 Especificaciones para instrumentos
El principio de reluctancia se utiliza en transductores de
presión en los que la desviación del diafragma cambia la
Los instrumentos, cuyos principios de operación se revisan
anteriormente, son los que se emplean con mayor frecuencia
reluctancia, es decir, la resistencia al flujo magnético en el
en equipos para ensayos triaxiales de suelos. En ocasiones,
es posible que se requieran transductores e instrumentos
circuito eléctrico.
Los transductores de presión basados en el principio de
adicionales con otros principios operativos para
reluctancia tienen señales de salida muy altas, pero
procedimientos de prueba específicos. Sin embargo, aquí
requieren voltaje CA para su excitación.
no se revisará ninguna otra instrumentación.
4.10.4 Fabricación de transductores de presión.
Debido a las complicaciones que implican y a la precisión
Para proporcionar una idea sobre las especificaciones
de los instrumentos eléctricos, que pueden ser necesarias
para garantizar la calidad adecuada de los datos de prueba
requerida de los transductores de presión, son difíciles de
triaxiales, las características de rendimiento mínimas
fabricar “internamente”. En particular, la fijación de galgas
propuestas para los transductores que se pueden comprar
extensométricas al interior de los diafragmas presenta un
de forma regular se enumeran en la Tabla 4.1.
obstáculo para producir transductores de presión de alta
Se enumeran especificaciones para transductores de carga,
calidad.
transductores de desplazamiento (LVDT) y transductores
de presión de poro. En la Tabla 4.5 se enumeran
4.10.5 Capacidad de presión y protección contra
sobrepresión
especificaciones propuestas similares para dispositivos de
cambio de volumen. Los valores dados en las Tablas 4.3 y
4.4 son los que serían deseables en condiciones ideales.
De manera similar a las celdas de carga, se deben
Es posible que no sean necesarios para todas las pruebas
considerar dos condiciones cuando se determina la
capacidad del transductor de presión. Por un lado, la
triaxiales, y pueden resultar algo restrictivos y limitar la
elección y disponibilidad de instrumentos de diferentes
capacidad debe coincidir con la presión máxima prevista en
fabricantes. Sin embargo, estas especificaciones
la situación dada, de modo que se utilice todo el rango del
proporcionan pautas sobre las capacidades y los órdenes
transductor de presión, produciendo así las mediciones
de magnitud de precisión que están disponibles y pueden
más precisas posibles con el equipo dado.
obtenerse de los fabricantes de instrumentos.
Por otro lado, la presión a medir.
Machine Translated by Google
202 Ensayos Triaxiales de Suelos
4.12 Factores en la selección de
instrumentos
que a su vez pueden funcionar mal. Por lo tanto, se requieren
muchos más dispositivos para funcionar correctamente
cuando se utilizan sistemas de medición avanzados. Además,
Varios factores influyen en la selección de instrumentos de
algunos de los instrumentos pueden estar ubicados dentro
medición. A continuación se proporciona una lista de
de la celda triaxial donde no se pueden alcanzar, reposicionar
consideraciones con algunos comentarios:
ni reparar durante la prueba.
1. ¿Me miden la cantidad física? (p. ej., fuerza, presión,
deformación)
2. ¿Naturaleza de la medición? (estabilidad estática, dinámica
y a largo plazo del instrumento)
3. ¿Efecto del instrumento sobre el proceso físico? (señal
máxima para interferencia mínima)
4. ¿Entorno para el instrumento? (agua, humedad, presión,
temperatura, vibraciones, golpes, campo magnético que
perturbe las mediciones, ¿se puede verificar la calibración
después de la instalación?)
5. ¿Límites del instrumento? (rango máximo, sensibilidad,
etc. – consulte la Sección 4.5)
6. ¿Compatibilidad con equipos existentes? (espacio para
equipos, ¿hay equipos de lectura disponibles para LVDT?,
etc.)
7. ¿Costo, disponibilidad, garantía, instalaciones de servicio
cercanas?
8. ¿Experiencia pasada?
Por tanto, es prudente considerar instrumentación
redundante de los procesos físicos a medir. Por ejemplo, un
LVDT puede funcionar en paralelo con un comparador, como
se muestra en la figura 4.56.
De manera similar, el comparador puede permanecer en el
anillo de prueba después de que se le hayan conectado
galgas extensométricas o un LVDT. Se pueden aplicar
instrumentos dentro de la celda triaxial para medir las
deformaciones verticales y horizontales. Luego se pueden
realizar mediciones redundantes utilizando sistemas de
medición convencionales, como un comparador de
deformación vertical o LVDT y un dispositivo de cambio de
volumen fuera de la celda. Todos estos pueden ser
dispositivos eléctricos.
También es importante anotar y registrar el tiempo
ocasionalmente durante una prueba triaxial, porque la
deformación vertical se puede verificar dos veces en función
de la velocidad de deformación empleada, y cualquier fuga
en la membrana que se desarrolle durante la prueba se
puede calibrar en el final de la prueba y esta calibración
4.13 Redundancia de medición
puede usarse para corregir
Debido a que los instrumentos pueden fallar durante una
prueba, es prudente tener capacidades redundantes en
tantas estaciones de instrumentos como sea posible.
Los dispositivos mecánicos como los medidores de cuadrante,
los manómetros de tubo Bourdon y los anillos de prueba son
resistentes y funcionan de manera constante durante largos
períodos de tiempo. Sin embargo, requieren un registro de
datos manual. Los dispositivos eléctricos suelen ser más
precisos, más cómodos de aplicar, más fáciles de leer cuando
cuentan con dispositivos de lectura digital y pueden usarse
para el registro automático de datos. Sin embargo, los
instrumentos eléctricos suelen ser más sensibles a la
manipulación mecánica y otros efectos ambientales (agua,
golpes, etc.) y, en consecuencia, son más propensos a fallar
durante una prueba que los dispositivos mecánicos. Además,
su funcionamiento depende de su correcta conexión a
dispositivos de lectura como voltímetros, registradores de
datos y ordenadores.
Figura 4.56 Comparador de cuadrante con LVDT montado
en su parte posterior. Reproducido de Berre 1982 con
autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 203
el cambio de volumen después de que se desarrolló la fuga.
este rango daría como resultado una relación no lineal y
Por tanto, existen muchas formas de realizar mediciones
redundantes.
un cálculo incorrecto de la carga fuera de este rango.
Sin embargo, es posible calcular la carga fuera del rango
4.14 Calibración de instrumentos
lineal del instrumento, pero esto requiere que se conozcan
los valores de salida reales, no sólo el cambio en estos
valores. Utilizando la salida real referida al valor nulo, el
El Instituto Nacional de Estándares y Tecnología (NIST) en
desplazamiento se puede determinar simplemente siguiendo
Gaithersburg, MD, EE. UU. proporciona los estándares
la relación no lineal.
primarios con los cuales calibrar dispositivos de deformación
lineal, celdas de carga y transductores de presión, y este
Sin embargo, el uso de cualquier instrumento en el rango
Instituto calibrará dichos dispositivos pagando una tarifa.
Los estándares calibrados por el NIST se pueden emplear
no lineal solo debe realizarse en casos excepcionales, por
como estándares secundarios con los que se pueden
mucho mayor de lo previsto y no es posible restablecer o
calibrar los dispositivos de medición de laboratorio.
cambiar el instrumento sin interrumpir el experimento.
Sin embargo, dada la dispersión de las propiedades de las
ejemplo, en un caso en el que la carga hasta el fallo es
A continuación se revisan los métodos de calibración de
muestras de suelo, ya sea de campo o producidas en el
dispositivos para medir la deformación lineal, el cambio de
laboratorio, tal calibración puede no ser necesaria para la
volumen, la carga y la presión.
mayoría de los propósitos prácticos de los ensayos triaxiales.
El proceso de calibración relaciona la magnitud de salida
de un sistema de medición con la magnitud de una entrada
conocida. Esto requiere estándares secundarios conocidos
4.14.1 Calibración de dispositivos de deformación
lineal.
La calibración de dispositivos de deformación lineal, como
con precisiones conocidas.
calibres de clip, LVDT y otros dispositivos revisados en la
Luego, la relación de calibración se invierte para expresar
Sección 4.7, se realiza mejor en una configuración de
la magnitud de entrada desconocida (por ejemplo, en
calibración como se muestra en la Fig. 4.57. En este banco
newtons, N) como una función de la magnitud de salida del
de calibración, una parte del dispositivo de medición de la
sistema (por ejemplo, en milivoltios, mV). Si el instrumento
deformación (la bobina del LVDT que se muestra en la
tiene una relación de calibración lineal, por ejemplo en N/
figura 4.57) se sujeta a un poste y la otra parte (el núcleo
del LVDT) se fija al extremo de un tornillo micrométrico.
mV, entonces esta constante de calibración se emplea
multiplicando la carga medida en milivoltios por la constante
de calibración para obtener la carga en newtons.
ocupado por otro puesto. Mover el tornillo micrométrico en
incrementos de cantidades conocidas, empujando o tirando
así del núcleo.
Se recomienda repetir el procedimiento de calibración
varias veces y utilizar la respuesta promedio de estas varias
calibraciones para obtener la mejor constante de calibración
posible para el instrumento. La calibración también debe
incluir valores medidos durante las entradas crecientes y
decrecientes para comprobar si hay histéresis.
Las calibraciones de la mayoría de los instrumentos son
lineales y, por lo tanto, se puede establecer una única
constante de calibración (por ejemplo, en N/mV para una
celda de carga) como se indicó anteriormente. Es importante
conocer el rango dentro del cual la relación de calibración
permanece lineal, porque exceder
Figura 4.57 Configuración para la calibración de un par de LVDT
usando tornillos micrométricos.
Machine Translated by Google
204 Ensayos Triaxiales de Suelos
con respecto a la bobina y medir los cambios resultantes
en la salida del LVDT produce una relación entre la
entrada (el desplazamiento del núcleo con respecto a la
bobina) y la salida (el cambio en la señal eléctrica, por
ejemplo, en mV).
La distancia entre los dos postes en el banco de
calibración que se muestra en la Fig. 4.57 se puede
cambiar para acomodar LVDT con diferentes rangos
moviendo uno de los postes a una posición diferente,
como lo indican los orificios para tornillos en la base.
El banco de calibración también se puede utilizar para
calibrar medidores de clip, medidores de proximidad,
medidores de inclinómetro y medidores de efecto Hall
modificando adecuadamente los postes para sostener
estos dispositivos y colocando el banco en posición vertical
cuando sea necesario.
4.14.3 Calibración de dispositivos de carga axial.
El método más preciso para calibrar un anillo de prueba o
una celda de carga eléctrica es mediante el uso de pesos
muertos. Para este propósito se puede emplear un yugo
como se muestra en la figura 4.59. Comenzar con una
carga cero en el dispositivo seguido de incrementos de
carga correspondientes a los pesos disponibles en el
laboratorio y registrar la salida produce una relación entre
la carga y la respuesta a partir de la cual se puede
determinar una relación de calibración. El peso de cada
peso muerto debe conocerse con cierta precisión.
Si bien este método es el más confiable, es relativamente
limitado debido al límite de cargas que se pueden aplicar
al dispositivo. Se pueden lograr cargas más altas utilizando
una máquina de carga hidráulica que haya sido calibrada
según un estándar determinado. Un estándar secundario
de este tipo puede ser el mejor dispositivo disponible para
producir cargas más altas mediante las cuales calibrar
anillos de prueba y celdas de carga.
4.14.2 Calibración de dispositivos de
cambio de volumen
La mejor manera de calibrar los dispositivos de cambio de volumen
es dejar que el dispositivo expulse el agua a un pequeño vaso de
precipitados, que se coloca sobre una escala sensible, como se
muestra en la figura 4.58. Como 1 g de agua tiene un volumen de 1, cm3
el cambio de volumen se determina con mayor precisión
pesando la cantidad de agua expulsada.
Luego se establece la relación entre la respuesta visible o
la salida del dispositivo de cambio de volumen y la
cantidad de cambio de volumen medida por el agua
expulsada. Si se requiere una calibración más precisa,
se puede utilizar la relación entre el peso y el volumen del
agua en función de la temperatura (que figura en las
tablas de la mayoría de los libros de texto universitarios).
Las relaciones lineales, que permiten establecer constantes
de calibración únicas, se obtienen de la mayoría de los
dispositivos de cambio de volumen.
Volumen
Vaso para recoger
cambiar
y pesar agua
dispositivo
45,6 gramos
Escala
Figura 4.58 Calibración del dispositivo de cambio de volumen
midiendo el peso del agua expulsada.
4.14.4 Calibración de manómetros y transductores
Los manómetros y los transductores de presión se pueden
calibrar mediante un probador de peso muerto, como se
muestra en la figura 4.60 o conectándolos a un dispositivo
de calibración estándar de laboratorio secundario, como
se indica en la figura 4.61. Si bien el estándar secundario
puede ser menos preciso que el probador de peso muerto
o el estándar primario proporcionado y rastreable por el
NIST, proporciona un medio más conveniente para calibrar
otros instrumentos.
El probador de peso muerto consta de un pistón con un
área de sección transversal conocida, A, que encaja en
un depósito de cilindro lleno de aceite hidráulico.
El pistón está equipado con una plataforma sobre la cual
se colocan pesos muertos conocidos, W, para crear una
presión conocida, P, en el depósito (P = W/A).
El transductor de presión a calibrar está conectado a una
rama del depósito de fluido.
Luego, la plataforma se carga en incrementos con pesos
muertos, creando así presiones conocidas en el fluido y
se registran las respuestas correspondientes del
transductor de presión. El pistón está hecho para encajar
con precisión en
Machine Translated by Google
Yugo
Anillo de prueba o
celda de carga eléctrica
Reloj comparador
a calibrar.
Mesa
peso muerto
Figura 4.59 Calibración del dispositivo de medición de carga mediante pesos muertos.
peso muerto
Calibre a
calibrar
Pistón primario
Tornillo
Líquido
Pistón
secundario (bombeo)
Cilindro de
depósito
Figura 4.60 Calibración de manómetro mediante conexión a un probador de peso muerto.
Cables
eléctricos
Estándar de presión
secundaria
Presión de aire
Transductor
regulada
de presión a
calibrar
Figura 4.61 Calibración de un manómetro o transductor de presión mediante la conexión a una fuente de presión común y un estándar de
presión secundario.
Machine Translated by Google
206 Ensayos Triaxiales de Suelos
el buje con una tolerancia muy pequeña, permitiendo así que
Los cambios de volumen deben registrarse primero, porque
una pequeña cantidad de aceite se filtre y proporcione
lubricación. Para reducir a cero la fricción vertical alrededor
entran en el cálculo de la relación cruzada.
área de sección, que a su vez se utiliza para calcular la
del pistón, se puede girar el pistón alrededor de su eje vertical.
tensión desviadora. Así, resulta práctico registrar las medidas
como se indica en la siguiente secuencia: ΔH, ΔV, F, a partir
Una vez que se dispone de un estándar de presión
secundario, se puede conectar a una fuente de presión
de la cual se calculan las siguientes cantidades: ε1 , εv , A,
común y con conexión paralela al dispositivo de presión que
(σ1 −σ3 ), σ1 /σ3 .
Para un ensayo triaxial sin drenaje, la secuencia más práctica
se va a calibrar, como se muestra en la figura 4.61. La fuente
de registros es la siguiente: ΔH, F, Δu, y las cantidades
de presión puede ser la línea de presión de aire de la casa o
importantes se calculan en la siguiente secuencia: ε1 , A, (σ1
una botella con gas comprimido. El patrón de presión
secundario puede ser un manómetro previamente calibrado.
−σ3 ), σ3 , σ1 /σ3 '.
Además, todas las hojas de datos deben tener espacio
Al regular la presión en incrementos y registrar las respuestas
para notas donde se puedan registrar anomalías, sucesos
simultáneas del estándar de presión secundario y del
extraños y errores de procedimiento. Esto también se aplica
transductor de presión, se puede establecer una relación de
a los sistemas computarizados.
calibración.
Tenga en cuenta que es de primordial importancia que las
calibraciones de las celdas de carga y los anillos de prueba
4.15.2 Registro de datos por computadora
El registro de datos también se puede realizar automáticamente
se correspondan con las calibraciones de los transductores y
mediante una computadora. Esto requiere que la
manómetros de presión, de modo que las presiones
instrumentación proporcione señales eléctricas de cada uno
determinadas a partir de los dispositivos de medición de
carga y las áreas de la sección transversal sean consistentes
de los cuatro componentes clave de la configuración triaxial.
con las presiones medidas por los transductores y manómetros
axial con mediciones de velocidad del motor paso a paso: (2)
de presión. .
la celda triaxial con mediciones de presión de celda; (3) las
medidas de deformación axial; y (4) las medidas de cambio
4.15 Adquisición de datos
puede monitorearse continuamente y proporcionar información
Los cuatro componentes clave son: (1) el marco de carga
de presión/volumen de poro. Cada uno de estos componentes
para el cálculo de la tensión­deformación y el cambio de
El registro de datos se puede realizar manualmente, mediante
volumen o las relaciones de presión de poro.
un registrador de datos o mediante una computadora. El
registro manual de mediciones de instrumentos está siendo
reemplazado cada vez más por el registro automático de
datos por computadora a partir de instrumentos eléctricos. La
4.16 Control de prueba
Figura 4.62 muestra un diagrama esquemático de un sistema
de adquisición de datos adecuado para pruebas triaxiales.
El control de las pruebas a menudo se puede realizar con
Existen varios requisitos para el rendimiento satisfactorio de
modificaciones mínimas del equipo existente.
dicho sistema. Estos han sido discutidos por Silver (1979).
Requiere control de la carga axial, presiones de celda y poro
y/o cambios de volumen, así como deformaciones axiales.
4.15.1 Registro de datos manual
Lo más práctico es registrar los datos medidos en una
4.16.1 Control de carga, presión y
deformaciones
secuencia que haga conveniente realizar los cálculos
posteriormente. Por lo tanto, para una prueba triaxial drenada
Para el control se pueden utilizar los tipos de dispositivos de
realizada con presión de confinamiento constante, las
medición eléctricos analizados anteriormente. Esto requiere
deformaciones lineales y
un marco de carga o un Bishop­Wesley
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 207
Aparato experimental
Instalación central
Papel
Digital
leer
Célula de carga
Cinta
LVDT
PWP
Amplifica
Bajo
nivel
señal
Registrador de datos
Computadora
(versátil)
o
Convertidor A/D
(alta velocidad)
o
calculadora
cartucho de cinta
o
disco flexible
Alto
nivel
señal
Banda
cuadro
grabadora
trazador XY
Impresora de línea
o
impresora/trazador
Figura 4.62 Diagrama esquemático del sistema de adquisición de datos adecuado para pruebas triaxiales. Reproducido
de Silver 1979 con autorización de ASTM International.
configuración triaxial, una celda triaxial con celda de
presión, dos ejes de control de movimiento,
El eje de control opera la presión de confinamiento
alimentando fluido hidráulico a la celda triaxial de alta
instrumentación, acondicionamiento de señal y una
presión. La celda triaxial de alta presión y la
instrumentación pueden probar las muestras en
computadora. La Figura 4.63 muestra el circuito de control
del proceso y la Figura 4.64 indica el sistema de carga
compresión o extensión empleando presiones de
confinamiento de hasta 100 MPa. Se puede desarrollar
empleado para un sistema de compresión triaxial de alta
software de control personalizado para realizar una
presión, como lo indican Yamamuro y Lade (1993b).
Observe que el sistema de carga de la figura 4.64 es
amplia variedad de pruebas bajo control tanto de tensión
como de tensión real.
similar al sistema Bishop­Wesley, que se muestra en la figura 3.47.
Los dos ejes de control constan de cilindros hidráulicos
Li et al. han descrito sistemas de control similares .
que son accionados por motores paso a paso mediante
(1988), Ampuda y Tatsuoka (1989) y Sheahan et al.
(1990).
engranajes reductores y gatos de husillo de bolas.
Todo el sistema está controlado en circuito cerrado por
una computadora, que opera un convertidor analógico a
4.16.2 Principios de los sistemas de control
digital para la adquisición de datos y un controlador de
motor paso a paso para controlar los motores paso a
El programa de computadora para controlar la prueba
paso, todo supervisado y ejecutado por programas de
triaxial puede ser un programa comercial, como
LabVIEWR de National Instruments, que funciona con
control personalizados. Todas las señales de
una configuración en pantalla que permite tanto el registro
instrumentación son acondicionadas a través de
de datos como el control de la prueba. Los cálculos de
amplificadores y filtros activos antes de ingresar a la computadora.
los ajustes a las tensiones y deformaciones actuales se
El primer eje de control regula la tensión vertical real o
basan en la rigidez virtual, es decir, la presión adicional
la tensión alimentando fluido hidráulico al cilindro
hidráulico del marco de carga axial, que sube o baja la
mesa sobre la que se asienta la celda triaxial. El segundo
estimada o la fuerza axial generada por cada paso del
motor. Si la rigidez virtual coincide con la rigidez física, la
diferencia es
Machine Translated by Google
208 Ensayos Triaxiales de Suelos
Chasis de
microcomputadora
Acondicionamiento de señal
Instrumentación
Célula de carga
Convertidor A/D
Transductor de presión de poro
Amplificadores,
filtros y
Transductor de presión celular
fuente de
hidr. cil. transductor
alimentación.
LVDT
Dispositivo de cambio de volumen
Programa de control en
la
paso a paso
motores
memoria de la computadora.
Reducción
A celda triaxial
engranajes
Cilindros hidraulicos
Controlador de motor
paso a paso
Controlador de
motor
Gatos de husillo
de bolas
Al marco de
carga
paso a paso
Figura 4.63 Lazo de control de proceso para el control automático de una prueba triaxial. Reproducido de Yamamuro y Lade
1993a con autorización de ASTM International.
Bastidor de carga de
1 meganewton de
Célula de carga
capacidad
LVDT
Prensa. conjunto
Celda triaxial de alta
presión
de alivio @ 83 MPa
Prensa celular.
transductor
manómetro
Reserva de petróleo
Espécimen de prueba
Prensa. conjunto
de alivio a 1,5 MPa
Prensa de poros.
transductor
De cilindros hidráulicos
Prensa. conjunto
Dispositivo de cambio
de alivio @ 21 MPa
de volumen
Hydr. cil.
prensa. trans.
Bastidor de carga hidr.
cilindro
manómetro
Reserva de petróleo
Figura 4.64 Sistema de carga empleado para una prueba de extensión y compresión triaxial de alta presión (según
Yamamuro y Lade 1993a).
Machine Translated by Google
Instrumentación, mediciones y control 209
(a)
Objetivo
Tiempo
virtual correcto
rigidez
(b)
Objetivo
Tiempo
rigidez virtual
demasiado alto
(C)
Objetivo
Tiempo
rigidez virtual
demasiado baja
Figura 4.65 Los cálculos de los ajustes a las tensiones y deformaciones actuales se basan en la rigidez virtual: (a) si la
rigidez virtual coincide con la rigidez física, la diferencia se cierra rápidamente y sin sobrepasar el objetivo; (b)
si la rigidez virtual es demasiado alta, es decir, el sistema responde menos de lo que se supone en el algoritmo
de control, el componente controlado se comporta lentamente y puede necesitar varios ciclos para eliminar la diferencia;
y (c) si la rigidez virtual es demasiado baja, es decir, el sistema responde mejor de lo que se supone, entonces el
componente sobrepasará continuamente el valor deseado y se volverá inestable. Reproducido de Sheahan y Germaine
1992 con autorización de ASTM International.
cerrado rápidamente y sin sobrepasar el objetivo,
la rigidez es demasiado baja, es decir, el sistema
responde mejor de lo que se supone, entonces el
como se muestra en la figura 4.65(a). Si la rigidez
virtual es demasiado alta, es decir, el sistema
componente excederá continuamente el valor
responde menos de lo que se supone en el algoritmo
deseado y se volverá inestable, como se muestra en
de control, el componente controlado se comporta
la figura 4.65(c). Por tanto, es necesario garantizar
lentamente y puede necesitar varios ciclos para
que la rigidez virtual sea mayor que la respuesta más
eliminar la diferencia, como se indica en la figura 4.65(b). rígida
. si lo del
virtual
sistema físico.
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
5 Preparación de muestras triaxiales
5.1 Especímenes intactos
1985). Mezclar la parafina con cera de abejas crea un mejor
material sellador para las puntas.
La técnica de sellado descrita por La Rochelle et al. (1986)
Tratar con especímenes intactos, su muestreo utilizando
tubo usando cera y tapas de tubo, la selección de
parece ser óptimo, porque se demostró que el contenido de
agua, los límites de Atterberg y el pH de dos arcillas
especímenes representativos, la extrusión del cilindro de
canadienses sensibles no cambiaron durante un período de
suelo y el recorte del espécimen para que se ajuste a la celda
triaxial son cuestiones que Todos ellos han sido tratados y
8 años. Según esta técnica, las muestras de gran diámetro
tubos de paredes delgadas, el sellado del suelo dentro del
descritos bien por Germaine y Germaine (2009).
(20 cm) se extruyeron del muestreador y se cortaron en
longitudes de 12,5 cm o más dependiendo del tamaño de la
muestra de laboratorio deseada. Luego se sellaron de la
siguiente manera: se mantuvo un compuesto de cera
5.1.1 Almacenamiento de muestras
compuesto por 50% de cera de parafina y 50% de vaselina
en un recipiente calentador a una temperatura de 60 a 65°C.
Las muestras de suelo suelen estar contenidas en tubos de
Se prepararon tableros de madera contrachapada gruesa (25
acero, latón o polivinilo y están sellados en los extremos para
cm cuadrados) pintándolos con una capa de compuesto de
evitar cualquier pérdida de agua que permitiría que el suelo
cera, colocando una lámina de plástico y pintándola con otra
se seque y para evitar la oxidación en la superficie de la arcilla
capa de compuesto de cera. Primero se sumerge la lámina
que causa el envejecimiento.
de plástico en el compuesto de cera y se alisa a lo largo del
Estos tubos Shelby están contenidos en una habitación con
tablero para evitar que queden atrapadas bolsas de aire.
humedad controlada (90% de humedad) y temperatura (8–
Luego se coloca la muestra de arcilla cortada deslizándola
9°C) para ayudar aún más al suelo a contener su contenido
de agua in situ (La Rochelle et al. 1986).
base de la muestra.
sobre el tablero para evitar que atrape burbujas de aire en la
Las técnicas de sellado anteriores empleaban cera de
parafina normal, pero ésta era demasiado frágil e insuficiente
Luego se da vuelta la muestra y ahora se aplica el mismo
para proteger las muestras. Permitieron que aparecieran
fisuras y se formaría una coloración marrón y amarillenta a lo
procedimiento en el otro lado, evitando así que cualquier parte
largo de estas fisuras, lo que indica oxidación de la arcilla
de la muestra quede sin protección contra la entrada de aire.
(Lessard y Mitchell
Dos capas
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
212 Ensayos Triaxiales de Suelos
de láminas de plástico sumergidas en compuesto de cera
cubren los extremos de la muestra. Luego se pintan las
caras cilíndricas expuestas de la muestra con compuesto
de cera y se cubren con dos láminas con compuesto de
cera entre ellas. Se lleva a cabo una inspección visual para
evitar que queden atrapadas burbujas de aire entre la
5.1.2 Inspección y documentación de
muestras
Los detalles geológicos menores que constituyen la
estructura del suelo pueden parecer insignificantes, pero a
menudo controlan el comportamiento técnico de la masa del suelo.
Las propiedades más afectadas son la resistencia al corte
muestra y las láminas de plástico.
no drenado, la permeabilidad, la tasa de consolidación, la
El transporte de las muestras selladas a la sala de
humedad se realiza sobre una capa de espuma de goma
de 10 cm de espesor para evitar cualquier vibración y, por
tanto, alteración de la sensible arcilla.
Si bien estas muestras de 20 cm de diámetro pueden
considerarse muestras en bloque, también se puede
esperar que la técnica de sellado aquí descrita funcione
bien para muestras en bloque más grandes. Estas muestras
más grandes pueden extraerse del suelo, encerrarse en un
sistema de láminas de plástico sumergidas en el compuesto
de cera y rodeadas por una caja, que luego se coloca en la
sala de humedad.
compresibilidad y la sensibilidad. Para garantizar que las
muestras de laboratorio representen las condiciones del
campo, se puede utilizar la inspección visual, la radiografía
y el examen microscópico para identificar la tela. Luego se
puede elegir el tamaño y la orientación adecuados de la
muestra para incluir detalles geológicos críticos.
Quizás sea posible utilizar telas para descifrar la historia
geológica del suelo y, por lo tanto, deducir el comportamiento
de ingeniería. Puede producirse una falla si la tela no se
reconoce o no se tiene en cuenta en el muestreo y las
pruebas.
La figura 5.1 muestra una comparación del estrés.
relaciones de deformación obtenidas de diferentes
Inspección visual
métodos de muestreo, y está claro que las muestras de
La ventaja de las muestras es que pueden dividirse
bloques representan las técnicas de muestreo menos
longitudinalmente y fotografiarse en varias fases de secado.
perturbadas, y las otras técnicas de muestreo producen
Al secarse, la muestra a menudo se romperá a lo largo de
resultados menos satisfactorios.
fracturas, pedregales, inclusiones o capas más gruesas
(Rowe 1972). La superficie también se puede cepillar con
alambre cuando esté seca para revelar cualquier capa o
60
varva que pueda haber quedado oscurecida por la mancha
en la superficie cuando se dividió la muestra.
50
muestra de 75 mm
A partir de las muestras verticales de lodo de la Bahía
de San Francisco extraídas de tubos de acero de paredes
40
oeztrne)aautP
frsokEc(
delgadas de 30 cm de diámetro y 30 cm de longitud, se
determinó la estructura del suelo y la estratigrafía mediante
muestra de 54 mm
30
una técnica de secado, de la siguiente manera: se cortaron
seis rebanadas del perímetro de cada una. núcleo, como
Muestra de bloque
20
se muestra en la Fig. 5.2, se coloca sobre una mesa en el
laboratorio y se deja secar. A medida que el agua se seca,
10
la muestra se vuelve de color más claro y puede revelar
cualquier capa presente. Cuando las seis partes del núcleo
0
12
048
se colocaron una al lado de la otra, se pudieron rastrear las
dieciséis
Deformación axial (%)
Figura 5.1 Ejemplo de resultados de pruebas triaxiales
en una muestra de bloque versus muestras de 75 mm y 54
mm en arcilla Onsøy (según Lunne et al. 1997, citado por
Karlsrud y HernandezMartinez 2013).
Reproducido de Karlsrud y HernandezMartinez 2013 con
autorización de Canadian Science Publishing.
capas de limo y concha de una pieza a otra. El patrón
resultante es una curva sinusoidal, como se muestra en la
Fig. 5.2, porque las capas de limo están ligeramente inclinadas.
La Figura 5.2 ilustra el núcleo y la capa inclinada en tres
dimensiones. Cuando se toman rodajas del perímetro del
núcleo y se colocan planas, la capa de inmersión se ve
desde muchos puntos diferentes.
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 213
(a)
2
1
α
(b)
Rebanadas cortadas de
3
6
el perimetro
4
5
Vista lateral
1
2
α
Vista superior
3
4
5
6
α
Figura 5.2 Seis rodajas cortadas del perímetro de un núcleo
cilíndrico de barro de la Bahía de San Francisco, colocadas sobre
una mesa en el laboratorio y dejadas secar. La parte más
pronunciada de la curva sinusoidal representa la verdadera
inclinación de la capa en el campo.
anglos. La parte más pronunciada de la curva sinusoidal
representa la inclinación verdadera. Para los siete
núcleos donde la tela era continua, los ángulos de
inclinación se midieron consistentemente entre 6° y 7°.
El propósito era identificar cualquier capa en el lodo
aparentemente homogéneo y determinar si estas capas
eran horizontales o inclinadas.
Se pudo identificar tela en 7 de los 12 núcleos de
lodo de la Bahía de San Francisco inspeccionados. Las
características más rastreables en los siete especímenes
fueron bandas delgadas de colores claros, posiblemente
capas de limo, dentro del barro gris oscuro. También
estaban presentes conchas, pero no formaban capas
continuas. Ambas características fueron más notorias
cuando la muestra se volvió a humedecer y se dejó
secar parcialmente. Las capas de limo tienden a secarse
más rápido y por lo tanto destacan con un color más
claro.
Figura 5.3 Rayos X de muestras tomadas de perforaciones
separadas por 200 pies (61 m): (a) muestra desde una elevación de
561 pies (161 m); y (b) muestreo desde una altura de 556
pies (159 m). El ancho del suelo es de 5 cm (2 pulgadas). Los
rayos X muestran la extensión de la zona perturbada antes de la extrusión.
Reproducido de Kenney y Chan 1972 con autorización de
Canadian Science Publishing.
Detalles finos que sólo son parcialmente visibles con la
luz reflejada y que pueden revelar partículas como
conchas y nódulos debajo de la superficie y pueden
detectar estructuras que no son evidentes con la luz reflejada.
También confirman si un sedimento que parece
homogéneo lo es realmente. En el tubo se pueden
romper muestras de arcillas duras de lutitas arcillosas.
Se pueden utilizar imágenes de rayos X para determinar
dónde cortar los tubos, especialmente cuando ha sido
difícil obtener muestras.
Radiografía
Las imágenes de rayos X se toman con las muestras
Se pueden revelar detalles más sutiles de la tela
todavía en los tubos, por lo que no son destructivas ni
mediante el uso de radiografías (imágenes de rayos X).
consumen nada (Kenney y Chan 1972).
Los cambios menores en la densidad, las fracturas
Las muestras no quedan manchadas como lo harían
delicadas, las raíces llenas, las madrigueras de
mediante extrusión. El examen preliminar de la tela y la
animales y la estratificación muy fina pueden no
detección de daños en las muestras se pueden realizar
detectarse mediante un examen visual. Estos pueden
fácilmente antes de elegirlas para las pruebas de
verse y registrarse permanentemente con radiografías. Los rayos
X pueden
resolver
laboratorio.
La Figura
5.3 muestra rayos X de muestras de suelo.
Machine Translated by Google
214 Ensayos Triaxiales de Suelos
en el tubo de muestreo que revela el grado de alteración
antes de la extrusión.
Las radiografías se producen cuando la radiación pasa
a través de un objeto y se registra una imagen de sombra
Cuando se aplica presión a la arcilla floculada hay más
desplazamiento o reordenamiento de las partículas que
para la arcilla dispersa, y el reordenamiento es hacia una
disposición más paralela.
en una película sensible. Los objetos que absorben
Esta microestructura afecta ciertas propiedades técnicas
radiación parecen ligeros porque llega menos radiación a
del suelo.
la película. Una piedra aparecería como un punto claro y la
Con base en la discusión anterior, queda claro que la
madera o el hielo como un punto oscuro. Las variaciones
estructura del suelo tiene una gran influencia en las
tonales se pueden interpretar en términos de porosidad y
propiedades de ingeniería del suelo. Por lo tanto, es
contenido de agua, porque las partículas del suelo absorben
esencial que las muestras incluyan los detalles geológicos
más radiación que el aire o el agua. Por ejemplo, en un
menores que controlan el comportamiento del suelo. La
depósito varvado, el limo denso parecería claro y la arcilla
elección de la ubicación, la calidad y el tamaño de la
con mayor contenido de agua parecería más oscura. Las
muestra, así como la técnica de perforación adecuada
grietas aparecen como líneas oscuras.
para minimizar la perturbación, son importantes para
obtener datos relevantes sobre el suelo en su estado natural (Rowe 1972).
Las radiografías también tienen la ventaja de que los
rayos X pueden orientarse paralelos a capas inclinadas,
La Figura 5.4 muestra cómo la tela controla el tamaño
superficies de deslizamiento y fracturas para obtener
de la muestra requerida para la prueba.
imágenes más claras. Si las juntas, los lados lisos o las
Dependiendo del espaciamiento de las características
capas complejas están orientadas aleatoriamente, algunas
dominantes del depósito, una pequeña muestra puede no
representar la masa. La Tabla 5.1 enumera el tamaño de
características aparecerán enmascaradas o distorsionadas.
Las radiografías se pueden superponer para evitar
la muestra necesaria dependiendo de la arcilla y el tipo de
distorsiones en los bordes.
tejido presente. Por ejemplo, la orientación y el tamaño de
las muestras en arcillas fisuradas dependen de la geometría
Microtelas
Los tejidos que controlan las propiedades de ingeniería
pueden estar a escala microscópica, visibles sólo con el
microscopio polarizador, el difractómetro de rayos X o el
microscopio electrónico (Barden 1972). En las arcillas
naturales son posibles dos tipos de microtejidos.
Las partículas de arcilla tienen forma de placas o varillas
delgadas y planas (Mitchell 1956). Si las fuerzas de
atracción son mayores que las fuerzas de repulsión,
entonces las partículas de arcilla flocularán. Esto ocurre en
soluciones con alto contenido de sal, ya que las fuerzas
de repulsión entre partículas disminuyen al aumentar la
concentración de electrolito y la valencia del catión. En una
estructura floculada, las partículas están orientadas
aleatoriamente de modo que los bordes cargados
de las fisuras y de si las fisuras están vacías o llenas de
arena o limo. Rowe (1959) describió problemas al definir el
coeficiente de consolidación, cv , en arcillas varvadas
donde especímenes de diferentes tamaños dan diferentes
En tales
valores de cv .
arcillas, la tasa de consolidación está dominada por el
espesor de las capas de arcilla, que es el mismo para todas
las muestras, mientras que cv se calcula a partir de los
diferentes tamaños de muestra. Para medir la resistencia
no drenada o la tasa de consolidación, las muestras
pequeñas de 37 a 76 mm de diámetro no son apropiadas.
Rowe (1970) recomienda que el tamaño de 260 mm de
diámetro se utilice como una “muestra grande” estándar.
Aunque el coste de la perforación puede ser mayor, se
necesitan menos muestras. Las muestras grandes de
arcillas sensibles pueden experimentar menos perturbaciones.
positivamente son atraídos hacia las superficies de las partículas negativas.
Las partículas de arcilla también pueden formar una
estructura dispersa en la que están dispuestas en paralelo.
5.1.3 Eyección de muestras
La arcilla dispersada ocupa un menor volumen para el
Las muestras se pueden expulsar de los tubos Shelby
mismo peso y sus propiedades se distribuyen de manera
utilizando un eyector con un recipiente para muestras para
más uniforme. Las arcillas depositadas en agua dulce
soportar la muestra expulsada. Se debe tener cuidado para
permanecen dispersas y se sedimentan a una velocidad
evitar exprimir el agua de las muestras durante esta
más lenta con una orientación más paralela.
operación.
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 215
Uniforme
en capas
Lleno de limo fisurado u orgánico
Primario
Pediatras
Secundario
Figura 5.4 El tamaño de la muestra requerida para la prueba está gobernado por la estructura del suelo. Reproducido de
Rowe 1972 con autorización de Geotechnique.
5.1.4 Recorte de especímenes
Antes de recortar las muestras, se puede cortar el tubo
La muestra cilíndrica recién extruida del tubo de muestreo
de muestra para ver la extensión de la zona perturbada
se coloca en un dispositivo de recorte como se muestra en
debido al muestreo por intrusión o se puede radiografiar la
la figura 5.5. Luego, el recorte se realiza utilizando una
muestra en el tubo para ver la zona perturbada antes de la
extrusión, como se muestra en la Fig. 5.3. .
sierra de alambre y una regla como se muestra en las
imágenes. El dispositivo de recorte tiene bordes rígidos a
lo largo de los cuales se puede guiar la sierra de hilo
mientras se cortan los recortes. La regla se utiliza para el
Se pueden tallar muestras de turba con un cuchillo
eléctrico en lugar de un cuchillo o una sierra de alambre,
ajuste final de la forma de la muestra. Las zonas exteriores
que puede rasgar la tela de los materiales orgánicos.
perturbadas se recortan de la muestra.
Durante el recorte de las muestras de arcilla al tamaño
La Figura 5.5 muestra dos tipos de dispositivos de recorte:
requerido para la celda triaxial, puede ser posible realizar
el que se usa en la Figura 5.5(a) y (b) tiene una varilla
estudios estratigráficos. En este contexto, pueden surgir
vertical que se puede colocar de manera que se logre el
problemas con guijarros o piedras pequeñas, conchas,
diámetro deseado de la muestra sosteniendo la sierra de
trozos de madera, materia orgánica o nódulos que
alambre y la regla contra el suelo. dos varillas verticales. El
sobresalen del costado de la muestra, lo que puede
otro dispositivo, que se muestra en el fondo de la figura
dificultar el montaje de una membrana de látex de caucho
5.5(a) y (b), tiene dos placas de traslación contra las cuales
alrededor de la muestra. En tales casos, puede ser
se pueden sujetar la sierra de alambre y la regla. La
longitud de la muestra se puede ajustar rodeándola con
beneficioso retirar la roca pequeña y llenar el agujero con
yeso de París o hidropiedra con una superficie lisa que se
una envoltura plástica (para evitar que se adhiera al
ajuste al radio de la muestra.
soporte) y luego colocándola en un soporte que permita
cortar una rebanada, como se muestra en la figura 5.6.
De manera similar, los agujeros en la superficie de la
muestra de suelo se pueden llenar antes de colocar la
membrana alrededor de la muestra.
Machine Translated by Google
216 Ensayos Triaxiales de Suelos
Tabla 5.1 Tamaños mínimos de especímenes de muestras de pistón de paredes delgadas de depósitos de arcilla natural, excepto depósitos demasiado
débiles, demasiado fuertes, demasiado variables o demasiado gravados. Reproducido de Rowe 1972 con autorización de Geotechnique.
Tipo de arcilla
Tela macro
Conductividad
Parámetro
Diámetro de la muestra
(mm)
hidráulica de masa,
k (m/s)
no fisurado
Ninguno
10­10
Sensibilidad <5
cu , c
37
,φ
75
mv , cv
Pedal, limo, capas de arena,
inclusiones.
10­9­10­6
100–250
cu
37
c
,
φ
mv , cv
75
250
Venas orgánicas
Capas de arena >2 mm con
10­6­10­5
c
una separación <0,2
Sensibilidad >5
fisurado
m Cementado con cualquiera de los
anteriores Fisuras planas
37
,
75
φ
mv cu , c
,φ
10­10
φ
10­9­10­6
,
mv ,
cv cu ,
cv c
,
mv
Articulaciones abiertas
Resbalón preexistente
φ
100
75
250
100
75
φ
Articulado
50–250
250
cv
cu c
Fisuras llenas de limo o arena.
, mv ,
cr ,φr
100
150
o remodelado
cohesión no drenada; c , cohesión efectiva; cr , cohesión residual; cv , coeficiente de consolidación; mv , coeficiente de cu ,
compresibilidad; φ , ángulo de fricción efectivo; φr , ángulo de fricción residual.
(a)
(b)
Figura 5.5 Dispositivo de recorte con (a) sierra de alambre y (b) regla para recortar la muestra en una muestra cilíndrica para realizar pruebas.
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 217
de arena helada. Esto requiere una habitación fría con
temperaturas bajo cero. Este tema está más allá del alcance
de este libro.
5.2 Preparación de laboratorio
de muestras.
Además de las muestras intactas extraídas del campo, se
pueden fabricar muestras en el laboratorio mediante
diferentes métodos, como se analiza a continuación. Esto
es necesario, especialmente para depósitos de arena
limpios, de los que no se pueden tomar muestras sin
perturbaciones, a menos que se congelen in situ, se les
extraiga el corazón, se les dé forma en especímenes
apropiados en condiciones de congelación y se ensayen
después de descongelarse dentro del aparato triaxial.
Figura 5.6 Muestra encerrada en una envoltura de plástico
para evitar que se pegue al soporte mientras se recorta a la
longitud correcta.
5.2.1 Consolidación de arcilla en suspensión
Se pueden tallar especímenes hechos de arcilla reconstituida
a partir de grandes bloques creados en el laboratorio
mezclando polvo de arcilla con agua y consolidando la
Alternativamente, se puede construir una membrana de
suspensión en un tanque a la presión deseada. Varios
látex de caucho alrededor de la muestra. Para ello, primero
proveedores pueden conseguir fácilmente polvos de arcilla
se sella el agua de la muestra mediante una pulverización
para estudios del comportamiento de la arcilla reconstituida.
uniforme de cemento de caucho diluido con un agente
Alternativamente, se puede crear polvo de arcilla secando
colorante (p. ej., rojo) y se deja secar. El colorante permite
trozos de arcilla y triturándolos para formar un polvo fino.
que el cemento de caucho (que por lo demás es transparente
cuando está seco) sea visible para poder comprobar que se
ha cubierto toda la superficie. Ahora el agua de la muestra
se separa del agua del látex de caucho fluido que se va a
aplicar encima del cemento de caucho. Se pinta o rocía una
Los experimentos muestran que el contenido de agua al
cual la lechada de arcilla es suficientemente líquida y fluye
fácilmente fuera del recipiente de mezcla es de dos a tres
o dos capas de caucho de látex fluido sobre la muestra y se
veces el límite líquido (LL). A menudo es suficiente un
contenido de agua del doble del LL. La cantidad necesaria
deja secar después de cada aplicación. Luego, esta
de agua (destilada) se pesa en un recipiente de acero
membrana se sella a la tapa y la base con juntas tóricas.
inoxidable y el polvo de arcilla, correspondiente a una mezcla
con dos veces el LL, se pesa en un recipiente aparte. Luego,
el polvo de arcilla se tamiza lentamente a través de un tamiz
número 10 (para romper los grumos) sobre la superficie del
5.1.5 Técnica de congelación para producir
muestras intactas de materiales granulares
agua, donde se humedece y se hunde en el agua. Se debe
dejar suficiente tiempo para que las partículas de arcilla se
hunda en el agua antes de que se tamice más arcilla en
polvo sobre la superficie del agua.
Se pueden extraer muestras congeladas del suelo para
producir muestras intactas de materiales granulares. Esta
Después de que todo el polvo de arcilla se haya mezclado
técnica se revisa en la Sección 10.5. Las muestras
con el agua, se puede lograr una mezcla adicional a mano
congeladas se pueden reducir en diámetro usando un torno
para producir una suspensión suave y sin grumos. Se puede
para recortar las capas exteriores.
aplicar vacío al recipiente para
Machine Translated by Google
218 Ensayos Triaxiales de Suelos
12″
Vacío
Filtrar
Lechada de arcilla
papel
Poroso
12″
el plastico
Figura 5.7 Aplicación de vacío a la lechada de arcilla para
eliminar las burbujas de aire.
Extraiga el aire que haya podido entrar en el agua con las
partículas de arcilla, como se muestra en la Fig. 5.7.
Luego, la lechada de arcilla se vierte en un
consolidómetro grande (de doble drenaje), como se
muestra en la figura 5.8, y se consolida a la presión
deseada. Los drenajes pueden consistir en discos de
plástico poroso que encajan dentro del consolidómetro
cilíndrico. Se puede colocar papel de filtro en el lado que
mira hacia la lechada de arcilla. Es prudente inicialmente
dejar que la lechada de arcilla se consolide bajo una
presión bastante baja para que gane algo de fuerza y evite
que fluya por los desagües con los papeles de filtro.
Tras un pequeño aumento de fuerza, la presión se puede
aumentar a niveles más altos. Puede ser necesario
consolidar la arcilla en dos o tres incrementos de presión
para evitar que la lechada eluda los drenajes.
El diseño del consolidómetro grande que se muestra en
la figura 5.8 es particularmente práctico, porque es
relativamente sencillo extruir la torta de arcilla del tanque
cilíndrico liberando la presión, quitando la placa superior y
luego presurizando nuevamente el espacio debajo del
pistón para moverlo lentamente. Levante el pastel y
deslícelo sobre el desagüe de plástico poroso inferior. No
se debe permitir que la muestra de arcilla drene durante la
fase de descarga, porque el material absorberá agua y se
hinchará volviéndose muy blando. Al final de la descarga,
Presión del aire de consolidación
guía de pistón
Figura 5.8 Tanque consolidómetro grande para preparación de
bloques cilíndricos de arcilla reconstituida.
y de 10 a 18 cm (4 a 7 pulgadas) de altura dependiendo
del LL de la arcilla.
Sheehan y Krizek (1971) describen la preparación de
muestras de suelo homogéneas mediante consolidación
de lechada.
Preparación de especímenes de arcilla
con tejido identificable.
Krizek et al. (1975) y Prashant y Penemadu (2007)
describen cómo preparar muestras con tejido
predeterminado e identificable. Se describen técnicas en
las que se controla el sistema arcilla­agua junto con la
trayectoria de las tensiones de consolidación isotrópica o
anisotrópica y la magnitud de las tensiones de consolidación.
La consolidación anisotrópica tiende a inducir una
orientación preferida de las partículas, mientras que la
consolidación isotrópica tiende a producir una orientación
básicamente aleatoria de las partículas de arcilla. Krizek
et al. (1975) encontraron que las muestras consolidadas
anisotrópicamente de lodos dispersados exhibían una
El tanque de consolidación grande puede tener cualquier
mayor orientación de partículas preferida que las de lodos
dimensión que produzca el tamaño de muestra deseado.
floculados y la orientación de las partículas mejoraba al
El tanque que se muestra en la figura 5.8 produce una
torta con dimensiones de 30,5 cm (12 pulgadas) de diámetro. aumentar la tensión principal principal.
los desagües finales de plástico poroso se pueden quitar
fácilmente, ya que son flexibles y se pueden quitar con
palanca.
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 219
5.2.2 Pluviación de arena por aire
que no genere electricidad estática, porque esto puede influir
La pluviación de arena parece simular mejor la sedimentación
que conduce a la formación de depósitos de arena en la
en la uniformidad del proceso de lluvia. Es preferible un tubo de
cartón. El tubo se coloca encima de la extensión del molde
dividido, que descansa sobre el molde dividido que sostiene la
naturaleza, ya sea en el aire o en el agua.
Los principales factores que controlan el comportamiento de las
arenas son la proporción de huecos y la estructura de la arena.
La pluviación de aire se utiliza para crear muestras de arena
directamente dentro de una membrana sujeta a una camisa de
formación. Los especímenes reconstituidos por pluviación de
aire (AP) pueden formarse mediante una lluvia de arena, como
se muestra en la figura 5.9. Puede consistir en, figura 5.9(a), un
recipiente con un obturador en el fondo, una pantalla difusora
membrana. Se utiliza una variación en la altura de caída para
crear especímenes de diferentes densidades (Miura y Toki
1982; Vaid y Negussey 1984b, 1988; Rad y Tumay 1987). Para
formar un espécimen de densidad uniforme, Vaid y Negussey
(1984b) sugirieron que la altura de caída debería permanecer
constante en relación con la parte superior del espécimen a
medida que se forma.
y un tubo largo con un diámetro interior equivalente al molde
dividido o camisa de formación que sostiene la membrana de
la muestra.
Alternativamente, como se muestra en la figura 5.9(b), la arena
se puede dispensar con una cuchara para que llueva lentamente
(unos pocos granos a la vez) a través de dos rejillas difusoras
(tamiz estadounidense número 4), orientadas a 45° entre sí. y
También se pueden lograr diferentes densidades de arena
cambiando la velocidad a la que se vierte la arena a través del
tubo. Se pueden usar contraventanas con diferente número de
orificios y diferentes tamaños de orificios para controlar la tasa
de deposición. A medida que disminuye esta tasa, aumenta la
densidad de la muestra, ya que los granos de arena
un tubo largo. Este tubo debe estar hecho de material
(a)
(b)
Cuchara para llover
arena
Arena
Obturador
a 45° para
#4 pantalla
arena en difusión
Difusor
Altura de caída
Depositado
arena
Muestra
moho
Depositado
arena
Figura 5.9 Configuración del dispositivo de lluvia de arena que consta de (a) contenedor de arena, obturador, difusor y tubo
largo y (b) cuchara para dispensar arena lentamente y dos mallas #4 a 45° entre sí.
Machine Translated by Google
220 Ensayos Triaxiales de Suelos
tener el tiempo y la energía deposicional adecuados para
lograr una configuración densa. Velocidades de vertido
más rápidas y alturas de caída más bajas tienden a
promover el arqueamiento de las estructuras de partículas
que las bloquean en un estado más suelto, evitando así
que la arena alcance densidades más altas. Miura y Toki
(1982), Vaid y Negussey (1984b), Rad y Tumay (1987) y
Kuerbis et al. (1988) informaron hallazgos similares.
Aspirar para
sostener la muestra
al espécimen
líneas de drenaje
Si bien existe una interacción entre la tasa de
deposición, controlada por el obturador, y la altura de
caída desde la pantalla más baja hasta la superficie
superior de la muestra de arena (normalmente de cero a
70 cm, utilizándose hasta 200 cm; Kolbuszewski 1948),
Las proporciones de vacíos reales o las densidades
relativas creadas por la lluvia de arena también dependen
de la arena misma. Por lo tanto, puede ser necesario
experimentar con una arena en particular para lograr la
proporción de huecos deseada.
Después de la pluviación del aire, la muestra se
confina colocando la tapa encima de la superficie
horizontal de la muestra, girando la membrana alrededor
de la tapa y sellándola con una o dos juntas tóricas.
Ahora se aplica un pequeño vacío a las líneas de drenaje
para crear una presión de confinamiento eficaz sobre la
muestra y se puede retirar el molde de formación. El
vacío se puede aplicar a través de una cámara de
burbujas, lo que indicará si hay una fuga en la membrana.
La Fig. 5.10 muestra la configuración requerida para esta
operación. La cámara de burbujas consta de una botella
transparente a la que se le aplica el vacío regulado como
se indica. La línea corta con el vacío pasa a través de un
tapón de goma en el cuello de la botella, mientras que
la línea que va a la muestra se sumerge en agua en el
fondo de la botella. Si se escapa aire a través de un
orificio en la membrana, las burbujas en el agua
continuarán hasta que se detenga la fuga. Si no hay
fugas, las burbujas se detendrán después de que se
evacue el aire de la muestra. El orificio de la membrana
se puede reparar pintando el exterior de la membrana
con látex de caucho fluido. Cuando finaliza la reparación,
la cámara de burbujas se inclina para que la muestra no
pueda aspirar agua cuando se libera el vacío.
Figura 5.10 “Cámara de burbujas” con vacío aplicado
a una muestra extraída a través de agua para indicar
una fuga en la membrana de caucho de látex. Se utiliza
una botella transparente con un poco de agua a
través de la cual se puede aplicar vacío a la muestra seca para
proporcionar presión de confinamiento.
Preparación de muestras de arena con tejido
identificable.
Se puede utilizar pluviación seca o húmeda para preparar
muestras con tejidos de anisotropía cruzada y esto puede
tener una influencia considerable en el comportamiento
tensión­deformación y resistencia de la arena.
Las muestras pueden prepararse mediante pluviación
con una fuerte orientación de partículas preferida como
en los depósitos naturales. Estas muestras pueden
congelarse temporalmente para facilitar su instalación y
orientación deseada en el aparato de prueba.
Varios estudios han indicado la importancia de la
anisotropía cruzada en el comportamiento observado,
por ejemplo Oda (1972a, 1972b, 1981), Oda y Koishikawa
(1977), Oda et al. (1978), Yamada e Ishihara (1979) y
Ochiai y Lade (1983).
Ochiai y Lade (1983) realizaron pruebas triaxiales
verdaderas en depósitos de arena de anisotropía
cruzada preparados con arena Cambria uniformemente
graduada con tamaños de partículas entre el No. 10 y el No. 20 US.
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 221
tamices (2,00–0,84 mm) con proporciones de huecos
fue diseñado para evitar cualquier expansión o alteración
máxima y mínima de 0,80 y 0,51, respectivamente.
de la estructura de arena durante la congelación.
Estos tamaños de grano se eligieron para poder determinar
las tres dimensiones principales, es decir, longitud, anchura
Los cuatro lados y la placa superior del molde eran de
madera barnizada y la placa inferior era de cobre. El molde
y altura, utilizando dos microscopios. Los resultados
se podría desmontar completamente para retirar la muestra
basados en 250 partículas se muestran en la figura 5.11(a).
congelada. Debido a que el cobre tiene una conductividad
Los resultados se presentan como relaciones de largo a alto,
térmica mucho mayor que la madera, la congelación de la
L/H, y de largo a ancho, L/W, e indican que los granos de
muestra se realizó hacia arriba desde la placa inferior y
arena eran algo largos y planos. Para la arena Cambria
expulsó el exceso de agua a través de un orificio en la placa
estas proporciones varían de 1,4 a 2,0 y son valores típicos
superior. Para mejorar aún más el proceso de congelación
de las arenas naturales.
desde abajo, el molde se colocó sobre una pieza grande y
Si bien el comportamiento anisotrópico cruzado depende de
térmica) dentro del congelador.
sólida de aluminio (que también tiene una alta conductividad
las direcciones de los contactos de los granos de arena,
éstas son difíciles de determinar y son reemplazadas por las
Se preparó una muestra en el molde en 10 capas. Cada
relaciones L/H y L/W .
capa constaba de aproximadamente 80 g de arena, que se
vertió en agua desaireada en el molde. Luego se colocó el
Preparación de espécimen
molde sobre un vibrador y se agitó durante 1 min mediante
Se prepararon muestras cúbicas con longitudes laterales de
movimientos horizontales distribuidos uniformemente en
76 mm vertiendo y agitando granos de arena en varias capas
todas las direcciones.
en la cavidad creada por el molde especialmente diseñado.
Las muestras preparadas con este método tenían
Luego la muestra saturada se congeló en el molde, lo que
(a)
proporciones de vacíos de 0,53 a 0,54, correspondientes a
densidades relativas de 90 a 93%.
(b)
24
L/H
L/A
Significar
20
L/P = 1,42
Vertical
10 (%)
sección
Significar
L/H = 1,95
dieciséis
saolure
cím
ltarla
ú
e
t%
op
nt
d
W.
l
Plan
12
10 (%)
h
l
Elevación
8
Horizontal
sección
4
0
1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
L/H y L/W de partículas
Figura 5.11 (a) Distribuciones de forma de grano y (b) Diagramas de Rose de orientaciones de eje largo de partículas
para especímenes de arena Cambria. Reproducido de Ochiai y Lade 1983 con autorización de ASCE.
Machine Translated by Google
222 Ensayos Triaxiales de Suelos
Caracterización de tejidos
Koishikawa (1977) y Oda et al. (1978), este valor de
Para examinar el tejido de un espécimen, se tomaron
fotografías de secciones horizontales y verticales a través
de las regiones centrales del espécimen. Esto se logró
derritiendo parte de la muestra congelada. La región central
se utilizó para evitar efectos de las paredes laterales que
pudieran haber influido localmente en el tejido. Se
realizaron mediciones de orientación en ampliaciones
fotográficas. Las orientaciones de los ejes largos aparentes
en las secciones horizontales y verticales de una muestra
se muestran en el diagrama de rosas de la figura 5.11(b).
En este estudio, la orientación de cada partícula se asignó
a uno de los intervalos de 15° entre 0° y 180°. La figura
5.11(b) muestra que las partículas en las muestras
preparadas mediante el método descrito anteriormente
tenían fuertes orientaciones preferidas en la sección
vertical, pero orientaciones casi completamente aleatorias
en la sección horizontal.
Para comparar la intensidad de la anisotropía del tejido
con intensidades obtenidas previamente, se calcularon la
dirección media del vector, α, y la longitud del vector, L,
definidas por Curry (1956) y utilizadas por Oda y sus
colaboradores (1972, 1977, 1978). de acuerdo a:
α
l =
100
Σ
(
=
Σ norte
1
2
arctán
pecado 2
α
Σ
Σ
)2 + (
norte
pecado
2α
norte
porque
2α
Σ norte
C
longitud del vector corresponde a un alto grado de
orientación preferida de las partículas.
Los valores correspondientes deαy L para la sección
horizontal del espécimen de arena Cambria fueron 11,9° y
0,9%, respectivamente. De este modo se obtuvo una
orientación casi completamente aleatoria de las partículas
en dirección horizontal.
Por lo tanto, el tejido de muestra es de tipo transversal.
tipo anisotrópico con un eje vertical de simetría rotacional
y planos horizontales de isotropía.
Ochiai y Lade (1983) explican las pruebas de tales
especímenes y los resultados obtenidos de pruebas de
compresión triaxial, deformación plana y triaxiales
verdaderas en arena Cambria.
Especímenes isotrópicos
Tenga en cuenta que los ángulos de contacto de las
partículas siempre favorecerán la dirección vertical
cuando se aplica el método de pluviación, y no se
pueden crear muestras isotrópicas mediante la pluviación de partículas.
No se sabe cómo crear sistemática y repetidamente
muestras isotrópicas de materiales granulares.
5.2.3 Técnicas de depósito de arena limosa
()°
(5.1)
2
os %α(5,2)
)()2
norte
Los limos tienen propiedades entre las de las arcillas y las
de las arenas. Las muestras de arcilla se levantarán debido
a la succión sostenida y a los pequeños meniscos en la
superficie de la muestra, mientras que las muestras de
arena se desharán debido a la falta de meniscos
en el que α es la orientación del eje largo aparente con
respecto a un eje de referencia, y n es el número de
partículas en α. El valor de L varía de 0 a 100%. L = 0%
corresponde a una orientación completamente aleatoria
de los ejes largos de las partículas, mientras que L = 100%
corresponde a que todos los ejes largos tengan
exactamente la misma dirección.
Para la sección vertical de una muestra de arena
α significa que los ejes largos aparentes
Cambria = 3,5°. Esto
en la muestra eran preferiblemente paralelos a la
horizontal, que se utilizó como eje de referencia. La
longitud del vector se calculó como L = 39,5% para la
sección vertical.
En comparación con los valores de L obtenidos en estudios
previos de depósitos de arena naturales realizados por Oda y
suficientemente pequeños. En comparación, es posible
que las muestras de limo no puedan permanecer solas
durante un período prolongado de tiempo, porque los
meniscos en la superficie de la muestra se rompen y se
pierde la succión desarrollada en suelos de grano fino. Por
lo tanto, es más prudente formar muestras de limo dentro
de una membrana sostenida sobre una camisa de formación
como se hace con las muestras de arena.
Las arenas limosas se comportan de manera diferente
dependiendo de la cantidad de limo y la ubicación de las
partículas de limo, ya sea entre los granos de arena más
gruesos y separándolos o en los huecos formados por los
granos de arena más gruesos. Se han desarrollado
diferentes métodos de deposición para intentar capturar
la estructura creada en arenas limosas propensas a la licuefacción.
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 223
Las muestras pueden reconstituirse mediante varias
técnicas diferentes: deposición en embudo seco (DFD);
sedimentación de agua (WS); deposición de lodos (SD);
deposición seca mixta (MDD); y pluviación del aire (AP).
Las muestras formadas usando métodos de deposición
húmeda (sedimentación de agua y deposición de lodo) ya
están saturadas antes del ensamblaje de la celda triaxial.
Sin embargo, las muestras formadas a partir de un estado
inicialmente seco se lavan primero con CO2 gaseoso
durante 30 minutos antes de la saturación de agua, lo
que luego se logra filtrando lentamente agua desaireada
a través de la muestra desde el drenaje inferior.
Investigaciones anteriores han demostrado que pueden
ocurrir cambios significativos de volumen durante la etapa
de saturación de la preparación de la muestra,
particularmente para arenas limosas sueltas (Sladen y
Handford 1987). El asentamiento durante la saturación
se puede medir monitoreando el cambio de volumen del
agua de la celda usando una bureta calibrada. Durante
esta etapa, el cambio de altura de la muestra se mide
utilizando un comparador. Se puede utilizar una
contrapresión para asegurar la saturación total y evitar la
cavitación del agua de los poros durante el corte sin lluvia.
Deposición en embudo seco
Las muestras preparadas usando DFD se forman
colocando inicialmente la boquilla de un embudo en el
fondo de un molde dividido. La mezcla de arena y limo se
coloca en el embudo, que luego se eleva lentamente a lo
largo del eje de simetría de la muestra, como se muestra
en la figura 5.12(a). Esto permite que la arena se deposite
en un estado de baja energía sin ninguna altura de caída.
Esta técnica se utiliza comúnmente para probar arenas
limosas (Ishihara 1993; Lade y Yamamuro 1997; Yamamuro
y Lade 1997; Zlatovic e Ishihara 1997; Yamamuro y Covert
2001). Para lograr densidades más altas, el molde dividido
Sedimentación del agua
Aunque algunas técnicas de WS implican hacer llover
suelo seco a través de agua (Tatsuoka et al. 1986; Ishihara
1993; Zlatovic e Ishihara 1997), se ha determinado
experimentalmente que la saturación se logra mejor
depositando el suelo en un estado completamente
saturado. Una contrapresión superior a 100 kPa para
saturar completamente la muestra puede ser indeseable
debido a los mayores efectos de la elevación del pistón a
presiones de confinamiento efectivas bajas (25 kPa).
Por lo tanto, la muestra se coloca en un matraz volumétrico
de 2000 ml lleno hasta la mitad con agua, se hierve
durante aproximadamente 30 minutos y luego el resto del
matraz se llena con agua desaireada. La mezcla
completamente saturada se deja enfriar durante la noche.
Antes de colocar la muestra de arena, el molde dividido
y las líneas de drenaje se llenan con
agua ventilada. El matraz se tapa con un disco de espuma
de plástico delgado recubierto con caucho de látex y luego
se gira repetidamente para mezclar uniformemente la
muestra de arena. Luego se invierte el matraz y se baja
hasta el fondo del molde dividido, momento en el que se
retira el disco. De manera similar al DFD, la muestra de
arena se forma elevando lentamente el matraz a lo largo
de su eje de simetría, permitiendo una altura de caída cero
de la arena, como se muestra en la figura 5.12(b).
A medida que la tierra fluye lentamente fuera del matraz
hacia el molde dividido, un volumen igual de agua del
molde regresa al matraz. Esto es causado por la succión
creada dentro del matraz cuando la arena se vacía. Una
vez completada la deposición, el disco se vuelve a colocar
con cuidado sobre la boca del matraz, que luego se retira.
Cualquier suelo que quede en el matraz después de la
deposición se seca y se pesa para determinar el peso
exacto de la muestra. Lee y Seed (1967), Finn et al.
(1971), Mulilis et al.
se golpea suavemente siguiendo un patrón simétrico. Este
método de creación de muestras se conoce como
deposición en embudo roscado (TFD).
(1977), Vaid y Negussey (1984b) y Vaid y Thomas (1995).
También se pueden preparar muestras más densas
elevando el embudo más rápidamente (aunque todavía
sin una altura de caída) antes de golpear. Esto reduce el
roscado necesario para lograr la densidad deseada. Esta
técnica se conoce como deposición rápida en embudo
(FFD).
Mientras que la altura de caída y, por lo tanto, la
velocidad terminal de los granos de arena individuales
controlan hasta cierto punto la proporción de vacíos
producidos en la arena pluvial con aire, la velocidad
terminal de los granos de arena en el agua se alcanza en
aproximadamente 0,2 cm (Vaid y Negussey 1988) y control de altura de
Machine Translated by Google
224 Ensayos triaxiales de suelos
(a)
(b)
Saturado
suelo
Embudo
mezcla
2000ml
Matraz volumétrico
Altura de caída cero
Suelo
H2O
molde dividido
Suelo
extensión
Dividir
moho
Depositado
Depositado
Suelo
Suelo
Base
Base
Sedimentación del agua
Deposición en embudo seco
Figura 5.12 Diagrama esquemático que muestra: (a) DFD o TFD; y (b) WS. Reproducido de Wood et al. 2008 con
autorización de Canadian Science Publishing.
Por lo tanto, en la pluviación de agua es ineficaz para
obtener diferentes proporciones de huecos.
La mayoría de estos estudios utilizaron la vibración
(a)
(b)
Pernos pasantes
como medio para densificar las muestras mientras éstas
tapa de acrílico
todavía estaban en el molde. Sin embargo, con arenas
limosas se ha observado que este método de densificación
Sello de látex
desencadena pequeños forúnculos de arena claramente
visibles, es decir, licuefacción (Wood et al. 2008).
Mezcla de suelo
tubo
molde dividido
Tubo
extracción
dirección
extensión
Saturado
lechada de suelo
molde dividido
Depositado
Deposición de lodo
El método SD es similar al presentado por Kuerbis y Vaid
(1988). El método fue modificado por Wood et al. (2008)
para acomodar una muestra de diferentes tamaños, así
como placas terminales lubricadas y agrandadas. Para
garantizar una saturación total, la muestra de arena se
hierve la noche anterior a la prueba, de forma similar a la
técnica WS. En lugar de depositar la tierra directamente en
suelo
Sello de látex
junta tórica
Base
Base de aluminio
Etapa de mezcla
Etapa de depósito
Figura 5.13 Diagrama esquemático que muestra el
método SD. Reproducido de Wood et al. 2008 con
permiso de Canadian Science Publishing.
el molde dividido, primero se coloca en un recipiente de
mezcla. El recipiente de mezcla, que se muestra en la
comprimiendo el caucho de látex y sellando el fondo.
figura 5.13(a), consta de un tubo de acero galvanizado de
Después de llenar el recipiente de mezcla con agua
101 mm de diámetro y 220 mm de longitud que ha sido
desaireada, el matraz que contiene la mezcla de tierra
torneado hasta alcanzar un espesor de pared de 1 mm.
Una membrana de caucho de látex de 0,3 mm de espesor
hervida se invierte y se baja a través de un orificio en el
centro del disco superior. Se retira la tapa del matraz y el
sella el extremo inferior y se mantiene en su lugar mediante
agua del recipiente de mezcla se intercambia con la tierra
una junta tórica. Los pernos pasantes sujetan el tubo en su
del matraz, de forma similar al método WS. Cuando todo
el suelo está
lugar entre dos discos de aluminio,
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 225
depositado, el disco superior se reemplaza con un disco
acrílico sólido fijado con otra membrana de caucho de látex
son deseables. Sin embargo, Casagrande (1975) observó
que la arena formada en estado húmedo forma una
para proporcionar un sello hermético.
“estructura de panal voluminosa” que probablemente se
El recipiente de mezcla se somete a una serie de
rotaciones lentas para crear una distribución uniforme de
licuará al saturarse. Vaid y Thomas (1995) desaconsejaron
la arena y el limo base. Después de mezclar suficiente el
mediante apisonamiento húmedo, reconociendo que los
el modelado de arenas sueltas depositadas en agua
suelo (generalmente alrededor de 1 h), se retiran el disco
resultados parecen producir una respuesta volumétricamente
superior y los pernos pasantes. Luego, el conjunto de base
contractiva poco realista. Jang y Frost (1998) observaron
de celda triaxial, incluido el molde dividido, se invierte y se
que las muestras creadas mediante apisonamiento húmedo
baja al recipiente de mezcla. El paso final en la etapa de
eran menos homogéneas que las muestras pluviadas con
mezcla implica girar el conjunto de base de la celda triaxial
aire.
(que ahora contiene el recipiente de mezcla) de nuevo a su
El método de varillaje es una variación del apisonamiento
posición vertical. Después de colocar una extensión de
húmedo en el que se utiliza una varilla de extremo plano
molde en el molde dividido, se retira lentamente el mezclador,
para compactar la muestra. Por lo tanto, esto no es
dejando la muestra de suelo en el molde dividido, como se
diferente de la técnica de apisonamiento húmedo descrita
muestra en la figura 5.13(b). Luego se coloca la platina
anteriormente. Si se emplea varillaje con partículas blandas,
como las que se encuentran en la arena calcárea, se debe
superior de la muestra. Se debe tener cuidado para
garantizar que todas las líneas de drenaje estén saturadas
antes del montaje para obtener una saturación total y un
tener precaución para evitar la rotura indebida de las
partículas de conglomerado.
valor B aceptable (al menos 0,99 en todos los casos de
arena limosa suelta).
Comparación de técnicas deposicionales para
arenas limosas.
Deposición seca mixta
Wood et al. realizaron evaluaciones cuidadosas de las
técnicas de depósito en términos de la uniformidad de las
La deposición seca mixta es muy similar al método SD,
muestras de arena limosa y su comportamiento no drenado .
excepto que el suelo se deposita en estado seco. Se utiliza
un embudo para depositar la arena limosa seca en el
(2008) y en términos de las microestructuras logradas por
Yamamuro et al. (2008). La Tabla 5.2 muestra la distribución
recipiente de mezcla de tierra. Después de un período de
de limo en muestras de limo no plástico y arena Nevada
mezclado (aproximadamente 1 h), el conjunto de base de
50/200 creadas mediante cinco métodos de deposición
celda triaxial, que incluye el molde dividido, se invierte y se
diferentes. El limo utilizado por Wood et al. (2008) era de
coloca sobre el tubo de mezclado. La rotación final de la
etapa de mezclado implica devolver la base triaxial a su
un color más oscuro que la arena base, y fotografías de
especímenes parcialmente saturados que conservaron sus
posición vertical. Se extrae cuidadosamente el tubo de
formas después del desmontaje indicaron las distribuciones
mezcla y luego se satura la muestra exactamente como en
de limo y arena. El propósito de este análisis fue investigar
el método DFD.
hasta qué punto el contenido de limo podría variar dentro
de diferentes regiones de los especímenes formados por
diferentes métodos de depósito.
Apisonamiento húmedo
En muchos estudios se ha utilizado el apisonamiento
húmedo (Ladd 1974; Mulilis et al. 1977; Tatsuoka et al.
1986; Sladen y Handford 1987; Ibrahim y Kagawa 1991;
La Tabla 5.2 muestra las distribuciones de limo obtenidas
de los análisis de tamiz. Los diagramas insertados en la
Ishihara 1993; Pitman y cols. 1994; Zlatovic e Ishihara 1997;
Tabla 5.2 muestran patrones visuales típicos de distribución
de limo y arena que se observaron para cada método. Las
Jang y Frost 1998).
tendencias observadas fueron repetibles, aunque las
Su capacidad para producir muestras muy sueltas
magnitudes variaron ligeramente.
generalmente se considera beneficiosa, particularmente en
Sin embargo, en general se observaron los mismos patrones,
pruebas de licuefacción, donde las muestras contractivas
independientemente de la densidad de la muestra.
Machine Translated by Google
226 Ensayos Triaxiales de Suelos
Tabla 5.2 Distribución de limo en muestras de limo no plástico y arena Nevada 50/200 creadas mediante cinco métodos de deposición diferentes. Reproducido
de Wood et al. 2008 con permiso de Canadian Science Publishing
Método de deposición
Contenido
Región de la
total de limo (%)
muestra
Distribución de limo (%) Observaciones visuales
Deposición en embudo roscado (TFD)
18.4
Concha: 18,9; Núcleo: 17,7 Menos limo en la región central.
Sedimentación del agua (WS)
18.4
Arriba: 21,8; medio:
17,8; abajo: 16.3
Bandas de limo visibles cerca de los
bordes del espécimen.
Deposición de lodo (SD)
20.0
Concha: 19,3; núcleo: 20.1 El limo aparece distribuido
uniformemente
Deposición seca mixta (MDD)
20.0
Concha: 19,3; núcleo: 21.0 El limo aparece distribuido
uniformemente
Pluviación del aire (AP)
9.6
Deposición en embudo seco
La Tabla 5.2 indica que las muestras de TFD no muestran
capas distintas entre áreas oscuras y claras. Sin embargo,
la región central de los especímenes parecía ligeramente
más clara, como se muestra en el diagrama insertado, lo
que sugiere que residía más limo hacia la región exterior
(cáscara) del espécimen.
También fue evidente un pequeño grado de anisotropía en
forma de capas muy delgadas inclinadas hacia el eje
vertical central. Este patrón parecía corresponder con la
dirección de la arena que fluía desde el fondo del embudo
durante la deposición y estaba aproximadamente inclinado
en el ángulo de reposo. La distribución del tamaño de
grano sugiere que la gradación de la base permaneció
constante entre el núcleo y la cáscara del espécimen.
Arriba: 9,5; medio:
10,0; abajo: 9.2
Capas ligeramente inclinadas a
lo largo de la muestra.
El análisis de tamiz detectó un poco más de limo dentro
de la región exterior de la muestra.
Sedimentación del agua
Los especímenes de WS tendieron a exhibir distintas
capas dentro de sus regiones exteriores. Esta variación no
pareció continuar en todo el diámetro del espécimen. El
examen visual no sugirió que hubiera una variación vertical
del contenido de limo dentro del espécimen. Sin embargo,
los análisis de tamiz revelaron consistentemente que el
contenido de limo aumentó gradualmente desde el fondo
del espécimen hasta la parte superior. El tercio inferior de
la muestra contenía un 16,3% de limo, mientras que el
tercio superior contenía un 21,8% de limo. Cuando la tierra
se deposita en el molde dividido, los granos más grandes
caen más rápido a través del
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 227
agua, aunque la tierra esté bien mezclada en el matraz.
Debido al flujo ascendente de agua desde el molde
partido hacia el matraz durante la deposición del suelo,
algunos granos de limo depositados en las proximidades
de la boca del matraz fueron devueltos al interior.
Las curvas de distribución granulométrica sugieren que
este efecto sólo se observó con las partículas de limo y
no con la arena base.
Deposición de lodos
La distribución del tamaño de grano de la arena base
dentro de cada sección parecía similar. Sin embargo, la
región central contenía un poco más de limo.
El análisis de tamiz realizado dividiendo la muestra en
tres capas horizontales produjo distribuciones de tamaño
de grano casi idénticas. Las muestras de deposición de
lechada parecieron visualmente homogéneas cuando
se mezclaron completamente.
Deposición seca mixta
Los resultados para las muestras con MDD son similares
a los de las muestras con SD. Indican que la región
central del espécimen de MDD también contenía un
poco más de limo. La segregación de partículas entre la
arena base y el limo no se observó visualmente siempre
que la muestra de arena se mezclara completamente
antes de la deposición. Sin embargo, parecía haber un
pequeño grado de variación entre las distribuciones de
tamaño de grano de la arena base obtenida de las
regiones internas y externas de la muestra. El método
de mezcla puede depositar partículas de grano más
grueso hacia el exterior de la muestra en proporciones
ligeramente mayores.
Pluviación del aire
La gradación de la arena base generalmente no varió
dentro de las muestras AP. No se observó ningún patrón
con respecto a la variación del contenido de limo entre
capas. Se observaron capas muy finas en cada muestra
AP. Las capas estaban generalmente inclinadas en un
pequeño ángulo a lo largo de la muestra. No se
observaron visualmente áreas de gran contraste como
en los especímenes WS. Las capas observadas dentro
de los especímenes AP abarcaron todo el diámetro, a
diferencia de las observadas en los especímenes WS.
Panorama general de las tendencias del comportamiento volumétrico
de las arenas limosas
En la Fig. 5.14 se ofrece una descripción general de las
tendencias en la estructura, estabilidad y comportamiento
volumétrico de la arena limosa según la influencia del
método de reconstitución y el contenido de limo. La
consiguiente estructura de partículas, como se indica
en el diagrama adjunto, tuvo un efecto decreciente en el
comportamiento al aumentar la densidad de la muestra.
Wood et al. ofrecen más discusiones sobre estos
efectos . (2008) y Yamamuro et al. (2008).
5.2.4 Subcompactación
La subcompactación es un método de compactación
estática ideado por Ladd (1978) para reducir la
segregación de granos del suelo y obtener especímenes
con densidad relativamente uniforme. El método fue
desarrollado para la reconstitución de muestras
triaxiales de arena para pruebas de resistencia cíclica,
pero también puede usarse para pruebas estáticas de
otras muestras y materiales del suelo. El método fue
ideado para superar la falta de uniformidad producida
por la compactación en capas en las que la compactación
de cada capa sucesiva puede densificar aún más la
arena debajo de ella. Por lo tanto, cada capa normalmente
se compacta a una densidad menor que el valor final
deseado en una cantidad predeterminada, que se define
como porcentaje de subcompactación Un . El valor Un
en cada capa varía linealmente desde la capa inferior
hasta la superior.
La capa inferior (primera) tiene la máxima Un
valor. La Figura 5.15 muestra la variación del porcentaje
de subcompactación con el número de capa. El
porcentaje de subcompactación en cada capa se calcula
a partir de:
UU.= ­
norte
UU. ) −
ni
−
ni
(
norte
t
1
Nuevo Testamento
− ( 1)
norte
(5.3)
en el que Uni es el porcentaje de subcompactación
seleccionado para la primera capa y Unt es el porcentaje
de subcompactación para la capa final (superior)
(generalmente cero).
La muestra de arena se prepara en un molde interno
dividido dentro de una membrana unida a la base de la
configuración triaxial, como se muestra en la Fig. 5.16.
Machine Translated by Google
228 Ensayos Triaxiales de Suelos
Estructura de partículas
relación de vacío
Deposición seca
FFD
TFD
Húmedo
TDM
declaración
AP
WS
Dakota del Sur
Contenido de limo
Bajo
Alto
Estabilidad de
Estable
contacto de partículas
Inestable
Volumétrico
dilatante
tipo de comportamiento
Contractivo
Figura 5.14 Descripción general de las tendencias en la estructura, estabilidad y comportamiento volumétrico de la arena limosa
según la influencia del método de reconstitución y el contenido de limo. Reproducido de Wood et al. 2008 con permiso de
Canadian Science Publishing.
Alternativamente, se puede preparar directamente en un
molde externo como se muestra en la Fig. 5.17. En el
último caso, el molde dividido externo es más fácil de
usar que un molde del cual es necesario extruir la
muestra. Sin embargo, muchos suelos con finos pueden
tener suficiente resistencia debido a las fuerzas capilares
para ser extruidos y asentados en la base triaxial sin
ninguna alteración significativa del suelo.
estructura.
Procedimiento
Ladd (1978) proporciona el siguiente procedimiento para
la subcompactación:
1. Ajuste el contenido de agua del material secado al aire
de modo que el grado inicial de saturación del
material compactado esté entre 20% y 70%. No se
recomienda secar el material en el horno. Cuanto
menor sea el porcentaje de finos en el material, menor
será el grado de saturación requerido. Se puede
utilizar un grado de saturación superior al 70% si el
agua no sale de la muestra durante la compactación.
El material debe mezclarse con agua unas 16 h antes
de su uso.
2. Determine el contenido de agua promedio del material
preparado utilizando un mínimo de dos determinaciones.
3. Reúna y verifique todo el equipo necesario que se
utilizará en la preparación de la muestra de prueba.
Determine el diámetro interior y la altura del molde
con una precisión de ±0,02 mm (±0,001 pulg.) y
calcule el volumen basándose en estas medidas. Si
se utiliza un molde dividido interno, corrija la medida
del diámetro para el espesor promedio de la membrana
de caucho.
4. Seleccione el número de capas que se utilizarán en la
preparación de la muestra. El espesor máximo de las
capas no debe exceder los 25 mm (1 pulg.) para
muestras que tengan diámetros inferiores a 102 mm
(4 pulg.). Normalmente, el número requerido de capas
aumenta a medida que aumenta el peso unitario seco
requerido. Se recomiendan capas con un espesor de
aproximadamente 12 mm (0,5 pulgadas).
5. Determine el peso húmedo total del material requerido
para la preparación de la muestra:
peso
= γ d( 1 ) + w Vspec
(5.4)
donde γd es el peso unitario seco, w es el contenido
de agua y Vspec es el volumen de la muestra.
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 229
Valor máximo
nóiceajatctnaepco
mrjoaoP
b
c
Porcentaje de subcompactación en la capa n
Porcentaje medio de subcompactación
para las capas n1 a n
Valor mínimo
(normalmente cero) ni= 1
norte
Nuevo Testamento
Número de capa
Dónde:
A. Porcentaje de subcompactación en la capa considerada, ONU
(Uni – Unt)
Un=Uni– × (n – 1)
nt– 1
B. Porcentaje promedio de subcompactación para capas compactadas, Un
Naciones Unidas
Un=
norte
Uni= Porcentaje de subcompactación seleccionada para la primera capa
Unt= Porcentaje de subcompactación seleccionado para la primera capa (normalmente cero)
n = Número de capa que se está considerando
ni= Primera capa (inicial)
nt= Número total de capas (capa final)
Figura 5.15 Variación del porcentaje de subcompactación con el número de capa en el procedimiento de
subcompactación. Reproducido de Ladd 1978 con autorización de ASTM International.
6. Determinar el peso húmedo del material.
requerido para cada capa:
WW
l = /ntt
(5.5)
donde WT es el peso total y nt es el número total
de capas de la muestra.
7. Para compactar la primera capa, seleccione un
valor de Uni. Normalmente, este valor oscila entre
cero para la preparación de muestras densas y
aproximadamente el 15 % para la preparación de
muestras muy sueltas. Se ha demostrado que,
para la preparación de muestras muy densas, a
veces se necesitan valores negativos.
Cada capa subsiguiente recibe un porcentaje
menor de subcompactación, conforme a la relación
de la figura 5.15.
El valor correcto (óptimo) del porcentaje de
subcompactación se puede determinar
experimentalmente mediante uno de los siguientes métodos:
a) Ejecute una serie de pruebas de resistencia
triaxiales cíclicas con la misma tensión de
consolidación efectiva y relación de tensión
aplicada, pero con diferentes valores Uni, para determinar el val
b) Observar el comportamiento de la muestra
durante la carga cíclica. Un estrechamiento o
abultamiento excesivo en una capa o capas, ya
sea en la parte superior o inferior de la muestra,
indica una muestra con un valor inadecuado de Uni.
c) Observar el comportamiento de la muestra
durante la carga no consolidada ni drenada.
Las deformaciones verticales no uniformes
indican un valor inadecuado de Uni.
Machine Translated by Google
230 Ensayos Triaxiales de Suelos
6 pulgadas. viajar
esfera vertical
varilla de apisonamiento
Collar de referencia
Conjunto de guía de apisonamiento
Bujes
Protección de membrana
cuello
Membrana de goma
Pie compactador
Vacío aplicado
(diámetro = ½ DI
de moho)
piedra porosa
molde dividido
junta tórica
Línea de drenaje inferior
válvulas
celda triaxial
Línea de drenaje superior
Figura 5.16 Preparación de una muestra de arena en un molde interno dividido dentro de una membrana unida a la base de la
configuración triaxial. Reproducido de Ladd 1978 con autorización de ASTM International.
d) Observar el tejido de la muestra.
Una estructura de panal en la parte superior o
inferior del espécimen indica un valor inadecuado
de Uni.
e) Mida el peso unitario seco de la muestra de ensayo
preparada en función de su altura. Un peso unitario
seco no uniforme con la altura indica un valor
inadecuado de Uni.
h
t
norte
norte
t
(
norte
) −1+ + 1
Ud.
norte
100
10. Ajuste el collar de referencia en la varilla de
apisonamiento para obtener el hn adecuado . Pesar
(si no lo hiciste antes) la cantidad de material
8. Calcule la altura requerida de la muestra en la parte
superior de la enésima capa:
h =
en un recipiente cerrado. Si cada capa requiere un
peso mayor que aproximadamente 80 g, normalmente
es más fácil pesar la cantidad de material requerido
para cada capa y colocarla en recipientes pequeños.
(5.6)
en el que ht es la altura total de la muestra, nt es el
número total de capas, n es el número de la capa que
se está considerando y Un es el porcentaje de
subcompactación de la capa que se está considerando.
9. Pese la cantidad de material requerido para la capa,
según lo determinado en el paso 6, y colóquelo
necesario para la capa y colocarlo en el molde.
Durante el pesaje se debe tener cuidado de perder la
menor cantidad de humedad posible. Usando la varilla
apisonadora, guiada por el conjunto de la varilla
apisonadora, compacte la superficie del material
(después de haberlo nivelado) en un patrón circular
comenzando en la periferia del molde y trabajando
hacia el centro del molde.
Inicialmente, se debe utilizar una fuerza de
apisonamiento ligera para distribuir y asentar el
material uniformemente en el molde. Luego se debe
aumentar gradualmente la fuerza hasta que el collar
de referencia golpee uniformemente la parte superior
del conjunto guía de la varilla apisonadora. Para las últimas cobertura
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 231
6 pulgadas. esfera vertical de viaje
Ajuste del dial vertical hn, pulgadas
Collar de referencia
Ajuste vertical inicial R, pulgadas
Cojinete
Conjunto de guía de apisonamiento
Cuello
dia
varilla de apisonamiento
arutlA
Molde dividido
(3 secciones)
Pie de compactación
(diámetro = ½ DI del
molde)
Suelo
Piedra porosa inferior
Espaciador
Espaciador
Sistema antes de la compactación
Sistema durante la compactación
Salidas de aire
Conjunto de disco espaciador
Cuello
Disco de latón sinterizado
Sistema de Compactación de Capa Final
Figura 5.17 Método alternativo en el que se prepara una muestra directamente en un molde externo. Reproducido
de Ladd 1978 con autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
232 Ensayos Triaxiales de Suelos
Puede ser necesario golpear la varilla apisonadora con
contenido de agua óptimo y al mismo contenido de agua,
un mazo de goma para compactar el material hasta
producen resistencia creciente en la secuencia de amasado,
lograr un estado denso. A continuación, escarifique la
compactación vibratoria y estática, como se muestra en la
superficie compactada hasta una profundidad igual a
Fig. 5.19.
aproximadamente una décima parte del espesor de la capa. Seed et al. presentaron una revisión exhaustiva del
11. Repita los pasos 9 (si es necesario) y 10 hasta que la
comportamiento de suelos arcillosos compactados . (1960).
última capa esté en su lugar. Durante la compactación
de la última capa, se debe utilizar la varilla apisonadora
hasta que la superficie del material compactado esté
La determinación de la densidad seca y el contenido de
agua óptimo para uso en el campo puede tomar la forma de
aproximadamente 0,4 mm (1/64 pulg.) más alta de lo
especificar la compactación relativa basada en ASTM D698
requerido. Luego, para muestras preparadas en un
(2014) Métodos de prueba estándar para las características
molde dividido externo, coloque el conjunto del disco
de compactación de laboratorio del suelo usando un esfuerzo
espaciador en su posición y golpéelo ligeramente con
estándar [12 400 pies­ lb/ft3 (600 kNm/m3 )], o Métodos de
prueba estándar ASTM D1557 (2014) para las características
un mazo de goma hasta que asiente. Para muestras
preparadas con el molde dividido interno, coloque la tapa
de compactación de laboratorio del suelo utilizando esfuerzo
superior y la piedra porosa directamente sobre la
muestra. La tapa superior debe estar unida al pistón de
modificado [56 000 ftlb/ft3 ( 2700 kNm/m3 )] u otros
procedimientos preferidos de la literatura y organizaciones
carga, el cual, a su vez, debe ser guiado por el casquillo
relevantes.
ubicado en la parte superior de la celda triaxial. Luego
golpee ligeramente el pistón de carga con un mazo de
goma hasta que el material compactado alcance la altura
prescrita.
Preparación del suelo
Los suelos que se utilizan para la compactación son de primera calidad.
se seca y se tritura y luego se tamiza a través de un tamiz
El procedimiento garantiza que haya una alineación y un
asiento adecuados en la tapa superior en relación con la
muestra y el mecanismo de carga de la celda triaxial.
estadounidense número 4, a menos que circunstancias
especiales justifiquen la presencia de partículas más grandes.
A continuación se pesa una cantidad suficiente de tierra seca
al aire para el número necesario de muestras, además de un
margen para la determinación del contenido de agua y los
restos de recorte de las muestras. Luego, la tierra seca al
5.2.5 Compactación de suelos arcillosos
La compactación de suelos arcillosos se realiza en el campo
para aumentar la densidad seca, aumentar la resistencia,
disminuir la compresibilidad y controlar la permeabilidad y el
cambio de volumen debido al hinchamiento y la contracción.
Estas propiedades a su vez están controladas por la estructura
aire se mezcla con la cantidad adecuada de agua usando una
botella rociadora para una fácil distribución y producir el
contenido de agua deseado para las muestras de prueba. La
muestra de suelo húmedo se mezcla durante 5 minutos y se
almacena en una bolsa de polietileno y se cura durante 24 h
antes de la compactación. Antes de compactar la muestra, el
suelo húmedo se mezcla nuevamente a mano.
de las partículas de arcilla, floculadas o dispersas, que están
influenciadas por las fuerzas entre partículas. La estructura
de la arcilla varía con el contenido de agua de compactación,
el esfuerzo de compactación y el método de compactación,
como se indica en la Fig. 5.18. Se pueden emplear tres
Compactación estática
La estructura del suelo en muestras compactadas
métodos principales de compactación: estático, vibratorio y
estáticamente simula la estructura del suelo producida en el
amasado. Hay poca diferencia en la resistencia en el lado
campo por tambores de acero lisos o rodillos de neumáticos
seco, pero en el lado húmedo del
de caucho. La compactación estática se realiza colocando
una cantidad de suelo húmedo en un molde de muestra.
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 233
100
y comprimiéndolo entre dos pistones hasta la presión
estática deseada. El molde cilíndrico puede consistir en
un trozo de tubo de acero con el diámetro y la longitud de
la muestra deseada. Es posible que se requiera un molde
con un collar de extensión para contener la tierra. Luego,
la muestra de suelo compactada se extruye del molde
cilíndrico.
Alternativamente, se puede utilizar un molde dividido para
facilitar la extracción de la muestra compactada. El suelo
puede estar comprimido en una capa o en varias capas.
Si se utiliza más de una capa, se debe escarificar la
interfaz del suelo antes de agregar la siguiente capa de
a
Paralelo
80
b
nósiaclautcníetria
e
rO
d
p
60
40
20
0
Aleatorio
10 12 14 16
18
20 22 24 26
Contenido de agua de moldeo (%)
suelo. Los extremos de la muestra se recortan
cuidadosamente para producir extremos cuadrados y lisos
mientras aún se encuentra en el molde de compactación.
114
110
106
Compactación vibratoria
da)doic
sainb
c/eb
eiD
ú
p
lc
s(
a
102
La compactación vibratoria da como resultado una
estructura y propiedades entre las de la compactación
estática y la compactación por amasado, como se ve en
la figura 5.19.
b
98
94
90
Compactación por amasado
10
12 14 16 18 20 22 24 26
Contenido de agua de moldeo (%)
Alta compactación
esfuerzo
mi
adadtacdaipsm
neoDc
B
D
C
A
Bajo
compactador
esfuerzo
Contenido de agua de moldeo
Figura 5.18 Influencia del contenido de agua de moldeo en
la orientación de las partículas para muestras
compactadas de arcilla Boston Blue. Reproducido de Seed
et al. 1960 con permiso de ASCE.
La compactación por amasado simula la compactación
obtenida con un rodillo de pata de oveja en el que se
imparten grandes tensiones de corte al suelo y se produce
una estructura dispersa. La compactación por amasado
se logra en el laboratorio compactando el suelo mediante,
por ejemplo, un apisonador de compactación en miniatura
de Harvard. Este pisón consta de un pistón circular
accionado por resorte ajustable con un diámetro de
aproximadamente 0,5 pulgadas.
Alternativamente, se puede emplear un pistón presurizado
con un diámetro similar que produzca una fuerza constante
al soltarlo desde el extremo contra el cual está presurizado.
Se utilizan varias capas para preparar la muestra de suelo.
La fuerza de salida en el extremo del pistón y el número
de apisonamientos por capa y el número de capas en la
muestra se ajustan de acuerdo con el esfuerzo de
compactación deseado.
El esfuerzo de compactación se puede calcular como la
fuerza de compactación por apisonamiento multiplicada
por el número de apisonamientos por capa multiplicado
Machine Translated by Google
234 Ensayos triaxiales de suelos
6
Seco de óptimo
Óptimo
agua
6
Húmedo de óptimo
Óptimo
agua
Seco de óptimo
contenido
Húmedo de óptimo
contenido
5
4
4
nóiccartla
n)io
%
xC
a(
5
3
Amasadura
3
nói cam
rar)sa
o
2a
/u%
rfg
lm
ak5
n
e
pc(
u
d
vibratorio
aroednrae
aóiizviusrsq
eeee
n
uS
ortf
d
2
2
Estático
Estático
vibratorio
1
1
Amasadura
0
0
12
14
dieciséis
18
20
22
0
24
12
14
dieciséis
18
20
22
24
112
115
Compactación estática
Compactación vibratoria
Compactación por amasado
Compactación estática
Compactación vibratoria
Compactación por amasado
Gra
de
satu
Grado
de
saturación
110
111
108
da)doicsainbc/eb
eiD
ú
p
lcs(
da)doicsainbc/eb
eiD
ú
p
lcs(
113
109
106
107
104
105
102
Arcilla limosa 321
12
14
16 18 20
22 24
Contenido de agua de moldeo (%)
12
14
dieciséis
18 20 22
24
Contenido de agua de moldeo (%)
Figura 5.19 Influencia del método de compactación (amasado, vibratorio y estático) sobre la resistencia y contracción de la
arcilla limosa. Reproducido de Seed et al. 1960 con permiso de ASCE.
por el número de capas de la muestra dividido por el
volumen de la muestra. Por lo tanto, el esfuerzo de
compactación se mide en fuerza por volumen (lbf/ft3 o
kN/m3 ).
5.2.6 Compactación de suelos con partículas de
gran tamaño
Los suelos con partículas de gran tamaño, como el
enrocado, no se pueden compactar en el molde
convencional utilizado para los esfuerzos de compactación
estándar o modificado, porque el molde es demasiado
(2009) sobre la base de un método ideado para la
determinación de la densidad máxima de una mezcla
de suelo, grava, cantos rodados y cantos rodados. El
procedimiento es sencillo e implica la compactación de
rocas (grava, guijarros y cantos rodados) por separado y
la compactación de la fracción del suelo de la manera
habitual. Sólo es necesaria una prueba de compactación
para las rocas, porque la relación mínima de huecos para
las rocas es insensible al contenido de agua. Con base
en la densidad seca máxima del suelo y la proporción
mínima de huecos de las rocas, la densidad máxima del
enrocado (compuesto por suelo y rocas) se calcula según
pequeño para las partículas más grandes. Rolston y
dos fórmulas diferentes dependiendo de la densidad
relativa.
Lade propusieron un procedimiento de compactación para enrocado.
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 235
Contenidos de suelo y rocas. El método es relativamente
insensible al tamaño de grano utilizado para dividir el
enrocado en porciones de suelo y rocas, asumiendo que
el enrocado sigue la “curva de clasificación de densidad
máxima” o es menos profundo, es decir, está mejor
graduado que la “curva de clasificación de densidad
máxima”. curva de clasificación de densidad”. Esto
asegura que las partículas más pequeñas encajen en
los huecos entre las partículas más grandes. La
densidad de compactación del suelo con cantidades
considerables de material de gran tamaño se puede
determinar matemáticamente calculando el volumen del
cualquier interacción con el entorno. Después de un
tiempo adecuado en estas condiciones, las muestras
se pueden sacar y ensayar para encontrar los efectos de
la tixotropía sobre el comportamiento del suelo arcilloso
compactado.
5.3 Medición de las dimensiones
de la muestra.
5.3.1 Muestras compactadas
Para muestras compactadas en un molde dividido
material de gran tamaño en función de su peso y
externo, la
muestra
debe retirarse del molde dividido
gravedad específica y luego incluirlo con la densidad de compactación
del
suelo solo.
(con extrema precaución para evitar alteraciones) para
Si la curva de distribución del tamaño de grano es
obtener su peso, altura y diámetro. El peso debe
menos profunda que la de la “curva de granulometría de
determinarse con una precisión de 0,01 g. Sin embargo,
densidad máxima” (Fuller y Thompson 1907), que suele
para muestras que pesan más de 1000 g, es adecuado
ser el caso del enrocado, entonces la distinción entre
medir con precisión de 0,1 g. La altura y el diámetro se
partículas de suelo y partículas de roca es relativamente
deben determinar con una precisión de 0,02 mm (0,001
poco importante, porque la Las partículas más pequeñas
pulg.) utilizando un comparador de cuadrante. Los puntos
encajan en los huecos entre las partículas más grandes.
de contacto del comparador de cuadrante en estos
Rolston y Lade (2009) dieron fórmulas matemáticas
instrumentos deben tener una superficie plana con un
para calcular la densidad seca máxima del enrocado.
diámetro mínimo de aproximadamente 5 mm (1/4 pulg.).
Estas fórmulas dependen de las cantidades relativas de
suelo y rocas en la muestra total.
Para muestras compactadas en un molde interno
dividido, el peso inicial no se puede verificar directamente.
Por lo tanto, el peso seco en horno de la muestra debe
5.2.7 Extrusión y almacenamiento
verificarse después de la prueba.
Sin embargo, la altura y el diámetro de la muestra
Después de la preparación del suelo, la muestra puede
ser extruida del molde en el que fue compactada y
compactada deben medirse después de aplicar un ligero
vacío y retirar el molde. Se recomienda una cinta Pi para
almacenada en condiciones similares a las utilizadas
medir el diámetro.
para las muestras intactas.
5.2.8 Efectos del envejecimiento de la muestra
Debido a la acción tixotrópica después de la compactación
de especímenes arcillosos, estos pueden ganar
resistencia con el tiempo (Mitchell 1960). Para simular
este efecto de envejecimiento en condiciones de mínima
interferencia desde el exterior, las muestras pueden
estar encerradas entre la tapa y la base y rodeadas por
una membrana de caucho sellada a las placas de los
extremos con juntas tóricas, que mantiene la interacción
entre el agua exterior e interior y aire al mínimo. Estas
muestras se pueden colocar en un baño de agua o aceite
que mantenga la misma temperatura y evite
5.4 Instalación de la muestra
Independientemente del método utilizado para preparar
una muestra de suelo para pruebas triaxiales fuera de la
celda triaxial, mediante recorte de muestras intactas,
mediante compactación de suelo arcilloso u otro método
que permita que la muestra se mantenga independiente
sin colapsar, la muestra ya está listo para ser instalado
en el aparato triaxial. Otras muestras preparadas como
se revisó anteriormente se elaboran directamente sobre
la base de la celda triaxial y no necesitan más detalles
de preparación.
Machine Translated by Google
236 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
(C)
Figura 5.20 (a, b) Profilácticos colocados alrededor de la base y sellados con juntas tóricas y (c) enrollados alrededor de la
muestra y sellados con juntas tóricas alrededor de la tapa.
5.4.1 Muestra de arcilla completamente saturada
debajo de la muestra durante la instalación. A esto le sigue
Para la instalación de una muestra de arcilla completamente
el posicionamiento de la(s) membrana(s) de caucho, ya sea
saturada preparada mediante recorte, la base debe lavarse
mediante un tensor de membrana que se extiende sobre
con agua desaireada antes de colocar la muestra
ambos extremos del conjunto de la muestra, o enrollando
directamente sobre la placa base o la piedra filtrante para
las membranas delgadas (profilácticas) inicialmente colocadas
evitar atrapar aire entre la base y la muestra. . Así, el agua
alrededor de la base, como se muestra en la figura 5.20. (a,
es empujada
b), y Fig.5.20(c),
Machine Translated by Google
Preparación de muestras triaxiales 237
enrollado alrededor del espécimen. Debido a que estas
muestras de suelo son sensibles a las perturbaciones
debido al posicionamiento de las juntas tóricas superiores,
éstas se colocan con la ayuda de un tensor de juntas tóricas.
Este es un tubo que encaja sobre el diámetro de la tapa.
Las juntas tóricas se colocan sobre la tapa con el dedo
anular de una mano mientras se usan los dedos de la
otra para evitar que las juntas tóricas caigan sobre la
muestra de suelo, como se muestra en la Fig. 5.21.
5.4.2 Muestra de suelo arcilloso insaturado
Figura 5.21 Se coloca la junta tórica en la membrana
alrededor de la tapa sacándola del soporte de la junta
tórica con el dedo anular.
La muestra de suelo arcilloso insaturado se coloca sobre
la piedra del filtro de alta entrada de aire y la membrana
se coloca alrededor de la muestra, como se describió
anteriormente. La conexión entre el agua de la muestra y
el agua de la piedra filtrante se comprueba antes de
iniciar la prueba.
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
6
Saturación de la muestra
6.1 Razones de la saturación
6.2 Razones de la falta de saturación total
La saturación de las muestras de suelo es necesaria para
A menudo, las muestras de suelo no se saturan
proporcionar mediciones confiables de la presión del agua
completamente inmediatamente antes de realizar el ensayo.
de los poros y el cambio de volumen. En una prueba triaxial
Algunas de las razones de la falta de saturación completa pueden ser:
sin drenaje, se puede simular la condición de ningún cambio
de volumen si la muestra está completamente saturada. En
una prueba triaxial drenada, el cambio de volumen de la
muestra se puede determinar midiendo la cantidad de agua
que entra o sale del suelo saturado. La importancia de la
1. Los ejemplares procedentes de depósitos naturales
pueden presentar fisuras que se abren por el muestreo
y descarga.
2. Las muestras de depósitos no homogéneos como, por
ejemplo, arcilla varvada, pueden sufrir una redistribución
saturación completa es más pronunciada para las pruebas
del agua de los poros y un reemplazo parcial del agua
sin drenaje en las que el desarrollo de la presión del agua
de los poros depende en gran medida de la rigidez del fluido
de los poros.
de los poros con aire intruso.
3. Las muestras de suelos de grano grueso no pueden
formar meniscos en la superficie de la muestra. Esto da
como resultado la intrusión de aire, perturbaciones y, en
Existen básicamente dos categorías de condiciones de
campo para las cuales es importante la duplicación de las
condiciones de suelo saturado en el laboratorio:
algunos casos, colapso de la muestra.
4. La reducción de la presión del agua de poro debido al
muestreo provoca la liberación de gases disueltos y la
1. Depósitos de suelo naturales no perturbados debajo del
consiguiente falta de saturación total. Este efecto es
nivel freático. Esto incluye el suelo en el fondo del
particularmente pronunciado en (a) suelos con materiales
océano donde la presión de poros es alta.
orgánicos en los que gases como el metano se forman
in situ y (b) suelos del fondo del océano en los que el
2. Suelos compactados o naturales que se han saturado o
cambio en la presión del agua intersticial (de grande,
pueden saturarse por (a) percolación o (b) compresión
positiva a negativa) es particularmente pronunciado.
debido a la presión de sobrecarga.
Las muestras de suelo de estas dos categorías requieren
grande.
5. Se puede introducir aire durante la manipulación y el
pruebas en condiciones completamente saturadas.
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
recorte de muestras intactas.
Machine Translated by Google
240 Ensayos Triaxiales de Suelos
6. Es posible que quede aire atrapado entre la muestra y la
membrana durante la preparación de la muestra.
relación, la ruta de tensión efectiva y la fuerza no lluviosa. La
envolvente de fuerza efectiva no se ve apreciablemente afectada
por la falta de saturación total. La Figura 6.1 muestra los efectos
7. Los especímenes preparados mediante deposición de suelos
granulares, incluso cuando se hacen bajo agua, a menudo
no están completamente saturados.
8. Las muestras preparadas mediante compactación con el
contenido óptimo de agua están sólo entre un 80% y un 95%
de saturación.
El requisito de saturación total se extiende para incluir la parte
del equipo de medición de presión de poro que junto con la
muestra forma un sistema cerrado durante la prueba sin drenaje.
de la falta de saturación total sobre las resistencias a la
compresión de la caolinita compactada. A baja presión de
consolidación, la arcilla compactada se comporta como un suelo
sobreconsolidado que tiende a dilatarse durante el corte. Las
disminuciones correspondientes en las presiones de poro en las
muestras parcialmente saturadas son demasiado pequeñas, lo
que da como resultado presiones de confinamiento efectivas más
pequeñas y, por lo tanto, resistencias a la compresión más bajas
que las obtenidas en las muestras completamente saturadas.
También se debe tener en cuenta que una muestra inicialmente
saturada puede volverse insaturada durante la prueba si el suelo
tiende a dilatarse durante el corte, lo que resulta en una
disminución de la presión de poros.
A altas presiones de consolidación, la arcilla compactada se
comporta como una arcilla normalmente consolidada que tiende
a contraerse durante el corte.
Esto, a su vez, puede provocar una liberación involuntaria de
gases disueltos o cavitación del agua de los poros, que se
6
produce a ­1 atm (o más precisamente a 17 mm Hg) para agua
­ Sin contrapresión
limpia y sin aire a temperatura ambiente.
­ Con contrapresión
5
6.3 Efectos de la falta de saturación total
4
Incluso una pequeña cantidad de aire tendrá un gran efecto
volumétricas del agua y del aire son muy diferentes. El esqueleto
1σ–(
sobre las presiones de poro que se desarrollan durante una
prueba sin drenaje. Esto se debe a que las compresibilidades
3
del suelo en una muestra saturada reacciona contra un fluido
de poro muy rígido y puede crear grandes cambios en la presión
de poro.
2
La sustitución de parte del agua dura por gas muy compresible
da como resultado cambios de presión de poro muy reducidos.
Esto se debe a que la tendencia al cambio de volumen del
esqueleto del suelo no es resistida con fuerza por el fluido de
1
los poros cuya compresibilidad está dominada por el aire libre.
La tendencia del cambio de presión de poro (aumento o
disminución) no se ve afectada, pero la magnitud de la presión
de poro está directamente influenciada por la cantidad de aire
libre en la muestra.
Por tanto, la respuesta de la presión de poro se ve amortiguada
por la presencia de aire.
La falta de saturación total afecta la presión de poro, que a su
vez afecta la tensión­deformación.
0
0
1
2
3
σc (kg/cm2)
Figura 6.1 Efecto de la falta de saturación total sobre las
resistencias a la compresión de caolinita compactada a
diversas presiones de consolidación. Reproducido de
Allam y Sridharan 1980 con autorización de ASTM
International.
4
Machine Translated by Google
Saturación de la muestra 241
Los aumentos resultantes en las presiones de poro
durante el corte no drenado son demasiado pequeños
en la muestra parcialmente saturada, y las presiones de
confinamiento efectivas resultantes y, en consecuencia,
las resistencias a la compresión son menores que las
obtenidas en las muestras completamente saturadas.
Por lo tanto, las envolventes de resistencia a la compresión que
se muestran en la figura 6.1 se cruzan entre sí.
Dado que los suelos que se contraen durante el corte
tienen resistencias no drenadas más bajas cuando se
ensayan en condición saturada que cuando se ensayan
en saturación parcial, es esencial que las muestras
triaxiales estén completamente saturadas. Incluso si el
suelo no alcanza la saturación total en el campo, es
prudente probar dicho material en saturación total. Por
otro lado, los suelos que se dilatan durante el corte
tienen mayores resistencias al corte sin drenaje cuando
se ensayan en condiciones saturadas, y puede ser
demasiado conservador emplear la menor resistencia
al corte sin drenaje de una muestra parcialmente
saturada si el suelo en el campo siempre está en plena
saturación.
Es obvio que el grado de saturación juega un papel
importante en las propiedades medidas del suelo. Para
pruebas cuyos resultados dependen de muestras
completamente saturadas, es interesante determinar
el grado de saturación antes del corte o antes de intentar
cualquier procedimiento de saturación.
6.4 Prueba de valor B
Una medida muy sensible del grado de saturación se
obtiene midiendo el valor del coeficiente de presión de
poro B, tal como lo define Skempton (1954) (ver Sección
2.2.3):
B=
∆ tu
∆σ 3
(6.1)
un suelo saturado. Los valores de B inferiores a 1,0
pueden ser indicativos de una saturación incompleta,
pero otros factores pueden hacer que B sea inferior a la
unidad. Por ejemplo, la fuga entre la muestra y la
atmósfera da como resultado una disminución de la
presión del agua de los poros y un valor B más bajo,
mientras que un valor B mayor que la unidad puede
sugerir una fuga de la celda a la muestra. Para
interpretar correctamente el valor de B , a continuación
se revisan y analizan los factores que afectan a B.
6.4.1 Efectos de los factores primarios sobre el valor B
Para el propósito de la presente discusión, los principales
factores que afectan el valor B se consideran aquellos
asociados con el suelo mismo.
Estos son el esqueleto del suelo, los granos del suelo,
la porosidad, el agua, el grado de saturación y la presión
de poro misma. Se consideran factores secundarios los
impuestos por la técnica de ensayo. Estos incluyen el
sistema de medición y la membrana que rodea la
muestra.
La influencia del grado de saturación S sobre el valor
B medido es siempre muy pronunciada. Esto puede
verse en la expresión del valor B aplicable a condiciones
sin drenaje en una muestra triaxial.
La expresión del parámetro B se deriva de que el
cambio de volumen total de un sistema cerrado formado
por una muestra parcialmente saturada debe ser cero.
Durante una prueba de valor B, el aumento de la tensión
isotrópica da como resultado un cambio de volumen del
esqueleto del suelo, ΔVsk, que debe ser igualado por
cambios de volumen del agua, ΔVw, los granos del
suelo y del aire, ΔVa , en el caso específico. hombres.
De este modo:
∆ ∆skVV ∆ ∆ wVV + = +
en el que Δσ3 representa un cambio impuesto en la
presión isotrópica general de la celda, y Δu
representa el cambio resultante en la presión de poro
obtenido en condiciones de compresión isotrópica sin
drenaje.
Varios factores afectan el valor de B, pero depende
en gran medida del grado de saturación. Normalmente,
el valor de B es cercano a 1,0 para
gramo
a
(6.2)
El término del lado izquierdo es una función de las
tensiones efectivas y los términos del lado derecho
El lado derecho son funciones de las presiones de poro. Estos
términos pueden expresarse como:
∆VC
sk
=
d
′
V0 Cσ=3∆
d
V
_
0
(∆ σ 3 ) − ∆tu
(6.3)
Machine Translated by Google
242 Ensayos Triaxiales de Suelos
donde Cd es la compresibilidad volumétrica del esqueleto
del suelo y V0 es el volumen total de la muestra.
S0 tu ∆∆
VC
V
w = n w
(6.4)
en la que Cw es la compresibilidad del agua
(aproximadamente 4,8 10−7 m2 /kN = 4,8 10−7 vol/
vol/kPa) y n es la porosidad.
CV =∆
gramo
( ) 1− norte V
gramo
(6.5)
∆tu _
0
Usando la ley de Boyle para la compresión de gas (la
presión absoluta multiplicada por el volumen es constante
a temperatura constante), ΔVa se puede encontrar a partir de:
(6.6)
= ( ) + ∆ ∆ ( ) − u aV1
uu1V Va
a
en el que Va =
n V0
−()
1− S
(6.7)
∆tu _
0
tu
son razonables para pruebas de valor B en muestras con
altos grados de saturación (Black y Lee 1973).
Para ilustrar la dependencia de B del grado de
saturación S, se han calculado curvas teóricas de valor
B versus S para algunos casos representativos. Se
trataron cuatro clases diferentes de suelos (Black y Lee
1973):
1. Suelos blandos, que son arcillas blandas normalmente
consolidadas con, por ejemplo, e ≈ 2,0 y Cd =
1,45 10−3 m2 /kN (=1,0 10−2 in.2 /lb).
2. Suelos medianos, que son limos y arcillas compactados
y arcillas ligeramente sobreconsolidadas con, por
ejemplo, e ≈ 0,6 y Cd = 1,45×10−4 m2 /kN (=1,0
in.2 /lb).
1S . _ De este modo:
=
∆ V anorte
V
porado en la ecuación. (6.8) sigue la ley de Boyle. La
expresión se basa en el supuesto de que el aire de los
poros no se disuelve en el agua de los poros durante la
prueba del valor B y que la presión en el aire y en el agua
es la misma. Se ha demostrado que estas suposiciones
2
10−3
3. Suelos rígidos, que son arcillas rígidas sobreconsolidadas
y arenas promedio de la mayoría de las densidades,
por ejemplo e ≈ 0,6 y Cd = 1,45×10−5
en el que u2 (= u1 + Δu) es la presión absoluta en el aire
intersticial después de la aplicación de un incremento de
tensión.
Sustitución de las ecuaciones (6.3), (6.4), (6.5) y (6.7) en la
ecuación. (6.2), resolviendo Δu y dividiendo por Δσ3 se obtiene:
B=
∆ tu
∆σ 3
Cd
=
+
C renSC
n C n w+ (
1) −
1− S
+
gramo
tu2
(6.8)
Esta expresión indica que la magnitud de B depende
de las siguientes variables: (1) el grado de saturación; (2)
la compresibilidad del esqueleto del suelo; (3) la porosidad
del suelo; (4) la compresibilidad de los granos del suelo,
que es muy pequeña comparada con la del agua y la del
esqueleto del suelo; y (5) la presión absoluta del fluido de
los poros después de la aplicación del incremento en la
presión de la celda.
Para muestras con altos grados de saturación, el valor
de u2 puede tomarse como la suma de la presión absoluta
en el fluido de los poros antes del incremento de presión
y el incremento en la presión de la celda. La compresión
del aire incor­
m2 /kN (=1,0
10−4 pulg2 /libra).
4. Suelos muy rígidos, que son arenas muy densas o
arcillas rígidas, especialmente a altas presiones de
confinamiento, por ejemplo e ≈ 0,4 y Cd = 1,45 10−6
m2 /kN (=1,0
10−5 in.2 /lb) .
Las variaciones calculadas en el valor B con un grado
creciente de saturación para estas cuatro clases de suelo
se muestran en la Fig. 6.2. Dado que las compresibilidades
del suelo para suelos blandos y medios son mayores que
la compresibilidad del agua, el valor de B es para
propósitos prácticos igual a la unidad para un suelo
saturado, como se indica en la figura 6.2.
Por lo tanto, para una muestra completamente saturada de
suelos blandos y medios, un aumento en la presión de
confinamiento da como resultado un aumento igual en la
presión del agua intersticial. Sin embargo, la presencia
incluso de volúmenes muy pequeños de aire o gases no
disueltos en el agua de los poros da como resultado una
compresibilidad mucho mayor del fluido de los poros y, en
consecuencia, el valor de B disminuye por debajo de la unidad. El valor de B
por lo tanto, proporciona una medida sensible del grado
de saturación, y las pruebas de valor B se utilizan a
menudo para comprobar el grado de saturación de
muestras triaxiales (Bishop y Henkel 1962; Wissa y Ladd
1965; Lee et al. 1969; Wissa 1969).
Machine Translated by Google
Saturación de la muestra 243
Cambiar escala
1.0
Contrapresión = 30 psi
Δσ3 = 20 psi
0,95
0,90
Aceite suave
(B100= 0,9998)
Rígido
(B100= 0,9877)
ortenm
ó,iáosrreao
erB
P
d
p
0,85
0,80
Medio
(B100= 0,9988)
0,75
Muy duro
(B100= 0,9130)
0,70
86
88
90
92
94
96
98 99
99,5
100
Grado de saturación, S (%)
Figura 6.2 Variación de los valores B con el grado de saturación para cuatro clases de suelo. Reproducido de Black
y Lee 1973 con autorización de ASCE.
Según la ecuación. (6.8) y Fig. 6.2, el valor de B
también disminuirá por debajo de la unidad para suelos
completamente saturados pero muy rígidos. Si el suelo
está cementado (Wissa y Ladd 1965) o confinado a altas
presiones (Lee et al. 1969), su compresibilidad es
relativamente baja y puede acercarse al mismo orden de
magnitud que la compresibilidad del agua.
Los suelos arcillosos consolidados a presiones
moderadamente altas y expuestos a incrementos de
presión muy pequeños exhiben compresibilidades que
pueden ser menores que la compresibilidad del agua
(Schuurman 1966; Lee et al. 1969).
Las compresibilidades de los granos del suelo son muy
pequeñas (alrededor de 0,2 10−7 m2 /kN) (Skempton y
Bishop 1954) en comparación con las del agua y el
esqueleto del suelo, y se han omitido en el análisis de
presión de poro anterior. Bishop (1973) demostró que
para suelos con compresibilidades esqueléticas mayores
que la del agua, la influencia de la compresibilidad del
grano del suelo es insignificante. Sin embargo, a medida
que la compresibilidad del esqueleto disminuye por debajo
de la del agua y se acerca a la de los granos del suelo, la
diferencia entre los valores B calculados a partir de la
expresión de Bishop y de la ecuación. (6.8)
se vuelve significativo. En suelos muy rígidos y en rocas
porosas y fisuradas se pueden encontrar compresibilidades
esqueléticas de magnitudes suficientemente bajas como
para causar un efecto de la compresibilidad del grano
sobre la presión de poro en muestras saturadas.
6.4.2 Efectos de los factores secundarios
sobre el valor B
Los factores secundarios que afectan el valor B medido
son aquellos asociados con las pruebas del suelo. Por lo
tanto, el propio sistema de medición de la presión de
poros y la penetración de la membrana en los huecos
entre las partículas en suelos granulares afectan la
presión de poros medida.
El sistema de medición de la presión de poro, que
generalmente consiste en un transductor de presión
eléctrico conectado a la muestra a través de tubos,
accesorios y válvulas, forma un sistema cerrado con la
muestra. Debido a la flexibilidad del sistema de medición
de presión (incluida la compresibilidad del fluido que llena
el sistema), el fluido de los poros fluirá dentro o fuera del
espacio poroso de la muestra saturada, provocando así la
Machine Translated by Google
244 Ensayos triaxiales de suelos
(a)
(b)
Medido
volumétrico
Triaxial
compresión
muestra
Volumétrico
compresión
de membrana
acirtémauplo
evc
1
mv+
fm
vo
penetración
vs= 3∙
mv
compresión
1
Goma
membrana
σ′3
1
Volumétrico
del esqueleto del suelo
Confinamiento efectivo
presión
Cambio de volumen debido a
penetración de la membrana
Baja efectividad
la presión de confinamiento
Alta efectividad
la presión de confinamiento
Figura 6.3 (a) Penetración de la membrana en una muestra triaxial y (b) determinación de la flexibilidad de la membrana a
partir de una prueba de compresión isotrópica. Reproducido de Lade y Hernández 1977 con autorización de ASCE.
la muestra cambie de volumen y, por lo tanto, la prueba
no está realmente sin drenaje. Las presiones de poro de
equilibrio resultantes generalmente diferirán de las
presiones de poro verdaderas para las cuales se instaló el
sistema de medición (Bishop y Henkel 1962; Wissa y Ladd
1965; Wissa 1969).
La penetración de la membrana de caucho que
encierra la muestra triaxial en los huecos entre las
partículas en suelos granulares provoca cambios de
volumen en las pruebas con presiones de confinamiento
efectivas cambiantes, como se muestra en la figura 6.3.
En ensayos sin lluvia, la penetración de la membrana
tenderá a amortiguar los cambios en la presión de poro,
teniendo así efectos que en algunos aspectos son similares
a los del aire en la muestra.
Como antes, una expresión para el parámetro B
puede derivarse de que el cambio de volumen total del
sistema cerrado que consiste en una muestra parcialmente
saturada con una membrana circundante y un sistema de
medición de la presión de poros debe ser cero. Esto
requiere que los cambios de volumen de los componentes
individuales se equilibren entre sí, expresado como:
∆ ∆ skVV +
=
metro
∆ ∆ wVV + +ga ∆ ∆ VV +
s
(6.9)
en el que ΔVsk se expresa en la ecuación. (6.3), ΔVw
se expresa en la ecuación. (6.4), ΔVg se expresa en
Ec. (6.5), y ΔVa se expresa en la ecuación. (6.7). ΔVm es
el cambio de volumen debido a la penetración de la
membrana y ΔVs es el cambio de volumen del sistema de
medición de presión de poro. Observe nuevamente que
los términos del lado izquierdo de la ecuación. (6.9) son
funciones de tensiones efectivas y los términos del lado
derecho son funciones de presiones de poro.
El componente debido a la penetración de la membrana
se expresa en términos de la flexibilidad de la membrana,
que se define como el cambio de
f
volumen de la muestra debido a la penetración de la
membrana, Δσ3 (Lade y Hernández 1977):
metro,
F
=
metro
∆V
metro
∆σ 3
′
(6.10)
a partir del cual
∆ Vfm=_
(
metro
∆ σ 3 − ∆tu )
(6.11)
La flexibilidad del sistema de medición de la presión de
poros se expresa en términos del coeficiente f
s
tal que:
∆ ∆ V=f s stu
(6.12)
Machine Translated by Google
Saturación de la muestra 245
Sustitución de las ecuaciones (6.3), (6.4), (6.5),
(6.7), (6.11) y (6.12) en la ecuación. (6.9), resolviendo
Δu y dividiendo por Δσ3 se obtiene (Lade y Hernández
1977):
C+
d
B=
+
CdnSC
n C nw+ ( 1 ) −
F
V0
metro
+
gramo
1− S
tu
2
+ +Fs
V
0
F
V0
metro
(6.13)
Se podrá realizar una prueba de flexibilidad en un
tramo de este tipo de tubo y sumando esta
contribución a la del dispositivo medidor de cambio
de volumen/presión de poros.
La influencia de la penetración de la membrana en
el valor B medido para muestras de suelos granulares
tiende a complicar la evaluación del grado de
saturación. En este caso es necesario determinar la
compresibilidad del sistema muestra­membrana [(= +
CdV
),
metro
0
En esta expresión para B, el efecto del sistema de
medición de la presión de poro aparece sólo en el
denominador y actúa para reducir aún más el valor
consulte la Fig. 6.3(b)] a la presión adecuada y
sustituya el valor en la siguiente expresión para B
para una muestra saturada:
de B. El término para la penetración de la membrana
aparece tanto en el denominador como en el
+F
d
V0
denominador y su efecto es estabilizar B en la unidad.
C
B=
(6.14)
El coeficiente f
representa
la
flexibilidad
total
s
F
F
s
+
1
norte C
del sistema que consta de transductor de presión,
+ w+ − ( norte
) C+ V
d
V0
C
0
tuberías, accesorios, válvulas y agua que llena estos
componentes. Los valores de flexibilidad de los
Luego se realiza la prueba del valor B como de
transductores reportados en la literatura varían desde
costumbre, seguido de la apertura de la válvula de
tan solo 0.8 10­7 cm3 /kPa (Wissa 1969) hasta
drenaje mientras la presión de la celda se mantiene
valores más típicos de 5 10­7­100
10­7 cm3 /
en su nuevo valor más alto (= σ3 + Δσ3 ). Los suelos
kPa (Morgan y Moore). 1968). La flexibilidad total
granulares con una penetración significativa de la
del sistema suele ser mayor debido a los tubos, válvulas, etc.
membrana suelen ser relativamente permeables, y la
El efecto del sistema de medición sobre la presión
cantidad de cambio de volumen resultante de abrir la
de poro de equilibrio desarrollada en suelos blandos
válvula de drenaje se utiliza para calcular el valor
con altas compresibilidades es insignificante, incluso
apropiado del término:
para sistemas con flexibilidad apreciable.
Sin embargo, para suelos rígidos, la flexibilidad del
∆ VMedido
sistema puede tener un efecto considerable sobre
+F
(6.15)
d
V
V0 ∆ σ 3
las presiones de poro desarrolladas. La ecuación
C
0 =
(6.13) muestra que el efecto del sistema de medición
se puede reducir utilizando un sistema con baja
Sustitución de la ecuación. (6.15) en la ecuación.
flexibilidad o probando muestras con grandes
(6.14) da como resultado un valor B teórico que se
volúmenes. Wissa (1969) presentó un análisis
puede comparar directamente con el valor B medido
detallado de estas posibilidades.
para evaluar la saturación de la muestra. Tenga en
La flexibilidad del sistema para un sistema de
cuenta que al determinar el término en el nominador
medición de presión de poro determinado se puede
como un solo término, no es necesario hacer
determinar para fines prácticos de una vez por todas
suposiciones sobre la isotropía de la muestra de suelo,
cerrando la válvula de control que conduce a la
como se implica en la Fig. 6.3. Tenga en cuenta
muestra triaxial y aumentando la contrapresión en
también que la flexibilidad de la membrana (así como
una cantidad determinada, observando el cambio de
la compresibilidad del esqueleto del suelo) varía con la
de
la
ecuación.
(6.12).
volumen durante el sistema y calculando
f
presión de confinamiento efectiva y la flexibilidad
s
Si es deseable incluir la flexibilidad del tubo que conduce
determinada a partir de una prueba de compresión
a la muestra triaxial, se debe realizar una prueba separada.
isotrópica es particular del tamaño de la muestra y la geometría utiliz
metro
metro
gramo
metro
Machine Translated by Google
246 Ensayos Triaxiales de Suelos
incluidos en el método indicado anteriormente.
En la Sección 9.7.1 se presenta información adicional
sobre los factores que controlan la penetración de la
membrana.
El efecto de la penetración de la membrana a presiones
de confinamiento efectivas bajas puede ser fácilmente
mucho mayor que los términos que explican la
compresibilidad del grano y del agua y la flexibilidad del
sistema de medición. Por lo tanto , el valor de B para
una muestra saturada a presiones de confinamiento
efectivas bajas puede estar más cerca de la unidad de lo
indicado por la ecuación. (6.8). La flexibilidad de la
membrana disminuye al aumentar la presión de
confinamiento efectiva y el valor B calculado a partir de la
ecuación. (6.13) por lo tanto se aproxima al valor calculado
a partir de la ecuación. (6.8).
6.4.3 Realización de la prueba del valor B
La realización real de una prueba de valor B para
determinar el grado de saturación de una muestra triaxial
se puede realizar de acuerdo con diferentes
procedimientos dependiendo de la compresibilidad del
suelo, la ocurrencia de penetración de la membrana, la
permeabilidad del suelo. y el grado previsto de saturación.
La prueba del valor B debe realizarse mientras la
muestra se encuentra bajo un estado de estrés isotrópico
y la muestra se ha consolidado completamente bajo la
presión de confinamiento efectiva actual. La prueba del
valor B puede, en principio, realizarse a cualquier presión
de confinamiento isotrópica efectiva. Sin embargo, las
consideraciones prácticas indican que es mejor hacerlo a
una presión de confinamiento baja en las primeras etapas
de la preparación de la muestra, antes de que se aplique
la presión de consolidación final, porque, en el caso de
medir un valor B bajo, puede ser posible. ­capaz de
remediar el bajo grado de saturación durante la siguiente
etapa de consolidación.
El hecho de que las pruebas del valor B deban
realizarse a partir de un estado de tensión isotrópico no
es obvio a partir de la derivación clásica basada en
propiedades elásticas, ya sea que se supongan
propiedades isotrópicas o anisotrópicas. Una derivación
para un material elástico­plástico muestra que los términos
de acoplamiento de volumen de corte, que se activan
El cambio en la presión celular es positivo o negativo (JF
Peters, comunicación personal, 2015) y, por lo tanto, este
valor B no es útil para indicar el grado de saturación del
suelo.
En general, la prueba del valor B se realiza cerrando
la válvula de drenaje, aumentando la presión de la celda
en una cantidad suficiente (por ejemplo, Δσ3 = 20–70
kPa (3–10 psi)) para permitir la determinación de un
valor razonablemente preciso de B, midiendo Δu y
calculando el valor de B (= Δu/Δσ3 ). La presión de la
celda generalmente se reduce a su valor inicial y la
válvula de drenaje se abre nuevamente para volver al
estado de tensión en la muestra antes de la prueba del
valor B.
Para suelos blandos y medios, el valor de B es la
unidad para una muestra saturada, es decir, el cambio en
la presión de confinamiento provoca un cambio igual en
la presión de poro. Para suelos blandos no saturados, el
grado de saturación es aproximadamente igual al valor
medido de B, como se indica en la Fig. 6.2. El aumento
de la presión de la celda en una prueba en un suelo no
saturado provoca un aumento en la presión de
confinamiento efectiva de:
∆σ
′
3
=
σ∆ ( ) 1­ B
3
(6.16)
Esto, a su vez, hace que la muestra se comprima y
puede provocar una consolidación excesiva de la misma,
como se ilustra en la figura 6.4. La reducción posterior
en la presión de confinamiento da como resultado el
rebote de la muestra, pero la relación de vacíos a la
presión de confinamiento efectiva deseada ahora es
Relación de vacíos, e
e inicial
compresión virgen
curva
e deseado
mi final
(sobreconsolidado)
∆σ′3 Causado por
prueba de valor B
σ′3
σ′ inicial 3
σ′ deseado 3
σ′ más alto 3
cuando se aplica un esfuerzo desviador, causarán un
Figura 6.4 Ilustración esquemática del comportamiento de un
parcialmente
saturado durante una prueba de valor B.
valor B demasiado alto o demasiado bajo dependiendo de si elsuelo
material
elástico­plástico
Machine Translated by Google
Saturación de la muestra 247
inferior al correspondiente a la curva de compresión virgen. Por
lo tanto, es importante que el incremento en la presión de la
celda utilizado para la determinación de B se elija teniendo en
cuenta la posibilidad de una consolidación excesiva involuntaria
Suelos muy rígidos
Para suelos muy rígidos el valor de B es significativamente
menor que la unidad, incluso para muestras completamente
saturadas, como se muestra en la Fig. 6.2. Por lo tanto, es
de la muestra. Por lo tanto, la magnitud de Δσ3 debería ser
difícil evaluar el grado de saturación basándose únicamente en
una simple prueba del valor B. En este caso, el valor B para
pequeña para una muestra cuyo grado de saturación se prevé
que sea bajo.
una muestra completamente saturada se puede calcular a
partir de la ecuación. (6.14) para comparar con el valor medido.
Alternativamente, los valores de B pueden determinarse a
Suelos blandos con baja permeabilidad.
varias contrapresiones sucesivamente más altas mientras se
Las arcillas blandas tienen permeabilidades bajas que impiden
una respuesta inmediata en la presión del agua de poro medida
cuando se aumenta la presión de la celda.
Las arcillas blandas exhiben un comportamiento viscoso como
se indica en la Fig. 6.5, que muestra un diagrama de mediciones
mantiene la presión de consolidación efectiva aproximadamente
constante, como se muestra en la figura 6.6 (Lee et al. 1969;
Wissa 1969). Un valor B medido que es constante e
independiente de la magnitud de la contrapresión indica
saturación total.
del valor B para especímenes triaxiales de lodo de la Bahía
de San Francisco normalmente consolidado. El diagrama indica
que puede tomar algún tiempo para que la presión del agua de
Muestras con estrés desviador aplicado.
los poros responda lo suficiente y el valor B alcance la unidad.
La Figura 6.7 muestra la variación en los valores B medidos
De hecho, si no se alcanza la unidad en un tiempo razonable,
para especímenes de arcilla saturada y arena saturada con
nunca se alcanzará y el ejemplar no se saturará. Sin embargo,
relaciones de tensión crecientes (Lade y Kirkgard 1984). Para
si se alcanza la unidad en un período razonablemente corto,
Bootlegger Cove Clay, una arcilla relativamente blanda de
entonces se puede considerar que la muestra está saturada.
Anchorage, AK, EE. UU., los valores B medidos inicialmente
en el estado isotrópico de tensión fueron razonablemente
cercanos a la unidad.
1.25
3,0 kg/cm2
1.00
2,5 kg/cm2
3/′=
σ
uB
∆
Contrapresión=2,0 kg/cm2
0,75
0,50
0,25
0
1
2
3
4
5
Tiempo (minutos)
Figura 6.5 Diagrama de mediciones del valor B para muestras triaxiales de lodo viscoso y normalmente consolidado de la
Bahía de San Francisco, lo que indica que puede tomar algún tiempo para que la presión del agua de los poros responda lo
suficiente y el valor B alcance la unidad.
Machine Translated by Google
248 Ensayos Triaxiales de Suelos
160
140
Arena del río Sacramento
Doctor ≈75%
σ3C = 3,0 kg/cm2
120
Valores B:
medido = 0,985
calculado = 0,986
nó,ia
)so2u
/erg
m
grkP
e
o
a
d
p
u
c(
100
80
60
40
arena de ottawa
Doctor ≈ 100%
σ3C = 40 kg/cm2
20
Valores B:
medido = 0,860
calculado = 0,892
0
0
20
40
60
80
100
120
140
Presión de la celda, σ3 (kg/cm2)
Figura 6.6 Los valores de B se pueden determinar a varias contrapresiones sucesivamente más altas mientras se mantiene la
presión de consolidación efectiva aproximadamente constante (según Lee et al. 1969).
(a)
(b)
extensión triaxial
Arena fina de sílice
Compresión triaxial
Arcilla de la cala del contrabandista
­ Ejemplares intactos
­ Ejemplares remodelados
­ Dr = 37% (suelto)
­ Dr = 85% (denso)
1.0
ortenm
ó,iáosrreao
erB
P
d
p
1.0
0,9
0,9
0,8
0,8
0,7
1.0
1.5
Relación de tensión, σ1/σ3
2.0
0,7
1.0
1.5
2.0
Relación de tensión, σ1/σ3
Figura 6.7 Variación de los valores B medidos para (a) muestras de arcilla saturada y (b) de arena saturada con relaciones de
tensión crecientes. Reproducido de Lade y Kirkgard 1984 con autorización de ASCE.
Machine Translated by Google
Saturación de la muestra 249
Muy duro
El aumento de la relación de tensión de consolidación
resultó en un aumento de los valores B para cada una de
100
las muestras analizadas. Las muestras de arcilla intactas
generalmente exhibieron valores B ligeramente más bajos,
posiblemente debido a la estructura anisotrópica de la arcilla natural.
Los resultados de las dos pruebas de extensión triaxial
Rígido
80
Medio
en arena de sílice fina saturada también muestran una
variación considerable en los valores B medidos con
60
disminuyen bruscamente inmediatamente al aumentar la
relación de tensiones. Un mayor aumento en la relación de
,nóica
ordua)t%
e
raG
S
d
s(
cambios en la relación de tensiones. Los valores B
40
tensión hace que los valores B aumenten nuevamente
hacia el valor original medido en el estado isotrópico de
Aceite suave
20
tensión. Los valores B aumentan rápidamente para la arena
suelta, mientras que se observan aumentos mucho más lentos para la arena densa.
De estos ejemplos se puede ver que puede ser difícil
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1.0
emplear la prueba del valor B como verificación del
grado de saturación de una muestra de suelo. Como
Parámetro de presión de poro, B
ejemplo, considere una muestra de Bootlegger Cove
Figura 6.8 Variación del grado de saturación, S, con
valor B medido para cuatro clases de suelo en el caso de
Clay inicialmente consolidada con K0 antes de realizar
que no haya penetración de la membrana y la influencia
más pruebas. Una prueba de valor B da como resultado
insignificante del sistema de medición de la presión de poros.
B = 0,90. Un valor tan bajo puede ser particularmente
sorprendente ya que esta arcilla es relativamente
blanda y se podría haber esperado un valor mucho
Debido a que Cw y Cg son siempre mucho más
más alto, cercano a la unidad, para una arcilla blanda.
pequeños que 1/u2 , esta expresión se simplifica a:
Sin embargo, es difícil interpretar este valor de B en
relación con el grado de saturación sin más mediciones y análisis.
tu
1 − B − Fs
C1=−
+d F
Por lo tanto, si se requiere consolidación
(6.18)
B
V0
V0
anisotrópica al final de la etapa de consolidación,
entonces es aconsejable determinar el valor B en una
metro
S2
_
norte
etapa anterior, cuando la muestra todavía está bajo
presión isotrópica.
6.5 Determinación del grado
de saturación
Una vez que se determina el valor de B, el grado de
saturación, S, puede determinarse a partir de la
expresión para B en la ecuación. (6.13):
+F
V0
1) − −
metro
S=
C
d
1
+ ( 1 ) −norte C+
BB sustantivo, femenino—
tu2
(
ByC
w
−
gramo
Fs
V0
1
tu2
(6.17)
La influencia de B sobre S se muestra en la figura 6.8
para el caso de que no haya penetración de la membrana
y la influencia del sistema de medición de la presión de
poro sea insignificante. Aquí también se emplean las
cuatro clases de suelo utilizadas en el diagrama de la Fig. 6.2.
De hecho, el diagrama de la figura 6.8 muestra la
inversa de las relaciones mostradas en la figura 6.2,
pero en todo el rango de valores B y S. Tenga en
cuenta que, excepto en suelos blandos y medios, los
valores de B están significativamente por debajo de
1,0 en saturación total y se reducen muy rápidamente
para S menos del 100%. Si, por ejemplo, se aceptó
que B = 0,95 indica saturación total, puede verse en
la figura 6.8 [o en la ecuación. (6.18)] que esto
correspondería a un grado de saturación del 99,9%
para un suelo muy rígido. Sin embargo, para un suelo
blando con el mismo valor B, el grado de saturación
sería del 96%.
Machine Translated by Google
250 Ensayos Triaxiales de Suelos
6.6 Métodos de saturación de muestras
triaxiales.
σcelda
Una etapa muy importante y que a veces requiere
mucho tiempo en una prueba triaxial es el proceso
de saturar una muestra que, después de montarla y
encerrarla en la celda triaxial, no está completamente
saturada. Hay varios métodos disponibles para
Presión
bajo u
aumentar el grado de saturación y saturar
completamente las muestras triaxiales con agua.
Los métodos que se han empleado para este fin son:
(1) percolación con agua; (2) el método del CO2; (3)
aplicación de contrapresión; y (4) el procedimiento de
vacío. Cada uno de estos métodos se presenta a
continuación.
Alto u
6.6.1 Percolación con agua
En el método de percolación, se introduce agua a
través de la línea de drenaje inferior y se permite que
se filtre a través de la muestra bajo un gradiente
hidráulico. Esto tiene como objetivo expulsar el aire a
través de la línea de drenaje superior, saturando así
la muestra con agua, como se ilustra en la figura 6.9.
El proceso puede facilitarse aplicando un vacío a la
muestra, lo que hace que el volumen de aire aumente
y, en parte, sea succionado de la muestra. Luego se
introduce agua en el fondo de la muestra mientras
se mantiene el vacío en la parte superior. Se puede
proporcionar más ayuda al proceso de percolación
aplicando presión al agua en el fondo, aumentando
así el gradiente hidráulico en la muestra.
Vacío
Figura 6.9 Saturación de una muestra triaxial mediante
percolación de agua, expulsando así el aire a través de la
línea de drenaje superior.
La permeabilidad puede ser más fácil de saturar con
este método, pero incluso este tipo de suelo puede
exhibir cierta resistencia a saturarse completamente
por filtración. Pequeñas burbujas de aire pueden
adherirse a los granos de arena y son difíciles de eliminar.
El proceso de percolación puede requerir la ayuda
de altas presiones diferenciales en los puertos de
drenaje para desarrollar un flujo significativo a través
de la muestra. Sin embargo, la presión de la celda,
que es esencialmente constante a lo largo de la
muestra, debe ser mayor que la presión aplicada
internamente en el fondo para mantener una presión
de confinamiento efectiva positiva sobre la muestra.
Por lo tanto, se aplican presiones de confinamiento
efectivas de diferentes magnitudes a lo largo de la
altura de la muestra con las presiones más bajas
cerca del fondo. Además, la percolación asistida por
presiones diferenciales impone fuerzas de filtración
a lo largo del eje de la muestra. Estos efectos
provocan una consolidación indeseable y desigual
Este método puede usarse para aumentar el grado
de saturación a partir de valores bajos en suelos que
son relativamente permeables. Sin embargo, no se
presta a saturar completamente las muestras de forma
constante. Lowe y Johnson (1960) informaron datos
típicos para muestras de suelo cohesivo preparadas
con grados de saturación que varían desde menos
del 70% hasta aproximadamente el 95%. Después
de persistentes intentos de percolación de agua, las
muestras alcanzaron grados de saturación que
de la muestra. Finalmente, el proceso de percolación
oscilaban entre aproximadamente el 81 y el 100%.
lleva un tiempo considerable en suelos de grano fino.
Rara vez se ha logrado la saturación completa de
suelos de grano fino mediante percolación de agua. Arenas limpias con alto
Machine Translated by Google
2OC
augA
oícaV
Saturación de la muestra 251
2.0
Al regulador de presión
1.8
Volumen
cambiar
aparato
1.6
1.4
Arriba
Poro
presión
transductor
1.2
dao
dsiliob/a
e2
ul)usoO
llog
eVC
a
n
S
V
d(
g
e
a
Muestra
1.0
Abajo
0,8
0,6
B
0
5
10
15 20 25
A
Temperatura (°C)
Figura 6.10 Variación del coeficiente de solubilidad
de Henry con la temperatura para CO2 en agua.
6.6.2 Método CO2
En el método de saturación de muestras con CO2 (Lade
1972; Lade y Duncan 1973), se introduce CO2 gaseoso
a través de la línea de drenaje inferior, empujando así el
aire más ligero de la muestra hacia afuera a través de
la línea de drenaje superior. El CO2
Se deja filtrar a través de la muestra durante unos 15
minutos, asegurando la reposición completa del aire,
que es más ligero que el CO2 . Luego se introduce agua
desaireada a través de la línea de drenaje inferior y
también se le permite filtrarse lentamente hacia arriba a
través de la muestra, empujando así la mayor parte del
CO2 hacia afuera a través de la línea de drenaje superior.
En la figura 6.10 se muestra la variación del coeficiente
de solubilidad de Henry con la temperatura para el CO2
en agua. Un volumen de CO2 gaseoso se puede disolver
en aproximadamente un volumen igual de agua
desaireada, es decir, el coeficiente de solubilidad de
Henry es casi 1,0 a temperatura ambiente (es decir, es
altamente soluble en agua). Cualquier CO2 que quede
en la muestra se disolverá en el agua intrusa, que a su
vez llenará los huecos en la muestra.
Se puede permitir que un volumen de poro adicional de
agua se filtre a través de la muestra para
válvula de cierre
válvula de 3 vías
Buque de salida
Figura 6.11 Una configuración adecuada para la
aplicación del método CO2. Reproducido de Lade y
Abelev 2005 con autorización de Elsevier.
En la figura
reemplace cualquier resto de CO2 .
6.11 se muestra una configuración adecuada para la
aplicación del método CO2 . Tenga en cuenta que
mientras se fuerza el CO2 gaseoso a través de la
muestra, es importante controlar la presión del gas para
evitar una presión de confinamiento efectiva reducida en
el fondo de la muestra donde se introduce el gas.
El método es adecuado para saturar completamente
las muestras con agua. Se ha encontrado que los valores
B medidos en muestras de arena inicialmente secas
saturadas por el método de CO2 son de 0,97 a 1,00 en
la mayoría de los casos. El éxito de este método depende
de la capacidad de reemplazar todo el aire de la muestra
con CO2 . Por lo tanto, si el aire en una muestra
parcialmente saturada está presente como burbujas de
aire rodeadas de agua, puede que no sea posible
reemplazar el aire con CO2 . Sin embargo, el método funciona bien p
Machine Translated by Google
252 Ensayos Triaxiales de Suelos
especímenes que inicialmente son secos y
relativamente permeables. Los gradientes que se
requieren para hacer que el CO2 gaseoso y el agua
fluyan son pequeños y, por lo tanto, el método no
impone ninguna presión de consolidación indeseable
sobre el suelo.
3. Ecuación de Kelvin: la presión dentro de una burbuja
de gas es mayor que la presión en el líquido
circundante debido al efecto de tensión superficial
en la interfaz aire­agua:
PP +=
gas
2 ts
líquido
(6.21)
r
donde Ts es la tensión superficial del gas.
interfaz líquida y r es el radio de la burbuja de aire.
Para una interfaz aire­agua Ts = 7,27 105 kN/m.
6.6.3 Aplicación de contrapresión
Se ha utilizado ampliamente la saturación de muestras
de suelo mediante la aplicación de contrapresión elevada.
También se puede emplear una contrapresión elevada
Con respecto a la cuestión de la saturación total de
para simular la presión del agua de poro presente en
una muestra triaxial, el efecto de la tensión superficial
el campo. Esto puede ser particularmente importante
suele ser pequeño (Black y Lee 1973; Rad y Clough
para muestras de suelo de (1) depósitos con contenido
1984) y no se tendrá en cuenta en los siguientes
orgánico y gases disueltos, (2) depósitos en el fondo
desarrollos cuantitativos. Por tanto, se supone que la
del océano donde la presión del agua de los poros es
presión del aire de poro y la presión del agua de poro
alta y (3) depósitos en los que la cavitación del agua
son iguales.
de los poros durante el corte. Se debe evitar en las
Hay dos formas en que se logra la saturación
pruebas de laboratorio.
mediante el método de contrapresión. Primero, el
El concepto básico en la saturación de muestras de
aumento de presión en el agua de los poros hace que
suelo mediante este método es aplicar una presión
el aire se comprima según la ley de Boyle. Esto da
suficientemente alta al fluido de los poros para causar que
como resultado un grado de saturación mucho mayor.
el aire de los poros se disuelva completamente en el agua de los poros.
En segundo lugar, el aire comprimido se disuelve en
Los fenómenos físicos fundamentales que ocurren
agua, que a mayor presión puede disolver una mayor
en el proceso de saturación de una muestra de suelo
masa de aire según la ley de solubilidad de Henry.
bajo presión pueden describirse mediante las
siguientes leyes básicas que tratan de los sistemas gas­líquido:
1. Ley de Boyle: Para un gas perfecto a temperatura
constante, el producto de la presión y el volumen
es constante:
P
= V constante.
(6.19)
donde V es el volumen del gas y P es la presión
absoluta del gas.
2. Ley de Henry: A una temperatura determinada, la
masa de gas que se puede disolver en una masa
de líquido es directamente proporcional a la presión.
Expresando esta ley en base a volúmenes, toma
la siguiente forma a cualquier presión:
Vgas d, está resuelto =
H Vliquid
(6.20)
en el que H es el coeficiente de solubilidad de
Henry. El valor del coeficiente de Henry para el
aire en el agua varía con la temperatura y a
temperatura ambiente H = 0,02 (vol/vol).
Desarrollo pasivo de la contrapresión.
Una muestra de suelo parcialmente saturada puede
saturarse aumentando la presión de la celda mientras
la muestra se mantiene en condiciones sin drenaje,
es decir, no se permite que ni agua ni aire crucen los
límites de la muestra. El esqueleto del suelo
parcialmente saturado se comprime y hace que
aumente la presión de los poros. Esto permite que se
disuelvan cantidades adicionales de aire en el agua
de los poros.
El aumento en la presión del agua de poro, Δu,
requerido para saturar completamente la muestra
(Bishop y Eldin 1950) puede calcularse con referencia
a las ilustraciones de la figura 6.12. El volumen de aire
en la muestra en el poro inicial es:
presión, u0 ,
+
VVVVS
e HVS=e =s(+a
) 1­anuncio
0
0
0
s
0
0
(6.22)
Machine Translated by Google
Saturación de la muestra 253
(a)
(b)
en u0
en u0+Δu
Volúmenes
Aire libre
Va= Vs∙ (1 – S0 ) ∙e0
vs∙e0
la ley de henry
la ley de henry
vad =
vad =
H∙ Vs∙ S0 ∙e0
H∙ Vs∙ S0 ∙e0
Vs∙ S0 ∙e0
Agua con
aire disuelto
Vs∙e= Vs∙ S0 ∙e0
Sólido
contra
Agua con
aire disuelto
Sólido
contra
Ley de Boyle
u0 ∙ [Vs∙ (1 – S0) ∙e0+H∙ Vs∙ S0 ∙e0 ] =(u0+ Δu) ∙H∙ Vs∙ S0 ∙e0
Δu=u0 ∙
1 – S0
S0 ∙H
Figura 6.12 Determinación de la presión de poro adicional, Δu, requerida para producir la saturación de una muestra de
suelo mediante el desarrollo pasivo de contrapresión. (a) Condiciones iniciales del suelo y (b) saturación completa del suelo.
El primer término de esta expresión representa
el aire libre y el segundo término representa el
volumen ocupado por el aire disuelto si se
extrajera del agua y se comprimiera a la presión
de poro actual. La saturación completa del suelo
ocurre cuando el aire se comprime a un volumen
tan pequeño que todo el aire puede disolverse en
La presión de poro o contrapresión requerida en la
muestra para causar la saturación total es entonces:
=+=
∆ uuuu
1
atrás 0 0
0
− SH
( 1) −
0
SH
(6.25)
en el que uback es la presión absoluta.
el agua de los poros a la nueva presión más alta, u0 + Δu.
Los incrementos en la presión de poro, Δu,
Expresar el volumen de aire que se puede
necesarios para saturar muestras de suelo con
disolver a mayor presión mediante la ley de Henry
varios grados iniciales de saturación a presión
y utilizar la ley de Boyle para las condiciones
atmosférica están indicados por la curva superior en la Fig. 6.1
iniciales y finales del aire da como resultado:
Las presiones de celda requeridas para generar
estos incrementos de presión de poro dependen
s
0
0y HVS
0 e
00
u s ( )S1−
+
de la compresibilidad y el grado inicial de saturación
0 HVS e
(6.23)
de la muestra de suelo.
V uu
=+()∆ s 0 0
En este procedimiento de desarrollo pasivo de
que se puede reducir para producir el incremento en la
contrapresión, el esqueleto del suelo se comprime
presión de poro:
para compensar el espacio anteriormente
ocupado por el aire. Esto simula el comportamiento
1 − S0
de un suelo relativamente impermeable en un
∆uu= 0
(6.24)
0
SH
terraplén o presa de tierra durante la construcción.
La sección media inferior de una presa de tierra
donde u0 es la presión de poro absoluta inicial
y S0 es el grado de saturación inicial. El total
de este tipo puede saturarse durante la
construcción debido a la compresión causada por la sobreca
Machine Translated by Google
254 Ensayos triaxiales de suelos
100
1–Entonces
Δuw = 14,7
C
80
oo _
nst
un
t
Δuv= 14,7
0.02 Entonces
1–0,98 Entonces
–1
1–0,98 velocidades
wa
ter
cc _
en
te
nt
undd _
de
cre
V
yacd
a
c9
V
cyco
d
1
d
sorr
como
en
g vvoo_ _
ltum
mi
,nóica
ola
rduia)ct%
0e
rain
G
S
d
s(i
60
40
20
0
100
200
300
400
500
600
700
Contrapresión necesaria para alcanzar el 100% de saturación
(lb/pulgada2 por encima de la atmosférica)
Figura 6.13 Magnitudes de los incrementos de presión de poro, Δu, por encima de la presión atmosférica, necesarios para
saturar muestras de suelo con varios grados iniciales de saturación a la presión atmosférica indicados por la curva superior.
Reproducido de Lowe y Johnson 1960 con autorización de ASCE.
presión. El tipo correspondiente de prueba de
laboratorio es la prueba UU en la que el suelo se
comporta de manera similar (ver Capítulo 1).
La aplicación de este procedimiento de saturación se
limita a las condiciones descritas anteriormente. No es
que implica la aplicación activa de contrapresión puede
ser más adecuado para tales condiciones, como se
explica a continuación.
Aplicación activa de contrapresión.
adecuado para la mayoría de los procedimientos de
En el método más convencional, se aplica activamente
prueba de laboratorio llevados a cabo para simular
condiciones de carga de campo en las que la compresión una contrapresión al agua intersticial a través de un
del esqueleto del suelo y las consiguientes disminuciones depósito de agua, como la bureta de cambio de
en la proporción de vacíos y aumentos en la densidad
volumen, como se muestra en la figura 6.14. Se deja
que el agua de la bureta fluya hacia el
seca pueden ser inoportunas y/o indeseables. El procedimiento
Machine Translated by Google
Saturación de la muestra 255
σcelda= σ3+ uback
(presión absoluta)
Contrapresión, uback
(presión absoluta)
cambio de volumen
bureta
Figura 6.14 Método de saturación convencional en el que se aplica activamente contrapresión al agua intersticial a
través de un depósito de agua, como la bureta de cambio de volumen.
muestra para reemplazar el aire que se disuelve en el
agua de los poros. En este método, el esqueleto del
suelo se puede mantener en su volumen inicial, de
modo que la proporción de huecos y la densidad seca
permanezcan constantes. La deformación axial debe
ser monitoreada durante el proceso de saturación,
porque es la única variable disponible para señalar
alteraciones en el estado de la muestra. El valor de la
deformación axial debe informarse en las notas de
prueba. Sin embargo, también se pueden permitir
cambios de volumen para que se pueda alcanzar el
equilibrio bajo una presión de consolidación efectiva
dada. De este modo, se puede lograr al mismo tiempo
tanto la saturación como la consolidación de la muestra.
El aumento de la presión de poro, Δu, necesario
para aumentar el grado de saturación (Lowe y
Johnson 1960) puede calcularse con referencia a
las ilustraciones de la figura 6.15. El volumen de
aire en la muestra a la presión de poro inicial, u0es:,
VVVVS
e HVS
0
0
0
= es (=)+a
1­ anuncio
+0 s
0
(6.26)
en el que el primer término representa el aire
libre y el segundo término representa el volumen
ocupado por el aire disuelto si se extrajera del
agua y se comprimiera a la presión de poro
actual. El grado final de saturación, Sf
(no necesariamente saturación total), se
obtiene después de introducir una cantidad
adicional de agua en la muestra y aumentar
la presión a u0 + Δu. En equilibrio, el volumen
total de aire en la muestra es:
= + + f del
VVVVVS
y anuncio 1
anuncio 2
+ HVSS
f s y HVS e
−(
=
0
()
s
−1
0
+
0
)
s
0
00
(6.27)
en el que el segundo y tercer términos representan
los volúmenes ocupados por el aire disuelto si se
extrajo del agua recién introducida y del agua
original, respectivamente, y se comprimió a la nueva
presión de poro más alta. Utilizando la ley de Boyle
para las condiciones iniciales y finales del aire se obtiene:
1
u0VS mi
HVS
mi+ 0
s ( ) − 0
s
uu
0= VS
+∆( e ( ) s 1 ) − F
+ alto voltajes ( SS
y HVS+0 y
F ) −0
00
0
s
00
(6.28)
Machine Translated by Google
256 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
en u0+Δu
en u0
Volúmenes
Volúmenes
Va= Vs∙ (1 – Sf ) ∙e0
Va= Vs∙ (1 – S0 ) ∙e0
Aire libre
la ley de henry
vs∙e0
Vs∙ (Sf – S0) ∙e0
agua adicional
con aire disuelto
vad =
Vs∙ S0 ∙e0
Sólido
contra
H∙ Vs∙ (Sf – S0) ∙e0
Vad2=
H∙ Vs∙ S0 ∙e0
Agua con
aire disuelto
Vs∙ S0 ∙e0
la ley de henry
Vad1=
Aire libre
contra
Agua con
aire disuelto
H∙ Vs∙ S0 ∙e0
Sólido
Ley de Boyle
u0 ∙ [Vs∙ (1 – S0) ∙e0+H∙ Vs∙ S0 ∙e0 ]
= (u0+ Δu)∙[Vs∙ (1 – Sf ) ∙e0+H∙ Vs∙ (Sf – S0 ) ∙e0+H∙ Vs∙ S0 ∙e0 ]
Δu=u0 ∙
(Sf ­ S0 )
(1 ­H)
1 – Sf ∙ (1 –H)
Figura 6.15 Determinación de la presión de poro adicional, Δu, requerida para producir un grado final de saturación, Sf , de una
muestra de suelo mediante la aplicación activa de contrapresión: (a) condiciones iniciales del suelo; y (b) condición final del suelo.
que, después de la reducción, produce la presión de
poro adicional necesaria para alcanzar el grado final
de saturación, Sf :
∆uu=
(
0
1) −
SSH
F ) −0
1 ( −SH
1f ( ) −
(6.29)
donde u0 es la presión de poro absoluta inicial y
S0 es el grado de saturación inicial. Este resultado
también se puede expresar como la presión de
poro total o la contrapresión que se aplicará a la
muestra para alcanzar Sf :
Has vuelto
= +∆uuuu
=
0_
0
1 − SH
1) −
0
1 SH
(F− 1 )( −
(6.30)
La contrapresión necesaria para alcanzar la
saturación total es:
Has vuelto
= tu0
1 − SH
0 ( 1) −
h
Las dos líneas inferiores de la figura 6.13 muestran
una saturación del 99% para varios grados iniciales
de saturación a presión atmosférica.
Los suelos compactados cerca de su contenido óptimo
de agua suelen tener una saturación del 80 al 95%. Para
estos grados de saturación se aplica la esquina superior
izquierda de la figura 6.13. Por lo tanto, generalmente se
requieren contrapresiones del orden de 50 a 150 psi (350
a 1000 kPa) para saturar suelos compactados.
El método de aplicación activa de contrapresión
es adecuado tanto para pruebas CD como CU.
En principio se puede aplicar sobre cualquier tipo de
suelo. Puede emplearse en pruebas en las que la
magnitud real de la contrapresión no afecta
adversamente el comportamiento del suelo, es decir,
de una manera que no entre en conflicto con la
simulación del comportamiento del suelo en el campo.
Técnicas de contrapresión
(6.31)
Cuando se aplica una contrapresión, se agrega una
presión igual a la presión de la celda para mantener
constante la presión de confinamiento efectiva.
Las contrapresiones en estas dos ecuaciones se dan
como presiones absolutas. Los incrementos en las
Muestras con altos grados de saturación, como
presiones de poro, Δu, necesarios para alcanzar el 100% y arcilla blanda muestreada bajo tierra.
Machine Translated by Google
Saturación de la muestra 257
nivel freático, puede contener pequeñas cantidades de aire
atrapado durante la preparación de la configuración triaxial.
la presión máxima efectiva alcanzada durante la
etapa anterior. Para ahorrar tiempo, es posible
que sea posible realizar la consolidación durante
la etapa final del procedimiento de saturación.
Para suelos básicamente saturados, contrapresiones
del orden de 200 kPa pueden ser suficientes para
disolver cualquier pequeña cantidad de aire en el
agua de los poros. Se pueden aplicar contrapresiones
Tiempo de saturación disolviendo el aire.
de esta magnitud de forma rutinaria para muestras
básicamente saturadas. En tales casos, la muestra
Disolver el aire en el agua de los poros es un proceso
generalmente se consolida con una contrapresión
de difusión que lleva tiempo. Sin embargo, el tiempo
tal que se logra la saturación completa durante el
para alcanzar la saturación total se puede reducir
mismo tiempo que se produce la consolidación de la muestra.
sustancialmente aumentando la contrapresión por
encima del valor requerido, como se calcula a partir de la ecuación. (
Para una muestra parcialmente saturada que
requiere contrapresiones sustanciales, es posible
Basado en un estudio experimental, Black y Lee
(1973) desarrollaron una expresión para el tiempo
que sea necesario aplicar tanto la presión de la
de difusión,
t alcanzar un grado final de saturación, Sf :
celda como la contrapresión en incrementos de
d , para
manera que la muestra no se consolide
1
X
excesivamente. Aunque la presión de la celda y la
contrapresión se aplican simultáneamente, se
1 − S0
1
)
1
td =
necesita tiempo para que el agua adicional se filtre
− − Sf
(
1 ) −h
k
en la muestra y para que el aire se disuelva en el
1+
RS( 1 ( ) −0
h
agua de los poros. Este último proceso se produce
(6.33)
por difusión y esto puede llevar mucho tiempo (ver
más abajo). Por lo tanto, el resultado inicial de
en la que R es la relación entre la contrapresión
aumentar la celda y la contrapresión es un aumento
aplicada y la contrapresión requerida para una
en la presión de confinamiento efectiva de:
saturación total, y K y x son coeficientes que pueden
′
determinarse a partir de:
∆ σ 3 = σ∆3 ( ) 1­ B
(6.32)
K = 0. . 0094− 0 01 S0 para S0 < 0,8
(6.34a)
Por lo tanto, aplicar la contrapresión total
requerida para una saturación completa puede
K = 0, 0014 para S0≥0 8.
(6.34b)
resultar en una compresión excesiva del suelo,
como se muestra esquemáticamente en la Fig.
y
6.16. En la figura 6.17 se ilustra la aplicación de las
X = + 085
presiones posterior y de celda en incrementos lo
0. . 0 133 S0 para0 ≤ 1 0S ≤ .0
(6.35)
suficientemente pequeños como para evitar exceder
la presión de consolidación deseada. Elegir
Estas expresiones se desarrollaron a partir de datos
incrementos de presión tan pequeños que la
experimentales que mostraban una buena cantidad de
presión de confinamiento máxima efectiva durante
dispersión, especialmente en grados bajos de saturación.
la saturación sea algo menor que la presión de
Sin embargo, incluso con la incertidumbre, el
consolidación deseada mejora la posibilidad de
cálculo de la Ec. (6.33) debe ser lo suficientemente
alcanzar la relación de vacíos deseada y correcta
realista como para indicar el orden general de
al final de la posterior consolidación de la muestra.
magnitud del retardo para alcanzar el grado
deseado de saturación.
Puede ser prudente verificar el valor B y
recalcular la contrapresión necesaria después
La figura 6.18 muestra el tiempo requerido
del equilibrio después de cada incremento de
para la saturación completa frente al grado inicial
contrapresión. Tenga en cuenta que el valor B
de saturación para diferentes valores de R (= uback/
aumenta a medida que la muestra se satura. Esto
uback,100 en este diagrama). Porque tanto K como x
permitiría incrementos crecientes en las presiones varían con el grado inicial de saturación, los
de espalda y celda durante las siguientes etapas sin exceder
retrasos de tiempo calculados primero aumentan y luego
Machine Translated by Google
258 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
Presión
Aplicación de pleno
presión de espalda y células
σ3 final
′
Δσ3
σ′3 finales=σ′ 30
′
Δσ3
σ3
máximo
Δui
σ30
σ′30
Δui= B.Δσ3
u0
Tiempo
t1
t0
t2
(b)
Relación de vacíos, e
t0
mi 0
Deseado
economía
t2
Actual
economía
t1
(Sobreconsolidado)
σ′3
σ′30
σ′3 consola
σ′3 máximo
Deseado
Figura 6.16 Aplicación de incrementos completos de contrapresión y presión de celda a una muestra parcialmente saturada, lo
que da como resultado una sobreconsolidación involuntaria del suelo. (a) Aplicación secuencial de celda y contrapresión con
el tiempo y (b) efectos sobre la relación efectiva de relación presión­vacío.
disminuye al aumentar el valor de S0 . De acuerdo
con estas relaciones, puede llevar más tiempo saturar
una muestra bastante húmeda que una muestra
bastante seca para la misma contrapresión relativa
aplicada. Sin embargo, la contrapresión real requerida
sería mucho mayor para la muestra seca. Black y Lee
(1973) sugirieron que la forma de las relaciones
mostradas en la figura 6.18 puede indicar una
diferencia en la naturaleza del aire intersticial en
grados de saturación bajos en comparación con altos.
La saturación de muestras de suelo a veces puede
requerir contrapresiones muy altas para alcanzar la
saturación total y disminuir el tiempo de demora para
la saturación. Por lo tanto, equipos adecuados para altas
Se requieren presiones y un tiempo considerable. Sin
embargo, es posible reducir sustancialmente la
contrapresión y el retardo de tiempo como se describe
a continuación.
6.6.4 Procedimiento de vacío
Según la ecuación. (6.31) la contrapresión requerida
para saturar una muestra de suelo es proporcional a
la presión absoluta inicial en el fluido de los poros. Por
lo tanto, disminuir la presión de poro aplicando vacío
a la muestra debería reducir la contrapresión requerida
para la saturación. Rad y Clough (1984) realizaron
un estudio en el que muestras de cemento fino a
Machine Translated by Google
Saturación de la muestra 259
(a)
Presión
´
Δσ3
Δσ3
σ′
Δu3
3 finales
= σ′30
′
Δσ3
Δσ3
Δu2
σ′ 3= σ′30
Δu3=B3 ∙ Δσ3
′
Δσ3
Δσ3 _
B3>B2>B1
σ′ 3=σ′ 30
Δu1
σ30
Δu2=B2 ∙ Δσ3
′
σ3
σ′30
B2>B1
máximo
Δu1=B1 ∙ Δσ3
u0
Tiempo
t1
t0
t2
t3
t4
t5
t6
(b)
Relación de vacíos, e
e0
t0
t2
t4
ef
t6
t5
t3
t1
Deseado
economía
σ′3
σ′30
σ′3 máximo
σ′3 consola
Figura 6.17 Etapa de saturación que consiste en la aplicación de tres incrementos iguales de contrapresión y presión
de celda a una muestra parcialmente saturada en preparación para la correcta consolidación del suelo. (a)
Aplicación secuencial de celda y contrapresión con el tiempo y (b) efectos sobre la relación efectiva de relación presión­vacío.
Las arenas gruesas y las arenas cementadas se
expusieron inicialmente a un vacío de diferentes
magnitudes antes de aplicar la contrapresión.
Incluyeron el efecto de la tensión superficial en
burbujas de aire [Ec. (6.21)] presente en la
muestra parcialmente saturada en la expresión
para la contrapresión requerida:
=
Has vuelto
tu0
1 − SH
1) −
0 (
h
2+
t s (1 ) −S0
h
r0
(6.36)
en el que se asumió r0 = 0,1 mm para el radio inicial
de las burbujas de aire. Schuurman (1966) sugirió
que para grados de saturación superiores al 85%, el
aire de los poros está presente como burbujas
individuales en lugar de como una fase continua. Por
lo tanto, la adición del término de tensión superficial
para grados tan altos de saturación tiene relativamente poco impac
La Figura 6.19 muestra la influencia de un
vacío inicial en la contrapresión posterior
requerida para alcanzar la saturación total, calculada
Machine Translated by Google
260 Ensayos Triaxiales de Suelos
Cambiar escala
106
S = 100%
R = 1,0
R=1,12
105
(8)
R = 1,5
R = 1,3
(11)
1 mes.
R = 2,4
R=1,12
R = 3,8
R = 2,0
(12)
ora
p)rm
an
ure
itm
aiT
ps(
(19)
104
(18)
1 semana.
R=8
R = 1,9
R=1,0
(dieciséis)
(20)
(10)
1 día
103
8 horas
R=5
102
1 hora
Número de prueba entre paréntesis
R=P/P100
10
0
25
50 75
80
85
90
95
100
Grado inicial de saturación (%)
Figura 6.18 Tiempo necesario para la saturación completa representado frente al grado inicial de saturación para
diferentes valores de R = uback/uback,100. Reproducido de Black y Lee 1973 con autorización de ASCE.
Presión absoluta inicial (kN/m2)
100
1150
75
50
25
0
Valores de Si (%)
900
100
80
650
75
85
90
nóiserrpa%
azrn0taa
n
/)0N
r2co1
afkm
lC
S
=
p(
a
ortenm
ó,iáos)rre%
ao
erB
P
d(
p
400
Vacío inicial (kN/m2)
50
95
150
25
Creciente
Vacío
–100
0
25
50
75
100
Vacío inicial (kN/m2)
Figura 6.19 Contrapresión necesaria para provocar
una saturación completa después de la aplicación
inicial de vacío. Reproducido de Rad y Clough 1984 con
autorización de ASCE.
39
62
82
0 97
–100
100
300
500
700
Contrapresión (kN/m2)
Figura 6.20 Efecto de la cantidad de vacío aplicado sobre los
valores de contrapresión para la arena Monterey No. 3 con
una densidad relativa del 80%. Reproducido de Rad y
Clough 1984 con autorización de ASCE.
Machine Translated by Google
Saturación de la muestra 261
30
Presión de todas las celdas
de prueba sin
25
cavitación: 10,1 a 140 kg/cm2
7
Presión celular
kilogramos/cm2
Prueba No.
UR ­ 22
20
15
4
UR ­ 13
5
UR ­ 11
rodza
reiv–u2s)1fm
/3
segσE
σ
dck(
10
5
0 40
Curvas de presión de poro similares (no mostradas) para la prueba No.
UR ­ 52 σ3 = 140 UR ­
35
54 σ3 = 78,6
30
Prueba No.
40.1
UR ­ 38
29,9
UR ­ 39
21,8
UR ­ 28
UR ­ 19
25
20
nóiaso2uerm
/o
grU
e
P
ack
d
p
15
10
20,0
5
0
–2
4
3
7
Cavitado en U = –0,9 kg/cm2
15.1
UR ­ 21
10.9
UR ­ 20
3
UR ­ 11
UR ­ 13
7
UR ­ 22
%/vc∆
v
4
4
2
Todas las
–1
)3σσ
∆(
ut∆
_
0 0,5
muestras ei
0,25
Presión de todas las celdas
0
ortemáraA
P
0,71 Dr
78 % Med.
Isotrópico denso consolidado
hasta el equilibrio en σ3 = 3,0 kg/cm2
de prueba sin cavitación: 10,1 a 140 kg/cm2
–0,25
–0,5
0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0
17,5 20,0 22,5 25,5 27,5 30,0
Deformación axial ε1 (%)
Figura 6.21 Experimentos con diferentes magnitudes de contrapresión indican efectos insignificantes en el comportamiento
observado (según Lee 1965).
Machine Translated by Google
262 Ensayos Triaxiales de Suelos
ambiente a una presión absoluta de 17 mm Hg = 2,3
kPa (absoluta) = 99,0 kPa por debajo de la presión
atmosférica (= −99,0 kPa en relación con la presión
atmosférica), este es el vacío más bajo posible que se
puede alcanzar. aplicado al agua en la muestra. A este
valor, el agua libera todo el aire disuelto y el vapor de
agua sale de la solución. La liberación del vacío seguida
por la entrada de agua desaireada da como resultado
una saturación total sin necesidad de contrapresión que
exceda la presión atmosférica.
Durante la aplicación de vacío, se puede aplicar un
vacío más bajo a la celda triaxial para evitar aumentos
no deseados en la presión de consolidación efectiva.
La duración máxima requerida de aplicación de vacío es
de 5 minutos para materiales granulares con cualquier
densidad, tamaño de partícula y grado inicial de
saturación.
La Figura 6.20 muestra un ejemplo de los efectos de
la aplicación inicial de vacío a muestras secas y la
contrapresión posterior para causar un cierto valor B. La
línea correspondiente al vacío inicial de cero representa
el caso de aplicación convencional de contrapresión.
Este diagrama indica claramente los efectos beneficiosos
del procedimiento de vacío. Las muestras saturadas se
pueden obtener a presión atmosférica exponiendo
inicialmente la muestra a una presión de poro absoluta
suficientemente baja.
Sin embargo, un vacío menor que el más alto posible
promueve la saturación de las muestras de suelo cuando
va seguido de contrapresiones mucho más bajas de lo
que normalmente se requiere.
La Figura 6.21 indica que el efecto de la magnitud de
la contrapresión es insignificante en las relaciones
tensión­deformación y presión de agua intersticial
medidas para pruebas de compresión triaxial en arena
del río Sacramento. De este modo, la contrapresión se
puede determinar libremente sin tener en cuenta su
efecto sobre el comportamiento medido.
100
Contrapresión
Método de vacío
Filtración
nóica
olarduia)ct%
e
ra
in
G
d
s(i
de la ecuación. (6.36). Este diagrama muestra que para
cualquier grado inicial de saturación, se requiere una
contrapresión más baja para obtener la saturación total
si inicialmente se aplica un vacío a la muestra.
Teóricamente, si primero se aplica un vacío absoluto (17
mm Hg) a la muestra, sólo se requiere una contrapresión
absoluta nominal para lograr la saturación total. Sin
embargo, dado que el agua hierve a temperatura
método CO2
0
Arena y grava
Limo
Arcilla
k o d50
Figura 6.22 Estimación de los suelos y las condiciones en las
que los métodos de saturación parecen más adecuados. Los
métodos de saturación se superponen en términos de los
suelos a los que se aplican. k, conductividad hidráulica; d50,
tamaño medio de grano.
Combinación más efectiva de métodos de saturación.
El método más eficiente de saturación de muestras
incluye una combinación del procedimiento de vacío y
una contrapresión nominal. Por lo tanto, después del
procedimiento de vacío, que puede no producir 100% de
saturación en el primer ciclo de vacío, se puede emplear
otro ciclo con el consiguiente aumento en el valor B.
Finalmente, la muestra puede exponerse a una
contrapresión nominal como 200 kPa, que después de
reposar sobre la muestra durante un corto tiempo, puede
dar como resultado una saturación del 100%. Se empleó
esta combinación de procedimientos con una muestra
parcialmente seca de arena "sucia", y la muestra se llevó
a la saturación total en un par de horas.
6.7 Rango de aplicación de
los métodos de saturación
Si bien los métodos de saturación analizados
anteriormente son claramente más aplicables a suelos
particulares, los métodos se superponen en términos de
los suelos a los que se aplican. La Figura 6.22 da una
estimación de los suelos y las condiciones a las que
parecen ser más adecuados.
Machine Translated by Google
7
Etapa de prueba I: consolidación
7.1 Objetivo de consolidación
El objetivo en la primera etapa de la prueba triaxial es
consolidar la muestra para establecer una base para la
evaluación de los resultados de la prueba. Todos los
aspectos del comportamiento del suelo dependen de la
historia previa de tensiones y de la presión de
confinamiento efectiva actual que actúa sobre el suelo.
Por lo tanto, se requiere que se apliquen las tensiones
iniciales y se dé tiempo suficiente para que se produzca
la consolidación completa bajo las tensiones aplicadas.
Estos esfuerzos de consolidación junto con el historial de
esfuerzos previo son las bases para evaluar el
comportamiento del suelo que se obtendrá durante la
etapa de corte posterior analizada en el Capítulo 8. Las
propiedades del suelo relacionadas con la tasa de
consolidación se combinan en el coeficiente de
consolidación, que puede determinarse a partir de la
curva temporal cv , obtenida durante la consolidación.
Dependiendo del tamaño de la muestra de suelo
recuperada del campo, se pueden recortar múltiples
muestras de la misma elevación. Se pueden producir
tres muestras para realizar pruebas en un rango de
presiones de confinamiento para establecer las
envolventes de falla correspondientes a las envolventes
de resistencia consolidada no drenada o consolidada
drenada. Sin embargo, el ingeniero no debe simplemente
enviar solicitudes al laboratorio sin considerar el
procedimiento de prueba en
relación con el proyecto al que se van a aplicar los
resultados, y el técnico de laboratorio puede no entender
la solicitud de procedimientos de prueba complicados.
Por lo tanto, la interacción entre el ingeniero y el técnico
de laboratorio es necesaria para obtener resultados
relevantes y satisfactorios de las pruebas.
7.2 Selección de tensiones de
consolidación.
Dado que el concepto de prueba es simular las
condiciones de carga en el campo lo más fielmente
posible, lo ideal es que la consolidación se produzca bajo
las mismas presiones efectivas y de poro que las
presentes en el campo antes del corte. Debido a que la
envolvente de resistencia efectiva es curva, es importante
realizar las pruebas en el rango de tensiones que se
encontrarán en el campo.
Para depósitos profundos de suelo uniforme, las
muestras de poca profundidad pueden consolidarse con
tensiones más altas para simular las condiciones y
obtener resistencias al corte correspondientes a regiones
más profundas del depósito. Si bien este puede ser un
concepto generalmente aceptable, la práctica indica que
los depósitos del suelo rara vez son uniformes sino que
varían con la profundidad, o pueden ser depósitos
sensibles que cambian de carácter cuando se consolidan a niveles má
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
264 Ensayos triaxiales de suelos
(a)
(b)
Superficie del suelo
Estrés (συ y σh)
σv
Suelo
norma
conso
sobreconsolidado
suelo
συ
Rango de σh
dadidnuforP
z
σh = K0 ∙ σv
Fuertemente
Figura 7.1 (a) Estado de tensión efectivo bajo una superficie de terreno aproximadamente horizontal y (b) posible rango de
tensiones horizontales. Reproducido de Lambe y Whitman 1979 con autorización de John Wiley & Sons.
tensiones que pueden alterar la estructura del suelo.
Sin embargo, el comportamiento de los suelos puede
estudiarse en amplios rangos de presión de
confinamiento siempre que se tengan en cuenta las
limitaciones de dichos estudios.
Idealmente, lo más deseable es consolidar la
muestra a las tensiones que actúan en el suelo a la
profundidad desde donde se recuperó la muestra, o
posiblemente un poco más arriba, como se explica a
continuación. Dado que estas tensiones rara vez son
isotrópicas, se deben utilizar estados de tensión
anisotrópicos para la consolidación inicial en la prueba
triaxial. Sin embargo, es más difícil consolidar una
muestra anisotrópicamente que isotrópicamente, por
lo que en la práctica a menudo se emplea la
consolidación isotrópica.
7.2.1 Consolidación anisotrópica
Las relaciones de tensión anisotrópica correspondientes a
las condiciones de tensión K0 ocurren en depósitos de
campo con una superficie de terreno aproximadamente
horizontal, como se muestra en la Fig. 7.1(a). En este caso,
la tensión horizontal efectiva se puede escribir como:
σ
′
h
=
Kσ
0
′
v
(7.1)
donde K0 es' el coeficiente de presión del suelo en
reposo y σv es la tensión vertical efectiva. El
Esta última puede calcularse con precisión como la
presión de sobrecarga estática:
σ
′
v
=
norte
∑( )γ i
h_
i
h γ−
ww
(7.2)
i= 1
en el que hi es el espesor de los estratos del suelo con
densidad de masa γi , y hw y γw son la profundidad
debajo del nivel freático y la densidad del agua,
respectivamente. El rango de posibles tensiones
horizontales efectivas se muestra en la figura 7.1(b).
Suelo normalmente consolidado
Para suelos normalmente consolidados el valor de K0
puede obtenerse de (Jaky 1948; Bishop 1958; Ladd et
al. 1977):
′
(7.3)
K0 = −1 pecado
donde φ es el ángulo de fricción efectivo obtenido
de los ensayos de compresión triaxial. La variación de
K0 calculada a partir de la Ec. (7.3) se muestra en la
Fig. 7.2 junto con el círculo de Mohr correspondiente
a un estado de tensión K0 inicial para un suelo
normalmente consolidado.
Aplicación de estrés
Idealmente, las tensiones de consolidación deberían
aplicarse a la muestra normalmente consolidada de tal
manera que el estado de tensión nunca
Machine Translated by Google
Etapa de prueba I: Consolidación 265
(a)
(b)
K0
1.0
0,8
K0 = 1 –pecado φ
0,6
τ
0,4
0,2
σ
φ(°)
0
0
σ = σ = K0 ∙ σ v
10 20 30 40 50
3 horas
σ1 = σ v
Figura 7.2 (a) Variación típica de K0 con el ángulo de fricción y (b) Círculo de Mohr para el estado de tensión K0 para suelo normalmente
consolidado.
perfora y hace que la superficie de rendimiento sea empujada
σ1
K0 ­ línea para suelo NC
hacia afuera de su ubicación en el suelo. La superficie de
fluencia para un suelo normalmente consolidado se ubica
alrededor de la línea K0 como se muestra en el plano triaxial
de la Fig. 7.3. Tenga en cuenta que la superficie de cedencia
está ubicada un poco más lejos que el estado actual de
estado de estrés
en el suelo
tensión en el suelo debido a los efectos de fluencia que
ocurren con el tiempo. Por lo tanto, es raro encontrar un
Hidrostático
suelo verdaderamente consolidado normalmente para el cual
el estado de tensión previo a la consolidación coincida con las
eje
tensiones actuales en el suelo. Para permanecer dentro de la
superficie de fluencia, la trayectoria de la tensión efectiva
durante el restablecimiento del estado de tensión K0 puede
simplemente seguir la línea K0 , o puede seguir una
trayectoria en zigzag que consiste en incrementos alternos en
la presión de confinamiento efectiva y la tensión desviadora.
Ambos tipos de trayectorias de tensión se indican en la figura 7.3.
Suelos sobreconsolidados
pecado
estado de estrés
2 ∙ σ3
Figura 7.3 Superficie de rendimiento para un suelo normalmente
Para suelos sobreconsolidados, el valor de K0 puede
estimarse a partir de la siguiente fórmula de
aproximación (Schmidt 1966; Mayne y
Kulhawy 1982):
K0 = −1(
Isotrópico inicial
consolidación
′
)
OCR
pecado
′
(7.4)
La relación entre K0 y ' para diversos valores
del índice de sobreconsolidación (OCR) también se
muestra en la figura 7.4.
Alternativamente, el valor de K0 se puede estimar
a partir de las curvas de la figura 7.5 basándose en la
consolidado (NC) ubicado alrededor de la línea K0 . Tenga
en cuenta que la superficie de cedencia está ubicada un poco más
lejos que el estado actual de tensión en el suelo debido a los
efectos de fluencia que ocurren con el tiempo. El restablecimiento
del estado de tensión K0 puede ocurrir a lo largo de la línea
K0 o en pequeños incrementos en la presión de confinamiento y la
tensión desviadora, como se indica.
índice de plasticidad y el OCR para el suelo. Para
valores de K0 mayores que la unidad, la tensión
horizontal es mayor que la tensión vertical.
La consolidación en tales condiciones requiere la
aplicación de un estrés desviador negativo.
Machine Translated by Google
K0 = (1–sen φt ) ∙ OCRsenφt
3.5
3.0
OCR = 32
2.5
2.0
1.5
dieciséis
1.0
8
0,5
4
2
1
0
10
0
20
30
40
50
φt (°)
60
Figura 7.4 El valor K0 se puede estimar a partir de curvas basadas en el ángulo de fricción efectivo y el índice de
sobreconsolidación (OCR) para el suelo granular.
3.0
2.5
OCR = 32
F
etne,no
icósoiifosleep
n
lo
0n
e
ueC
K
dsrt
e
2.0
dieciséis
8
mi
1.5
4
D
1.0
2
C
1
B
0,5
A
0
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Índice de plasticidad, PI.
Figura 7.5 El valor K0 se puede estimar a partir de las curvas basadas en el índice de plasticidad y el índice de
sobreconsolidación (OCR) del suelo. Reproducido de Brooker and Ireland 1965 con autorización de Canadian Science
Publishing.
Machine Translated by Google
Etapa de prueba I: Consolidación 267
σ1
Según Becker (2010), el efecto de la consolidación
anisotrópica es más importante para los parámetros de
deformación medidos que para la resistencia medida.
K0 ­ línea para suelo NC
Máx. destaca
antes de descargar
Hidrostático
eje
Estado de estrés actual
en el suelo (OCR<4)
Estado de estrés actual
en el suelo (OCR>4)
2 ∙ σ3
Figura 7.6 Establecimiento del estado de tensión K0 para un
suelo sobreconsolidado: una trayectoria de tensión sigue
una línea en zigzag y conduce directamente al estado de
tensión actual. El otro camino recorre la historia del estrés,
primero a lo largo de la línea K0 seguida por la descarga de K0
que conduce a un camino de estrés efectivo, como se muestra.
NC, normalmente consolidado; OCR, ratio de sobreconsolidación.
Aplicación de estrés
Para un suelo sobreconsolidado, para el cual la
Cabe señalar que la consolidación de arcilla
normalmente consolidada bajo una relación de tensión
relativamente alta puede ser problemática, porque la
muestra puede fallar en condiciones sin drenaje,
incluso si se ha proporcionado drenaje. La trayectoria
de la tensión desde una muestra consolidada
anisotrópicamente a menudo se dirige hacia abajo,
hacia el punto de estado crítico aparente y, por lo tanto,
es inestable. Las presiones de poro se pueden generar
más rápido de lo que se pueden disipar en la prueba,
lo que lleva a una falla sin drenaje. Esto se puede
evitar siguiendo la línea isotrópica y luego aplicando
un esfuerzo desviador bajo control de deformación
hasta el estado K0 estimado .
7.2.2 Consolidación isotrópica
Lo más conveniente es utilizar la consolidación
isotrópica en la prueba triaxial. En este caso las tres
tensiones principales son iguales y son aplicadas por
'
'
la presión efectiva de la celda (σ1
= σ2 = σ3 = σcélula).
Si el pistón está unido a la tapa (consulte el Capítulo
3), se requiere una carga desviadora para compensar
la presión de elevación. La magnitud de la carga
superficie de fluencia está ubicada más lejos del estado
actual de tensión en el suelo, pero con un valor
desviadora debe ser σcell Apiston, donde σcell es la
presión real de la celda utilizada.
relativamente bajo de K0 , este estado de tensión se
puede restablecer siguiendo una de dos posibles
La magnitud de la presión de consolidación isotrópica
trayectorias de tensión efectiva, como se muestra en la
puede ser igual a la tensión principal menor que actúa
figura 7.6. Un camino sigue una línea en zigzag y
en el campo. Sin embargo, en tales condiciones se
conduce directamente al estado de tensión actual. El
puede encontrar que la muestra se hincha.
otro camino recorre la historia del estrés, primero a lo
Con frecuencia, la magnitud de la presión de
consolidación isotrópica se iguala a la presión de
largo de la línea K0 seguida por la descarga de K0 que
conduce a un camino de estrés efectivo como se indica.
sobrecarga efectiva, σv . Esto se debe a que la
Alternativamente, la ruta de carga puede seguir la línea
tensión vertical efectiva es a menudo la tensión
principal y se ha descubierto que esta tensión
en zigzag que se muestra en la Fig. 7.3 seguida por la
ruta de descarga K0 que se muestra en la Fig. 7.6.
desempeña el papel principal en la compresión de los
Puede ser más fácil alcanzar el estado actual de
suelos (Rutledge 1947; Lee y Seed 1967). Elegir la
presión de sobrecarga vertical como presión de
tensión para un suelo con un valor más alto de K0 ,
porque la línea de consolidación isotrópica está
consolidación evita la complicación de tener que
completamente dentro de la superficie de fluencia. En
determinar la tensión horizontal que actúa en el campo
'
(o elelvalor
consecuencia, siguiendo la línea de consolidación isotrópica hasta
valordedeOCR),
σh y en la mayoría de los casos
en el campo, seguido de la aplicación de la tensión
resulta en la compresión de la muestra, lo que hace
desviadora adecuada produce el estado actual de
que se convierta en, en parte, reconstituido, como se
tensión en el suelo.
explica a continuación. Para una empresa normalmente consolidad
Machine Translated by Google
268 Ensayos Triaxiales de Suelos
cambio del estado K0 al estado isotrópico) y luego se corta
desde un estado de tensión isotrópico inicial, la figura 7.10
σ1
Nuevo rendimiento
superficie
muestra que la resistencia medida sin lluvia de una arcilla
normalmente consolidada no es tan alta como la
experimentada en el campo.
Sin embargo, puede ser posible, al menos en parte,
reconstituir la muestra reconsolidándola a una presión
Hidrostático
eje
σ
Efecto de usar σV como
consolidación isotrópica
V
presión
mayor que la tensión principal menor en el campo. Esta
técnica, que se describe con más detalle a continuación,
puede no funcionar en suelos cuya estructura de grano o
tejido ha sido o será grave o irrecuperable perturbado por
la reconsolidación a una presión más alta.
Superficie de rendimiento inicial
para suelo NC
2 ∙ σ3
Figura 7.7 Diagrama esquemático que muestra la creación de
una nueva superficie de fluencia cuando se emplea
tensión vertical como presión de celda isotrópica para un
suelo normalmente consolidado (NC).
7.2.4 SHANSEP para arcilla blanda
En el método de diseño para depósitos de arcilla
presentado por Ladd y Foott (1974), el comportamiento del
suelo se evalúa según el concepto de SHANSEP (historia
suelo, empleando la tensión vertical como presión de la
de tensiones y propiedades de ingeniería del suelo
celda hace que la superficie de cedencia sea empujada
normalizadas). Este concepto se basa en que todos los
hacia afuera, como se muestra en la Fig. 7.7, mientras que
aspectos del comportamiento de probetas de arcilla de un
se producen efectos menores para suelos sobreconsolidados.
mismo depósito y con el mismo OCR pueden normalizarse
en
Tenga en cuenta, sin embargo, que un estado de tensión
isotrópico rara vez ocurre en el campo, y es por
conveniencia que se emplea la consolidación isotrópica en
la realización de ensayos triaxiales.
7.2.3 Efectos del muestreo
Quitar una muestra de suelo del suelo cambia
la base de la presión de consolidación, σc .
Por lo tanto, la relación tensión­deformación, la presión de
poro, la trayectoria efectiva de la tensión y la resistencia no
drenada pueden normalizarse para cada valor de la
relación de sobreconsolidación.
Las Figuras 7.11 y 7.12 muestran ejemplos de
comportamiento normalizado del suelo para arcilla
inadvertidamente el estado de tensión que actúa sobre el
normalmente consolidada y arcilla sobreconsolidada. Para
suelo en el campo. El suelo sufre varias perturbaciones y
el estado de tensión antes de la instalación en el aparato
obtener datos de prueba confiables, que pueden
normalizarse como se muestra en los diagramas, es
triaxial es muy distinto al del suelo. La Figura 7.8 ilustra la
necesario consolidar las muestras a tensiones superiores a
perturbación debida a la perforación hasta la muestra de
suelo en el suelo, el muestreo del tubo, la extrusión del
aquellas a las que se consolidaron en el campo. Esto se
hace para establecer presiones máximas de consolidación
tubo, la pérdida de succión en la muestra (debido a la
redistribución del agua y posiblemente debido a la cavitación
ejemplifica la curva de reconsolidación punteada en la
del agua), y el recorte y manipulación. . La pérdida
figura 7.13. A esto le sigue la descarga y el hinchamiento
resultante en la presión de confinamiento efectiva puede
para crear una muestra con OCR conocido y sin ningún
ubicadas en la curva de compresión virgen, como lo
tener consecuencias graves para la trayectoria efectiva de
efecto del procedimiento de muestreo. Así, una muestra
la tensión, el comportamiento tensión­deformación y la
que ha sido alterada durante el muestreo, como se muestra
resistencia no drenada en una prueba UU, como se ilustra
en la línea de puntos 1­2 de la figura 7.13, se reconstituye
en la figura 7.9. Incluso si la muestra fue muestreada
(2­3) y se descarga nuevamente (3­4) antes de cortarla.
"perfectamente" (en la que sólo las tensiones
Machine Translated by Google
Etapa de prueba I: Consolidación 269
Kf
=
0,33
Ko
=
0,6
12
En el lugar
destaca
Perforación
_
k=1
A
10
Muestreo
8
C
= _
PAG
σPS
Para “perfecto”
muestreo
Extrusión
6
o,o
zla
rvecitucitfe
rsvefE
σ
e
v
B
D
4
= _
σr Para muestreo real
AB­ Perforación
BC­muestreo por tubo
CD­ Extrusión de tubo
GRAMO
mi
DE­ Cavitación y agua
redistribución de contenidos
F
2
Guarnición
EF­ Recorte y montaje en
celda triaxial
FG­ Aplicación de presión celular
para una prueba UU
0
2
0
4
6
Esfuerzo efectivo horizontal, σh
_
8
10
Figura 7.8 Diagrama que ilustra la perturbación debida a la perforación hasta la muestra de suelo en el suelo, el
muestreo del tubo, la extrusión del tubo, la pérdida de succión en la muestra (debido a la redistribución del agua y
posiblemente debido a la cavitación del agua), y el recorte y manipulación. Reproducido de Ladd y Lambe 1963 con
autorización de ASTM International.
Este procedimiento requiere que la muestra se
consolide nuevamente hasta la curva de compresión
virgen, y esto requiere presiones de consolidación
mayores que 1,5 a 2 veces la presión de consolidación
vertical máxima in situ, σvm . Para estandarizar el efecto
de la compresión secundaria, el último incremento de
consolidación debe dejarse en la muestra durante un ciclo
logarítmico de compresión secundaria.
fuerza, su /σvc . Si la arcilla presenta un
comportamiento normalizado, los valores de su /σvc
serán los mismos, al menos a las dos presiones más
altas. Si los valores de su /σvc varían
consistentemente con la presión, entonces el
procedimiento de normalización no se aplica a la arcilla.
2. Para obtener la relación entre su /σvc y OCR, utilice
el valor mínimo de σvc que resulte en un
comportamiento normalizado como valor de laboratorio
Ladd y Foott (1974) recomiendan utilizar el
siguiente procedimiento:
de σvm , y realice pruebas con valores de OCR de 2
± 0,5, 4 ± 1, y 6 ± 2.
1. Consolidar las muestras a aproximadamente 1,5, 2,5 y
Compare los resultados con los que se muestran en
la figura 7.14 para comprobar su confiabilidad. Los
puntos de datos deben formar una línea suave hacia arriba.
4 veces el valor in situ de σvm
no drenado normalizado.
y determinar el corte
curva cóncava.
Machine Translated by Google
270 Ensayos Triaxiales de Suelos
50
línea de falla
40
Ko – línea
Pérdida de
fortaleza
,rodza
reivus1fseσE
d(
–
30
20
10
Sin drenaje
Agotado
Pérdida de succión
0
Muestras de bloque
Ko – pruebas consolidadas y no drenadas
sin pérdida de succión
Ko – pruebas consolidadas y no drenadas
odineatnu)o
%
eC
g
d(
a
después de la pérdida de succión
– Prueba no consolidada y sin drenaje
30
Ko – consolidación
Descarga
Cargando
Punto de falla
25
0
10
Pérdida de succión
20
30
40
50
60
70
_
Esfuerzo normal medio, σ1 + 2σ3 _ (psi)
3
Figura 7.9 Diagrama que ilustra la pérdida de succión con graves consecuencias para la trayectoria de tensión efectiva, el
comportamiento tensión­deformación y la resistencia no drenada en una prueba UU. Reproducido de Adams y Radhakrishna
1971 con autorización de ASTM International.
en el diseño, es necesario conocer la presión de reconsolidación
tensiones situ para superar los efectos de perturbación de la muestra.
La reconsolidación de las tensiones in situ no supera los efectos del
en el campo. Esto puede establecerse con buena precisión a partir
muestreo.
Para utilizar los patrones de comportamiento del suelo resultantes
del edomismo.
Debido a que el método depende de la reconstitución de las
pruebas de éter.
muestras de suelo mediante reconsolidación a presiones más altas,
Este método da como resultado una definición mucho mejor del
comportamiento del suelo que la producida directamente a partir de
puede no ser útil para arcillas muy sensibles, en las cuales la
estructura inicial está muy estructurada, o para depósitos cementados.
pruebas de compresión no confinada o pruebas UU en muestras "no
perturbadas" del campo. Tenga en cuenta que las presiones de
No se puede regenerar la estructura inicial ni la cementación. De
reconsolidación requeridas en este procedimiento son mucho más
hecho, es posible que se descomponga aún más mediante la
altas que las presiones de reconsolidación requeridas en este procedimiento.
reconsolidación.
Machine Translated by Google
SÍMBOLO
ARCILLA
CAU
CA­UU
I
3
PROFUNDIDAD
_
σvo
(metro)
21
1.6
_
_
_
σIC
σ3C
3,20 1,50
_
au
σPS
σPS
_
σIC
Línea K1 ­ Pruebas CAU
0.505
+.065 1.61
II
35
2.6
5.40
2.50
+.275
3.30
0.610
III
45
3.5
7,55
3.50
+.115
3.97
0.525
K línea definitiva
Todas las tensiones en kg/cm2
_
prueba CAU
_
línea ko
2
__
σvc = σIC
1σ=
qyτ(
–
prueba CA­UU
__
σhc = σ3c
Medido)
1
(No
0
1
0
2
4
3
_
_
__
σ y p = (σ1 + σ3)/2 (kg/cm2)
7
6
5
Figura 7.10 Efecto del muestreo “perfecto” sobre las trayectorias de tensión y la resistencia no drenada para arcillas Kawasaki
normalmente consolidadas. Reproducido de Ladd y Lambe 1963 con autorización de ASTM International.
(a)
1.0
(a)
OCR = 8
0,8
125
OCR = 4
_
σc = 400 kN/m2
0,6
Rh
_
100
σvc
OCR = 2
1σ–(
0,4
75
OCR = 1
0,2
0
50
5
0
_
σc = 200 kN/m2
(b)
25
10
15
20
25
Deformación por corte (%)
1.0
_
σvm = 4 a 8 kg/cm2
0
0
25
50
75
0,8
100
Deformación axial (%)
(b)
0,6
su
0.3
_
1σ–(
σvc
0,4
0,2
0.1
0
0,2
0
0
25
50
75
100
Rango de 9 pruebas.
1
2
4
6 8 10
__
Deformación axial (%)
Figura 7.11 Ejemplo de comportamiento normalizado del
suelo para arcilla normalmente consolidada: (a) datos de
prueba de compresión triaxial; y (b) gráfico normalizado de
datos de pruebas triaxiales. Reproducido de Ladd y Foott
1974 con autorización de ASCE.
OCR = σvm/σvc
Figura 7.12 Ejemplo de comportamiento normalizado del
suelo para arcilla sobreconsolidada: (a) tensión
normalizada versus deformación; y (b) resistencia al corte
no drenada normalizada versus OCR. Reproducido de
Ladd y Foott 1974 con autorización de ASCE.
Machine Translated by Google
272 Ensayos Triaxiales de Suelos
1.8
No.
1.6
2
Línea b
1 Moine orgánico
arcilla
41
0,65
3
95
75
0,85
4
41
21
0,8
1.4
Línea a
5*
1.2
1
4
sesenta y cinco
2 Arcilla de Bangkok
3 Atchafalaya
arcilla
39
12 =
sesenta y cinco
35
“
Capas “empalgables”
y “limosas”
*Capas
de “arcilla”
y “limo”
4
azul boston
arcilla
1.0
c/V
uS
σ
_
Relación típica para
muestra perturbada durante
reconsolidación
nóiocíace
laedvr
LI
1 65 34 1,0
Línea de compresión virgen
2
Pi
%
ω1
%
5 Connecticut
valle vorved
0,8
arcilla
3
0,6
Nota :
0,4
Su = (rh) máx.
Tensión efectiva vertical
(escala logarítmica)
0,2
Figura 7.13 Diagrama esquemático que muestra el efecto
de la alteración de la muestra (1–2), la reconsolidación (2–
3) y la descarga para crear una muestra con una relación de
sobreconsolidación conocida (3–4). Reproducido de Ladd
y Foott 1974 con autorización de ASCE.
7.2.5 Arcilla muy sensible
El método SHANSEP no se recomienda para arcillas
sensibles en las que la estructura puede verse alterada al
aumentar la presión de confinamiento efectiva a magnitudes
0
1
2
4
86
_
OCR = σVm /σVc _
10
Figura 7.14 Variación de la resistencia al corte no
drenada normalizada con relación de sobreconsolidación
para cinco arcillas. Reproducido de Ladd y Foott 1974
con autorización de ASCE.
7.3.1 Efectos de las condiciones de drenaje límite
significativamente superiores a las del suelo.
El valor de cv puede determinarse a partir de una de las
expresiones que figuran en la Tabla 7.1. Cada expresión se
7.3 Coeficiente de consolidación
relaciona con el tipo de condiciones de drenaje utilizadas en
la prueba triaxial. El drenaje final generalmente se realiza
El coeficiente de consolidación, cv , contiene información
relativa al ritmo de consolidación:
C
v
=
k
γ wd C
(7.5)
en donde k es la conductividad hidráulica, γw es el peso
unitario del agua y Cd es la compresibilidad volumétrica del
mediante piedras filtrantes y el drenaje del límite radial se
puede realizar mediante drenajes laterales de papel de filtro.
7.3.2 Determinación del tiempo para la
consolidación del 100%
Terminar el drenaje solo
esqueleto del suelo. El valor de CV.
se puede utilizar para determinar las tasas de deformación
El momento para la consolidación del 100%, t 100, puede
que se emplearán durante el corte en pruebas drenadas y no
trazada como cambio de volumen versus logaritmo del tiempo,
drenadas para garantizar que se logre el grado requerido de
como se muestra en la figura 7.15.
consolidación o un grado requerido de igualación de presión
de poro en estas pruebas.
determinarse a partir de la curva de tiempo de consolidación
Alternativamente, se puede emplear el método t .
El método t para el drenaje final, es decir, el
Machine Translated by Google
Etapa de prueba I: Consolidación 273
Tabla 7.1 Expresiones para la determinación del coeficiente de consolidación, a partir de
pruebas triaxiales (según Bishop y Henkel 1962) para arcilla isotrópica, es decir cv , cv
(vertical) = cv (horizontal)
Condiciones de drenaje
t 100
Drenaje desde un solo extremo
π
t 100
(para h = 2R)
2
h_
CV
π h
ambos extremos
4
2
CV
π R
sólo límite radial
dieciséis
4
π h
64
CV
π h
ambos extremos y límite radial
2
2
Cv
CV
π h
1
( 1 2+horas /
2
R)
2
100
2
CV
0
Prueba No. ICU­5.0
Consolidación isotrópica
10
500 kPa
noeim
b)3m
umlae
ocC
d
v(
σ′3c
20
30
t100 = 145 minutos
0.1
1.0
10
100
1000
Tiempo (minutos)
Figura 7.15 El tiempo para una consolidación del 100%, t100, se puede determinar a partir de la curva de consolidación­tiempo
trazada como cambio de volumen versus logaritmo del tiempo, como se muestra para la consolidación isotrópica de una muestra de arcilla
de caolinita plástica Edgar consolidada a una presión de celda efectiva de 500 kPa. .
El agua de los poros se filtra verticalmente hasta
los drenajes finales, fue presentada por Taylor
(1948). Este método se basa en una relación lineal
x∙(1+a) = 1,15 veces la abscisa de la porción recta
de la curva inicial. El valor de x es la distancia
horizontal desde el eje vertical hasta la curva de
entre el grado de consolidación y la raíz cuadrada
consolidación en línea recta. Esto se demuestra
del tiempo hasta aproximadamente el 50% de
en la figura 7.16. Una vez que se ha determinado
el punto de consolidación del 90%, se agrega 1/9
consolidación, después de lo cual se curva y se
vuelve asintótica al 100% de consolidación. Al
de la distancia de U0 a U90 en el eje U para
alcanzar el punto de consolidación del 100%,
trazar el cambio de volumen en el eje vertical
frente a la raíz cuadrada del tiempo en el eje
como se muestra en la figura 7.16. Este método
horizontal y trazar una línea recta desde el grado
de analizar la curva de tiempo es ventajoso si se
requiere el punto en o cerca del momento de
de consolidación, U = 0% hasta el punto de la
curva correspondiente a U = 90%, entonces este puntoconsolidación
tiene una abscisa
de En comparación, analizar la
del 100%.
Machine Translated by Google
274 Ensayos triaxiales de suelos
Cambio de volumen, ΔV
Punto cero corregido
Medido
0,15. a
a
Secundario
compresión
∆V90
(∆V90 – ∆V0)/9
∆V100
√t (√mín)
0
t √ 100
Figura 7.16 El método t en el que se traza el cambio de volumen versus la raíz cuadrada del tiempo y se analiza como
se indica para determinar t100.
Los efectos del tiempo en una gráfica U­log(tiempo) no
proporcionan esta información, porque la línea recta
obtenida de la compresión secundaria no está disponible
hasta más tarde, después de que se haya producido una
Barrón 1948; Gibson y Lumb 1953) y han producido
ecuaciones para el análisis del tiempo de finalización
(Terzaghi 1925) y de consolidación radial (Gibson y Lumb
1953; Silveira 1953; McKinlay 1961). También se ha
buena cantidad de fluencia.
presentado la acción combinada de consolidación terminal
y radial y se ha determinado la siguiente expresión para
el grado medio de consolidación, Uvr (Carillo 1942):
Drenaje integral
Acelerar la consolidación de especímenes cilíndricos de
arcilla para ensayos triaxiales mediante drenaje radial y
final combinado y posteriormente determinar el tiempo
para el final de la consolidación puede ser importante para
estudiar los efectos del tiempo como la fluencia y la
relajación de tensiones, que ocurren claramente después
de 100 Se ha logrado el % de consolidación. Los drenajes
radiales son más efectivos que los drenajes finales en
ensayos triaxiales, porque la arcilla puede ser anisotrópica
cruzada y más permeable en la dirección horizontal y
porque la distancia al límite del drenaje radial es menor
que la altura de la muestra.
Muchos autores han presentado investigaciones sobre
los resultados del drenaje radial (por ejemplo, Carillo 1942;
Ud.
realidad virtual
= −1 1( ) −Ud.
(v
) 1­U
r
(7.6)
en la que Uv es el grado de consolidación por drenaje
terminal y Ur es el grado de consolidación por drenaje
radial.
El tiempo para alcanzar un cierto grado de consolidación
solo para el drenaje final se puede expresar como:
t =
v
TH
v
) /2
(
2
C
v
en el que Tv es el factor de tiempo teórico para una
consolidación dimensional, H es la altura de
(7.7)
Machine Translated by Google
Etapa de prueba I: Consolidación 275
1.6
isotrópico
1.5
1.4
ro)atc+a1F(
H/D = 2,50 2,00
1.00
0,50 0,25
1.33
1.3
1.2
radiales: 1,22
1.1
verticales: 1,10
1.0
0.001
0,01
0.1
1.0
10
100
1.000
1 0.000
Cr /CV
Figura 7.17 Factor (1+a) para la determinación de U = 90% utilizado para la determinación de t100 para drenaje
integral que consiste en drenajes radiales y finales al trazar el cambio de volumen versus (tiempo) 0,465 y analizar la
curva de tiempo como se indica.
la muestra cilíndrica, H/2 es la distancia máxima a una
superficie libre de la muestra y cv
es el coeficiente de consolidación unidimensional. De
manera similar, el tiempo para alcanzar un cierto
grado de consolidación solo para el drenaje radial se
puede escribir como:
tr =
DT
r
2
(
) /2
(7.8)
cr
en el que Tr es el factor de tiempo teórico para la
consolidación radial, D es el diámetro de la muestra
cilíndrica, D/2 es la distancia máxima a una superficie
libre de la muestra y cr es el coeficiente de
consolidación radial.
Al mismo tiempo, tv = tr , las expresiones de las
ecuaciones (7.7) y (7.8) se pueden igualar para producir:
=
TT
v
r
Cv
D
Cr
h
2
(7.9)
Para límites de drenaje distintos de los drenajes
finales, el valor de a ≠ 0,15. Sólo para el drenaje radial,
McKinlay (1961) señaló que la relación entre el grado
de consolidación U y (tiempo)0,465
(no el tiempo) es directo hasta aproximadamente U = 50%.
El punto de la curva correspondiente a U = 90% tiene
una abscisa de 1,22 de la abscisa de la porción recta
de la curva de consolidación. Para combinaciones de
drenaje radial y terminal, los valores de (1+a) se
determinan como se muestra a continuación.
La ecuación (7.9) muestra que los coeficientes de
consolidación y las dimensiones de la muestra con
drenaje circundante controlan el tiempo de
consolidación. Los factores (1+a) correspondientes
al 90% de consolidación se determinaron para el
drenaje radial (Carillo 1942; Barron 1948) y se
representaron en la Fig. 7.17 para diversos grados de
anisotropía cruzada y para diversas geometrías de las
muestras cilíndricas. Dado que la anisotropía cruzada
expresada a través de cr /cv es mayor o igual a 1,0
(comportamiento isotrópico), los factores para cr /cv
≥1,0 se dan con líneas continuas, mientras que los de
cr /cv <1,0 se muestran con líneas discontinuas.
líneas, porque no es probable que sean empleadas.
La Figura 7.17 muestra que la geometría de la
muestra juega un papel importante en la determinación
del factor para una consolidación del 90%. Las curvas
para diferentes geometrías tienen formas similares,
pero desplazadas según la relación H/D. Si se conoce
de antemano el grado de anisotropía cruzada
expresado por el valor de cr /cv , entonces el
Machine Translated by Google
276 Ensayos Triaxiales de Suelos
El factor (1+a) se puede determinar a partir de la figura 7.17.
Para arcilla isotrópica, es decir, muestras de arcilla
remodelada, los valores se pueden seleccionar en base a H/
D. Sin embargo, para los casos en los que el grado de
estar un poco por encima de ese valor, porque no se ha
logrado la consolidación total.
El coeficiente de consolidación, cv , puede determinarse
y las
sustituyendo t
100
anisotropía cruzada no se conoce antes de realizar la
dimensiones del espécimen en la expresión apropiada de
prueba, el valor de (1+a) está entre 1,22 y 1,33. Para un
la Tabla 7.1.
valor dado de H/D, el valor de (1+a) puede evaluarse a partir
Tenga en cuenta que los cálculos presentados
del diagrama de la figura 7.17. El valor será mayor que 1,15
anteriormente son para suelos anisotrópicos cruzados
utilizado para el método t .
ideales sin efectos de la posible ineficiencia del drenaje de
papel radial o manchas en las superficies de la muestra. El
Es posible tener una idea del grado en que se han
disipado las presiones de los poros al monitorearlas después
valor de cv determinado a partir de la prueba triaxial puede
no ser aplicable al depósito de campo debido al
de cerrar la válvula de drenaje y antes de que continúe el
comportamiento anisotrópico del suelo, ineficiencia de los
corte. Si se ha logrado la consolidación total, la presión de
drenajes laterales, etc. Sin embargo, es aplicable para la
poros debería estabilizarse al valor previamente establecido
determinación de tasas de deformación apropiadas para
como contrapresión. Generalmente, será
cizallamiento drenado o no drenado de la misma muestra.
Esto se discutirá en el Capítulo 8.
Machine Translated by Google
8 Etapa de prueba II: corte
8.1 Introducción
Es durante la etapa de corte del ensayo triaxial que se determinan las
relaciones tensión­deformación, cambio de volumen o presión de
En condiciones de consolidación sin drenaje (CU), pueden cortarse a
tasas razonablemente altas. La única consideración que se debe
tener en cuenta para tales suelos es la influencia de la tasa de
deformación en el comportamiento del suelo debido a los efectos del
poro y las resistencias drenadas o no drenadas. Además del
tiempo. Sin embargo, los materiales granulares no exhiben efectos
comportamiento en sí, los factores más importantes que controlan el
significativos en la tasa de tiempo, es decir, se obtiene esencialmente
comportamiento medido del suelo son la tasa de deformación, los
efectos de los extremos lubricados y la forma de la muestra.
o presión de poro y resistencia para cualquier tasa de deformación.
el mismo comportamiento tensión­deformación, cambio de volumen
8.2.3 Ensayos CD y CU en suelos arcillosos
8.2 Selección de la tasa de deformación vertical
Los suelos arcillosos, en los que la fracción arcillosa domina el
comportamiento del suelo y en los que las partículas consisten en
8.2.1 Ensayos UU en suelos arcillosos
minerales fisicoquímicamente activos, exhiben un comportamiento
Las tasas de deformación elegidas para los sectores no consolidados
viscoso clásico y muestran mayor rigidez y mayor resistencia al corte
Las pruebas sin drenaje (UU) a menudo están determinadas por la
rapidez con la que se pueden registrar las lecturas manualmente, y
las tasas de deformación para dichas pruebas pueden ser de hasta 1%/
mín. Estas pruebas generalmente producen una resistencia al corte
demasiado baja debido a la perturbación, y los efectos de la velocidad
de deformación debido al comportamiento viscoso de las arcillas no
pueden compensar esta pérdida.
al aumentar la tasa de deformación, como indica. ­indicado en la Fig.
8.1. Para ensayos de compresión triaxial en arcilla blanda, cada
aumento del ciclo logarítmico en la tasa de deformación suele ir
acompañado de un aumento del 10 ± 5% en la resistencia al corte no
drenado (Ladd y Foott 1974), siendo la variación real una función de
la plasticidad y la susceptibilidad a la deformación. efectos del tiempo
del suelo.
8.2.2 Ensayos CD y CU en materiales granulares
Materiales granulares de libre drenaje, como grava, arena y limos no
Sin embargo, los suelos cuyas conductividades hidráulicas son
relativamente bajas requieren corte a bajas tasas de deformación
plásticos, ya sea que se hayan probado en condiciones de drenaje
para asegurar que se desarrollen presiones de poros de magnitudes
consolidado (CD) o
insignificantes en condiciones de drenaje.
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
278 Ensayos Triaxiales de Suelos
ε1 (%)
5.0
4.0
2
3.0
2.0
)–/2
g
′3
1m
kσc(
1.5
1.0
0,5
0,2
1
ε1 (%/min)
,rodasiévrstseE
d
14.8
3.68
0.978
0.104
0.0109
estrés estático
camino
0
1
2
Esfuerzo medio, σm′ (kg/cm2)
Figura 8.1 Efecto de la tasa de deformación en una prueba CU sobre la trayectoria efectiva de la tensión, la generación de presión de poro,
la resistencia al corte y la rigidez de la arcilla. Reproducido de Akai et al. 1975 con permiso de Elsevier.
condiciones, y que las presiones de poro están
prácticamente igualadas en ensayos sin drenaje con
restricción final. Cada uno de estos dos casos se trata
a continuación.
con condiciones de drenaje adecuadas. Blight (1963)
expresó el cambio de volumen que ocurre en ensayos
triaxiales drenados en relación con las tensiones que
causaron el cambio de volumen:
Av =
Pruebas drenadas
A partir de la teoría de consolidación es posible expresar
el tiempo, t, para alcanzar un cierto grado de
consolidación o disipación de la presión intersticial
generada durante el corte como:
VV∆
/ _
t =
2
3 tazas
(8.3)
=
Av
A v 100
(8.4)
(8.1)
CV
en el que T es el factor tiempo, H es la mitad de la altura
de la muestra y cv es el coeficiente de consolidación.
El factor tiempo es función del grado de consolidación,
U:
Tf=()U
′
σ
Y el grado de drenaje se expresó entonces como:
Ud.
TH
0
∆ (σ 1 ) −σ 3
(8.2)
Es posible desarrollar expresiones teóricas para esta
relación que depende de las condiciones de drenaje en
la prueba triaxial (Gibson y Henkel 1954; Bishop y
Henkel 1962). La relación entre T y U también se puede
obtener a partir de experimentos realizados en ensayos
triaxiales.
en el que Av100 es el valor final de Av alcanzado cuando se
ha producido un drenaje completo en una prueba muy lenta.
La Figura 8.2(a) muestra las relaciones obtenidas
entre el grado de drenaje y el factor tiempo determinado
a partir de la ecuación. (8.1). Se ve que los resultados
experimentales están desplazados con respecto a las
predicciones teóricas para ambos tipos de drenaje
aplicados en los ensayos.
Un grado de drenaje y, por tanto, un grado de
disipación de las presiones intersticiales en la prueba
drenada del 95% es suficiente para garantizar un error
insignificante en las propiedades medidas del suelo. El
tiempo requerido para alcanzar el 95% de disipación se
puede calcular a partir de la ecuación. (8.1) con un factor de tiempo
Machine Translated by Google
Etapa de prueba II: cizallamiento 279
(a)
A Curva teórica, pruebas drenadas con drenaje circular.
B Curva experimental, pruebas drenadas con drenaje circular.
C Curva teórica, pruebas drenadas con drenaje de doble extremo.
D Curva experimental, pruebas drenadas con drenaje de doble extremo.
Curva teórica, pruebas sin drenaje con drenajes circulares.
mi
)% (
F Curva teórica, ensayos sin drenaje y sin drenaje.
Curva experimental, pruebas sin drenaje con drenajes circulares.
GRAMO
νA
100
80
B
60
D
A
C
,ejoadnaee
rrG
d
40
20
0
0.001
0,01
(b)
1.0
0.1
Factor de tiempo, T =
10
cνtf
H2
80
–1
–001A
­001A
)%(
100
mi
60
F
GRAMO
Pruebas sobre:
QF.S. arcilla
40
Arcilla roja de arrecife
nóinc.ó
asilosareuo
erg
ap
dIl
20
0
0.001
0,01
0.1
Factor de tiempo, T =
1.0
cνtf
H2
Figura 8.2 (a) Relaciones entre el grado de drenaje y el factor tiempo en pruebas drenadas y (b) relaciones entre la ecualización
de la presión de poro y el factor tiempo en pruebas no drenadas. Reproducido de Blight 1963 con autorización de ASTM
International.
obtenido de la figura 8.2(a). Para pruebas con drenajes
alrededor, es decir, piedras filtrantes en los extremos y
drenajes laterales de papel de filtro ranurado, el tiempo
para una disipación del 95% es (Blight 1963):
t =
.0 07
2
h
(8.5)
CV
Para pruebas con drenaje de doble extremo, es decir con
piedras filtrantes en ambos extremos, el tiempo para una
disipación del 95% es (Blight 1963):
t =
.1 6
h
2
(8.6)
CV
Los factores de tiempo utilizados en estas expresiones
son los correspondientes a los resultados experimentales.
en la figura 8.2(a). Tenga en cuenta que H es la mitad
de la altura de la muestra y cv es el coeficiente de
consolidación determinado durante la etapa de
consolidación anterior.
El tiempo t requerido para una disipación del 95% es
el tiempo para la primera medición significativa en la
prueba drenada. La primera medida significativa puede
ser la resistencia, en cuyo caso t es el tiempo hasta la
falla. Sin embargo, si es deseable obtener la relación
tensión­deformación correcta, entonces la primera
medición significativa de la tensión puede ocurrir mucho
antes en la prueba, digamos al 25 o 50% de la resistencia.
Dado que el desarrollo del cambio de volumen no es
lineal y se vuelve más lento al aumentar la deformación
axial, elegir la primera medición significativa que ocurra,
digamos, al 25% de la resistencia
Machine Translated by Google
280 Ensayos Triaxiales de Suelos
da como resultado una ecualización superior al 95% para
el resto de la relación tensión­deformación. Por lo tanto, en
los casos en los que el comportamiento tensión­deformación
y cambio de volumen es importante, se puede emplear
dicha condición al determinar la duración de la prueba y la
tasa de deformación.
En cualquier caso, es necesario estimar la deformación,
εsig, para alcanzar la primera medición significativa. La
tasa de deformación axial para la prueba drenada puede
entonces calcularse como:
dε a
dt
=
ε
aparato triaxial. Los resultados indicaron que la
conductividad hidráulica de la muestra con el eje z paralelo
a la dirección σ3 fue la más baja de las tres. A juzgar por
los resultados de tensión­deformación presentados por
Wang y Lade (2001), se supuso que las deformaciones
hasta el fallo de las pruebas con b = (σ2 −σ3 )/(σ1 −σ3 ) =
0,67 eran las más pequeñas de las cuatro. Valores b
considerados. Se realizaron cuatro pruebas triaxiales
verdaderas con b = 0,67 en muestras horizontales cuyos
ejes de simetría del material coincidieron
con la dirección
°
θ =
σ3 (160) a velocidades de deformación
axial de 0,01, 0,005,
firmar
t
(8.7)
La tasa de deformación se puede convertir a una tasa
de deformación vertical que se establecerá en la máquina
de carga.
Puede llevar bastante tiempo realizar pruebas de drenaje
en suelos con baja permeabilidad.
Desafortunadamente, no existe ningún método eficaz para
acelerar el drenaje del agua de los poros del suelo, aparte
del uso de muestras pequeñas con drenajes tanto en los
extremos como en los laterales.
Determinación a partir de experimentos agotados.
Utilizando el modelo Cam Clay para arcilla normalmente
0,001 y 0,0005 %/min. La tensión media se mantuvo
constante en 250 kPa y se permitió el drenaje de las
muestras durante el corte. En cada prueba, se detuvo el
corte y las tensiones se mantuvieron constantes cuando la
deformación vertical fue del 0,25%. Luego se cerró la línea
de drenaje al dispositivo de cambio de volumen, creando
condiciones sin drenaje. Las presiones de poro aumentaron
y se estabilizaron en aproximadamente 2 h. Luego se abrió
la línea de drenaje y continuó la prueba. Se repitió el mismo
procedimiento con deformaciones verticales de 2,5 y 6%.
Se encontró que las presiones de poro estabilizadas
disminuyen al disminuir la tasa de deformación y aumentar
la deformación vertical. Las velocidades de deformación
de 0,001%/min dieron como resultado presiones de poro
ligeramente mayores que las de 0,0005%/min. Los cambios
consolidada, Newson et al. (1997) predijeron la desviación
de presión de poro a una velocidad de 0,001%/min fueron
de la trayectoria de tensión efectiva requerida para una
prueba drenada. Luego hicieron correcciones a los
7, 4 y 2% de las presiones de la celda cuando las
deformaciones verticales fueron 0,25, 2,5 y 6%,
hallazgos experimentales para alcanzar una tasa de
respectivamente.
deformación que produciría condiciones esencialmente
drenadas. Por lo tanto, un ensayo
Se empleó el método de error y error para obtener una
tasa de deformación adecuada para la prueba drenada.
De manera similar, el procedimiento de prueba y error
Una tasa de deformación axial de 0,001%/min
(correspondiente a una tasa de deformación de 0,003 pulg./
min) fue adoptado para el programa de prueba triaxial
verdadero. Aunque la tasa de deformación axial resultó en
para determinar la tasa de deformación axial adecuada
condiciones parcialmente drenadas al comienzo del corte,
para las pruebas de drenaje triaxial verdadero en arcilla
aún así se eligió porque se obtuvieron condiciones
de caolín normalmente consolidada realizado por
Anantanasakul et al. (2012) se puede resumir de la
tasas de deformación más bajas no disminuyeron
siguiente manera: primero se determinó la condición de
prácticamente drenadas a deformaciones más altas, y
prueba más crítica (en términos de edad de drenaje) en la
significativamente el exceso de presiones de poro. Esta
tasa de deformación también permitió que las verdaderas
que la deformación axial hasta la falla era más pequeña y
pruebas triaxiales finalizaran en un período de tiempo
la conductividad hidráulica de la muestra era más baja. Se
razonable en el que el aparato funcionó de manera
realizaron tres pruebas de consolidación isotrópica con una
tensión de confinamiento efectiva de 250 kPa en muestras
confiable. Durante las pruebas de producción, también se
monitorearon los cambios de presión de poro en pruebas
anisotrópicas cruzadas con las tres orientaciones utilizando
triaxiales verdaderas seleccionadas con otros valores b
el mismo procedimiento de instalación en el estado real.
utilizando el mismo procedimiento discutido anteriormente. La presión de p
Machine Translated by Google
Etapa de prueba II: corte 281
los cambios fueron prácticamente iguales o menores que los
obtenidos en las pruebas de ensayo. En el desarrollo posterior,
de ecualización y el factor de tiempo determinado a partir de la
La figura 8.2(b) muestra las relaciones obtenidas entre el grado
se asumieron condiciones completamente drenadas cuando las
ecuación. (8.1). En este diagrama se muestran las relaciones
muestras se cortaron bajo control de deformación vertical con una
velocidad de deformación de 0,001%/min.
resultados experimentales, que corresponden a todos los
teóricas y experimentales para pruebas no drenadas. Los
desagües circundantes, se ajustan a la predicción teórica sólo en
Alternativamente, los cambios de volumen en experimentos
grados de ecualización muy altos. La razón de la falta de ajuste
drenados se pueden medir y representar gráficamente para
en los grados inferiores de ecualización es la ineficiencia de los
observar la tasa de carga requerida para obtener condiciones
drenajes (Blight 1963).
prácticamente drenadas. Cuando las relaciones entre cambio de
volumen y deformación axial ya no cambian a medida que
Recomendación final para las pruebas CD y CU
disminuye la tasa de carga, entonces la tasa de carga puede ser
lo suficientemente lenta como para producir condiciones de drenaje.
Para los casos en los que sólo se deben determinar los
La comparación de los dos diagramas en la Fig. 8.2 indica que los
resultados para las pruebas drenadas con drenaje de doble
extremo prácticamente coinciden con los de las pruebas no
parámetros de resistencia efectiva, las pruebas drenadas pueden
drenadas sin drenaje, y ambos alcanzarán un grado particular de
reemplazarse por pruebas CU con mediciones de presión de poro,
igualación al mismo factor de tiempo. Esto también se aplica a
que luego se interpretan en términos de tensiones efectivas para
las pruebas con drenaje y sin drenaje con drenajes alrededor. Por
lo tanto, el tiempo requerido para la ecualización del 95% de las
producir la misma envolvente de resistencia.
presiones de poro y las primeras mediciones significativas en las
pruebas sin drenaje son los mismos que para las pruebas con
Pruebas no drenadas
drenaje.
En pruebas sin drenaje con restricción en los extremos, la
distribución de deformación no uniforme produce una distribución
de presión de poro no uniforme. El grado en que se produce la
igualación de la presión de poro dentro de la muestra depende de
la conductividad hidráulica del suelo, las dimensiones de la
muestra, las condiciones de drenaje y la tasa de deformación
empleada en el ensayo. Utilizando el parámetro A de presión de
poro de Skempton , Blight (1963) expresó la ecualización de las
presiones de poro en una prueba triaxial como:
Por lo tanto, para muestras con drenajes alrededor, es decir,
con piedras filtrantes en los extremos y drenajes laterales de papel
de filtro ranurado, el tiempo para una igualación de la presión de
poro del 95% se puede calcular a partir de la ecuación. (8.5). Para
pruebas con drenaje de doble extremo, es decir, con piedras
filtrantes en ambos extremos, el tiempo para una disipación del
95% se puede calcular a partir de la ecuación.
(8.6). Las tasas de deformación también se calculan como se
indicó anteriormente.
La Figura 8.3 muestra una tabla para encontrar duraciones de
prueba para un grado de drenaje del 95% en pruebas con drenaje
−
Ud. = ­
1
Automóvil club británico
100
(8.8)
−
Automóvil club británico
100
0
en el que A100 corresponde a un grado de ecualización del
y un grado de igualación de presión de poro del 95% en pruebas
sin drenaje, ambos en el momento de falla, aquí se considera la
primera medición significativa. La tasa de deformación apropiada
se determina posteriormente a partir de la ecuación. (8.7).
100%, A0 es el valor que se habría medido en una prueba
realizada tan rápidamente que no podría ocurrir ninguna
Sin embargo, si la primera medición significativa ocurre,
ecualización, y A corresponde a la presión de poro promedio
digamos, al 25% de la resistencia, entonces la tasa de deformación
medida sobre la superficie de la muestra usando piedras de filtro
determinada como se explica en el párrafo anterior se divide por
en los extremos y papel de filtro en los lados. Debido a que la
presión de poro en una arcilla blanda es mayor en el centro de la
la relación entre la deformación axial hasta la falla y la deformación
axial al 25%. % de resistencia que da como resultado una tasa de
muestra, el valor medido de A aumenta a medida que la presión
deformación más baja que la correspondiente al 95 % de drenaje
de poro se iguala con el tiempo.
o al 95 % de igualación de la presión de poro en el momento de la
falla.
Machine Translated by Google
282 Ensayos Triaxiales de Suelos
1 mes
1 semana
1 día
1×10–2
Dimensiones
Muestra
diámetro.
1×10–3
altura
2
3 en
6 pulgadas
3
2 en
4 en
4
1,5 pulgadas
seüg/2
am
sec)ds(
8 pulgadas
1 4 pulgadas
2,5×10–4
3 en
,nóe
ictandeilco/i2sfem
noe
oν)cC
dsc(
12341234
Pruebas sin
1×10–4
1×10–4
eotnedelnbm
eaoia
en
dtm
o
iidne
preie
usfνm
np
qsci
e
2,0×10–4
desagües
5×10–5
Pruebas
con toda­
desagües redondos
1×10–5
1
1×10–5
10
100
1000
10 000
Duración de la prueba indicando el grado de
igualación del 95% (h)
Figura 8.3 Cuadro para encontrar la duración de las pruebas con drenaje y sin drenaje para una disipación del 95 % en caso de falla.
Reproducido de Blight 1963 con autorización de ASTM International.
8.2.4 Efectos de los extremos lubricados
en pruebas sin drenaje
Se pueden emplear extremos lubricados para reducir la
distribución no uniforme de deformaciones en la muestra
triaxial. Esto produce una reducción de la no uniformidad de
la distribución de la presión de poro en ensayos no drenados
y, por lo tanto, estos pueden realizarse con tasas de
deformación más altas que las indicadas anteriormente. Los
cálculos para determinar la tasa de deformación requerida
para la ecualización de la presión de poro no son aplicables
ya que se supone que las distribuciones de tensión y
deformación son uniformes. Barden y McDermott (1965)
demostraron que la falla se puede alcanzar dentro de 1 o 2 h
en pruebas sin drenaje con extremos lubricados sin ningún
efecto adverso debido a la falta de uniformidad en la
distribución de la presión de poro.
Debido a que las pruebas drenadas todavía dependen
del drenaje del agua fuera de las muestras, sus tasas de
deformación no pueden reducirse mediante la aplicación de
extremos lubricados.
logrado, generalmente se considera que se lograrán
condiciones adecuadamente uniformes usando especímenes
altos con alturas mayores o iguales a dos diámetros (H/D =
2.0) o usando extremos lubricados, o ambos. Sin embargo,
incluso en condiciones en las que la restricción en los
extremos es insignificante, se pueden desarrollar graves
faltas de uniformidad en las distribuciones de deformaciones
en ensayos triaxiales, y estas faltas de uniformidad pueden
tener efectos significativos en el comportamiento tensión­
deformación y resistencia de los suelos.
Los mejores límites para imponer deformaciones uniformes
son superficies planas rígidas y lubricadas. Estos límites
reducen en gran medida la fricción, con el resultado de que
las tensiones son esencialmente uniformes.
8.3.1 Uniformidad de deformación y estabilidad
de la configuración de prueba.
La Figura 8.4 muestra una prueba de compresión triaxial
axisimétrica típica para cualquier tipo de material (Yamamuro
y Lade 1995). La muestra se divide en secciones, teniendo
inicialmente la sección 3 un diámetro ligeramente menor,
8.3 Efectos de los extremos lubricados y la
como se muestra en el diagrama del lado izquierdo de la
figura.
forma de la muestra.
Esto representa un defecto geométrico o un defecto material
Idealmente, las tensiones y deformaciones en muestras
Luego se aplica una carga de compresión como se muestra
triaxiales de laboratorio deberían ser completamente uniformes.
en el lado derecho de la figura. Las tensiones iniciales en la
Aunque este ideal rara vez, si es que alguna vez, se cumple
sección 3 son mayores que en la
como una menor densidad o resistencia.
Machine Translated by Google
Etapa de prueba II: corte 283
Geométrico o
Test de comprensión
defecto material
PAG
Después de que comience la carga:
1
El área de la sección transversal aumenta
1
en relación con otras secciones.
2
2
Diferencia inicial de tensiones.
disminuir hasta
3
3
las tensiones son uniformes.
4
4
5
Prueba estable
5
PAG
Antes de aplicar la carga
Durante la carga
Figura 8.4 Muestra de compresión triaxial axisimétrica dividida en secciones, teniendo la sección 3 inicialmente un
diámetro ligeramente menor, lo que representa un defecto geométrico o un defecto del material, como una menor
densidad o resistencia. Reproducido de Yamamuro y Lade 1995 con autorización de ASCE.
secciones circundantes, porque el área de la sección
transversal es más pequeña. Por lo tanto, las
deformaciones tanto en la dirección vertical como en la
(a)
radial en la sección 3 son relativamente mayores que
en las secciones circundantes. Sin embargo, a medida
que avanza la carga, la diferencia en los estados de
tensión iniciales de la sección 3 y las secciones
circundantes en realidad disminuye, aunque las tensiones
totales aumentan. Finalmente, las deformaciones radiales
dirigidas hacia afuera en la sección 3 son lo
suficientemente grandes como para que las áreas de la
sección transversal se vuelvan iguales a las de las
secciones circundantes. En este punto las tensiones en todas las secciones de la muestra son iguales.
Por lo tanto, en una prueba de compresión triaxial, la
concentración inicial de tensiones en un defecto
(b)
geométrico o material tiende a distribuirse a medida que
avanza la carga y las distribuciones de tensiones y
deformaciones resultantes tienden hacia condiciones uniformes.
Por lo tanto, el ensayo de compresión triaxial puede
considerarse un ensayo estable, excluyendo la
inestabilidad por una condición de pandeo.
La estabilidad del ensayo de compresión triaxial se
mejora aún más mediante el uso de probetas cortas. Si
un defecto en el espécimen está ubicado hacia un lado,
Figura 8.5 Un defecto en el espécimen ubicado a un lado,
como se indica en (a) los especímenes altos y (b) los
como se indica en los especímenes altos y bajos en la
bajos. El espécimen alto tendría más probabilidades de
Fig. 8.5, entonces el espécimen alto tendría más
doblarse que el espécimen bajo.
probabilidades que el espécimen bajo de doblarse. Se
proporciona mayor estabilidad mediante una conexión
rígida entre el pistón y la tapa que minimiza la rotación
empleado con las muestras más cortas mejorará la
de la tapa y fuerza a las dos placas extremas a
uniformidad de la deformación y la tensión en la muestra,
permanecer esencialmente paralelas. Los extremos lubricadoslo que tenderá a producir densidad.
Machine Translated by Google
284 Ensayos triaxiales de suelos
uniformidad dentro de la muestra mediante un mecanismo
El material granular se carga y deforma lo suficiente como
similar al explicado para la configuración en la Fig. 8.4. Por
para provocar el colapso de las cadenas de partículas que
lo tanto, las tensiones serán inicialmente mayores en la
soportan la carga. La reducción resultante en la capacidad
porción más densa que en la más suelta de la muestra,
de carga se caracteriza como ablandamiento del material e
pero la deformación promedio permitirá que la porción más
implica deformaciones y tensiones macroscópicamente
suelta se vuelva más densa y por lo tanto tome más carga,
uniformes tales que el material granular puede caracterizarse
como un continuo.
tendiendo así a alcanzar a la porción inicialmente densa. La
respuesta tensión­deformación promedio es razonablemente
representativa de la respuesta correspondiente a la
densidad promedio de la muestra.
Mientras que las muestras con densidad uniforme tienden
a deformarse uniformemente, las condiciones límite en
forma de extremos lubricados o por fricción, así como la
relación altura­diámetro (H/D) pueden afectar el
comportamiento medido del suelo. En la figura 8.6 se
8.3.2 Modos de inestabilidad en suelos
En las muestras de laboratorio pueden ocurrir tres modos
muestran los cambios de tensión­deformación y de volumen
en forma de curvas de cambio de relación de huecos para
ensayos de compresión triaxial en arena densa y suelta de
básicamente diferentes de inestabilidad. El tipo más común
la playa de Santa Mónica para dos tipos de ensayos de
es la falla máxima suave que ocurre a una presión de
compresión triaxial. La primera es una prueba triaxial
confinamiento efectiva constante, que se puede observar
convencional realizada sobre una muestra de 7,1 cm de
en todo tipo de suelos. Otro tipo de inestabilidad se inicia
diámetro y 19,0 cm de altura para H/D = 2,7, y con tapa y
con la localización de deformaciones plásticas y el posterior
base normales (sin lubricar). La segunda prueba se realizó
desarrollo de bandas de corte, seguido de una disminución
en una muestra cilíndrica con una altura y un diámetro de
en la capacidad de carga. Este modo ocurre con mayor
9,7 cm (es decir, H/D = 1,0) y tapa y base lubricadas. Las
frecuencia en el régimen de ablandamiento en ensayos de
proporciones de vacíos promedio iniciales de las muestras
compresión triaxial en suelos normalmente consolidados,
fueron 0,61 y 0,81, correspondientes a densidades relativas
pero puede ocurrir en el régimen de endurecimiento para
de 90 y 20%, respectivamente. Todas las pruebas se
suelos sobreconsolidados. Si bien estos dos modos pueden
ocurrir en condiciones drenadas o sin drenaje, el tercer
realizaron con σ3
modo de inestabilidad ocurre en condiciones sin drenaje en
materiales granulares, principalmente arena limosa fina y
'
= 196 kPa (2,00 kg/cm2 ).
Arena densa
suelta, dentro de la superficie de falla por tensión efectiva,
La Figura 8.6(a) muestra que la curva tensión­deformación
y puede conducir a licuefacción. Este modo de inestabilidad
no se observa en arcillas ordinarias, pero puede observarse
para la muestra de prueba convencional es más pronunciada
en deformaciones pequeñas, como resultado de la restricción
en arcillas rápidas en las que la falla es muy parecida a la
extrema impuesta por la tapa y la base rugosas. Estos
falla por licuefacción.
tienen el efecto de imponer presiones de confinamiento
más altas en los extremos y esto da como resultado un
módulo inicial más alto. Se puede observar que la curva
tensión­deformación de esta muestra se rompe más
8.3.3 Ensayos triaxiales sobre arena
Los tres modos de inestabilidad mencionados anteriormente
se observan en las arenas y Lade (2002) describe
detalladamente su aparición.
Fallo máximo suave
bruscamente y que la deformación hasta la falla es
considerablemente menor que la observada para la muestra
con extremos lubricados. Estos efectos se deben al hecho
de que una mayor deformación ocurre dentro de la sección
media del espécimen alto que cerca de los extremos. La
disminución de la resistencia después de una falla máxima
suave (ablandamiento) ocurre a un ritmo más rápido que en
la muestra con extremos lubricados.
La falla máxima suave caracteriza el comportamiento de la
arena en condiciones de drenaje y presión de confinamiento
corte hasta bien avanzado el régimen de ablandamiento,
constante. La estructura interna del
como se observa visiblemente y como lo indica el cese abrupto del
La Figura 8.6(c) muestra que se produce una banda de
Machine Translated by Google
Etapa de prueba II: corte 285
(a)
que en la muestra sin extremos lubricados, y el desarrollo
6
significativo de bandas de corte probablemente se vio
5
s3 = 2,00 kg/cm2
impedido debido a la presencia de placas extremas rígidas.
ei = 0,61
Si bien pueden haber estado presentes, las curvas de cambio
4
n,óniócias/lne3
1eeR
σ
dt
de relación tensión­deformación y de vacío medidas no
indican ningún efecto del desarrollo de bandas de corte en
esta prueba.
H/D = 2,7
sin lubricación
3
~
2
~ H/D = 1,0
En las pruebas particulares que se muestran en la figura
8.6, la resistencia de la muestra alta sin extremos lubricados
tapa y base lubricadas
1
es ligeramente mayor que la de la muestra corta con extremos
6
experimentos no indica ninguna tendencia particular con
lubricados. La inspección de una colección más amplia de
(b)
5
s3 = 2,00 kg/cm2
respecto a qué tipos de condiciones límite producen la mayor
ei = 0,81
resistencia.
4
n,óniócias/lne3
1eeR
σ
dt
Arena suelta
3
Los resultados para muestras sueltas se muestran en la figura
2
8.6(b) y (c). La arena suelta se contrae más o se dilata menos
que la arena densa a la misma presión de confinamiento.
Por lo tanto, la expansión horizontal es menor en las
1
muestras sueltas y las partes iniciales de las curvas tensión­
(C)
deformación para las muestras sueltas no se ven muy
nó,sicoaícleeaR
dv
e
0,9
afectadas por la restricción en los extremos. En consecuencia,
emáx = 0,87
las porciones iniciales de las curvas tensión­deformación para
0,8
la muestra alta con extremos lubricados tienen la misma
forma. En cuanto a la arena densa, el efecto de las condiciones
0,7
límite sobre la resistencia de la arena suelta es insignificante.
0,6
emin = 0,58
0
10
20
Deformación axial,
30
40
1 (%)
Figura 8.6 Comparación de (a, b) cambios tensión­
deformación y (c) relación de vacíos en ensayos de
compresión triaxial en muestras con H/D = 1,0 y 2,7 para
(a) arena densa y (b) suelta de Santa Mónica Beach
(después de Lade 1982a).
Cambio de proporción de vacíos
Los resultados de la figura 8.6(c) muestran que el cambio de
volumen o el cambio en la proporción de huecos de la arena
densa se ve afectado por el desarrollo de bandas de corte,
después de lo cual la tasa de dilatación disminuye
abruptamente a cero. Esto ocurre porque las deformaciones
ahora están localizadas dentro de la banda de corte
relativamente delgada, cuyo espesor puede variar en el rango
Dilatación volumétrica con alrededor del 12% de tensión axial.
de 10 a 20 diámetros de grano. La expansión volumétrica
Las deformaciones no uniformes en esta prueba probablemente
cesa casi inmediatamente después de su inicio, porque
dieron como resultado el inicio y desarrollo prematuros de
agotan rápidamente su capacidad de expansión. En
las bandas de corte.
consecuencia, el cambio en la relación de huecos o la
En comparación, la curva tensión­deformación para la
muestra corta con extremos lubricados se rompe más
deformación volumétrica al final del ensayo en la muestra alta
es sólo la mitad que en la muestra baja.
gradualmente y la deformación hasta la falla es
considerablemente mayor, debido al hecho de que toda la
muestra está experimentando deformaciones esencialmente
La tasa máxima de dilatación ocurre cerca del pico de falla
tanto para arena densa como suelta, y es aproximadamente
uniformes. La disminución de la resistencia después del pico
la misma para los dos tipos de muestra, independientemente
de falla más suave (ablandamiento) es más gradual.
de la geometría y la lubricación final.
Machine Translated by Google
286 Ensayos Triaxiales de Suelos
bandas de corte
Sin embargo, la proporción promedio de vacíos en el momento
de falla no es la misma para los dos tipos de muestra. Las
En arenas que se dilatan se desarrollan bandas de corte. Para
muestras cortas de arena densa y suelta han experimentado
mayores cambios en las proporciones de huecos en el momento
de la falla debido a la mayor deformación axial hasta la falla.
evitar impedir su iniciación y desarrollo, es necesario
proporcionar condiciones de contorno que permitan su desarrollo
mediante el uso de especímenes con relaciones H/D altas , de
Los cambios de volumen continúan ocurriendo uniformemente
modo que la(s) banda(s) de corte puedan sobresalir a través
en las muestras cortas, incluso con una deformación axial del
de la membrana blanda. La orientación de las bandas de corte
35%, en la que la relación de huecos se acerca a la relación de
en ensayos de compresión triaxial se puede evaluar a partir de
huecos crítica alcanzada con deformaciones grandes. En
análisis simples que involucran consideraciones de tensión o
de deformación, como se revisa en la Sección 2.3. Los dos
cálculos no producen el mismo resultado, pero la consideración
comparación, las proporciones de huecos en los especímenes
altos están muy alejadas y no se acercan a un valor común al
final de las pruebas.
de la tensión produce el espécimen más alto. En consecuencia,
Tenga en cuenta que la curva de relación de vacíos para la
las bandas de corte están orientadas a ±(45°+φ/2) con respecto
arena densa en la muestra corta se acerca pero no alcanza la
a los planos de la tapa y la base (lo que se conoce como
curva correspondiente para la muestra suelta. Desrués et al.
(1996) demostraron que en realidad se logra una proporción de
vacíos muy similar dentro de las bandas de corte a la alcanzada
en la muestra suelta.
dirección de Coulomb), y trascienden una longitud de D
la Fig. 8.7. Si la longitud de la muestra es igual o
extensión triaxial
Compresión triaxial
Alto = 2D a 2,5D
Alto = 2D a 2,5D
45 +
D TAN (45 –
D TAN (45 +
tan
(45°+ φ/2), como se muestra en la parte superior izquierda de
/2
/2)
/2)
Áreas de posible
fallas de línea
45 +
/2
Compresión triaxial
extensión triaxial
alto = re
alto = re
Área de posible
falla de línea
Fallo de línea
imposible
Figura 8.7 Efectos de las condiciones de contorno sobre el tipo de falla: las bandas de corte pueden desarrollarse libremente y trascienden
una altura vertical de D tan (45°+ /2).
Machine Translated by Google
Etapa de prueba II: corte 287
mayor que la longitud trascedida por la banda de corte,
entonces dicha banda de corte es libre de ocurrir, porque
la membrana de caucho de látex suave no impide el
desarrollo. Para ángulos de fricción superiores a 37°, la
relación H/D requerida es superior a 2,0 para que las
bandas de corte despejen las placas extremas.
Sin embargo, basándose en consideraciones de
deformación, las bandas de corte están orientadas en ±(45°
+ψ/2) (lo que se conoce como dirección de Roscoe), en la
que ψ es el ángulo de dilatación, cuyo valor es
aproximadamente ψ = φ − 30°. Así, para un ángulo de
fricción muy alto de 60° en compresión triaxial, la relación
H/D llega a ser sólo 1,73. Las bandas de corte observadas
en ensayos de compresión triaxial pueden estar más cerca
de las inclinaciones determinadas a partir de las
consideraciones de deformación (Arthur et al. 1977b), lo
que indica que las relaciones H/D cercanas a 2,0 son
suficientes para permitir su libre desarrollo en las muestras.
Por otro lado, para evitar el inicio y desarrollo prematuro
de bandas de corte, se deben mantener deformaciones
uniformes en la muestra, y esto requiere el uso de extremos
lubricados. Por lo tanto, para estudiar las bandas de corte
es necesario emplear muestras con lubricación final y con
una relación H/D de 2,0 a 2,5 o superior. Tenga en cuenta
que las muestras con relaciones H/D superiores a
aproximadamente 3,0 pueden volverse inestables debido
al pandeo estructural.
inclinación de 45,0°. Esto muestra claramente que las
comparaciones de los valores experimentales y teóricos
de las inclinaciones de las bandas de corte pueden verse
afectadas por la naturaleza anisotrópica de la mayoría de
los depósitos de arena, ya sea creados en la naturaleza o
en el laboratorio.
El ensayo de compresión triaxial que se muestra en la
Fig. 8.8 se realizó sobre una muestra densa con extremos
lubricados y con un diámetro de 7,1 cm y H/D = 2,66. La
muestra se observó cuidadosamente durante la prueba
para la detección temprana de bandas de corte en
desarrollo. En el diagrama se indica la ubicación en la
curva tensión­deformación en la que se realizó la primera
observación de un plano de corte. Es posible que se
requiera una deformación considerable más allá del punto
máximo de falla antes de que se produzcan las bandas de
corte en ensayos de compresión triaxial, como también lo
respaldan los cálculos teóricos (Lade 2003). La curva
tensión­deformación muestra claramente una
(σ1 – σ3) (kg/cm2)
corte visible
avión
4
3
Arena de la playa de Santa Mónica
Las consideraciones anteriores se basan en el
comportamiento isotrópico supuesto de la muestra. Sin
embargo, los depósitos de arena rara vez son isotrópicos
y las muestras de compresión triaxial suelen ser
anisotrópicos cruzados con variaciones direccionales en
los ángulos de fricción y las tasas de dilatación. Por lo
tanto, no es tan fácil expresar la dirección de las bandas
de corte con respecto al plano del esfuerzo principal mayor.
Un ejemplo extremo de esto se experimentó con una
muestra de arena densa de Cambria depositada con una
estructura anisotrópica cruzada y direcciones de grano
esencialmente orientadas horizontalmente (Lade 2004).
Una prueba de compresión triaxial realizada en una
muestra de esta arena con H/D = 2,68 y extremos
lubricados mostró una banda de corte orientada a 45,0°
con respecto al plano σ1 . Con un ángulo de fricción
medido de 38,8° y un ángulo de dilatación de 13,3°, la
inclinación de Coulomb es de 64,4° y la inclinación de
Roscoe es de 51,6°. Está claro que ninguna de las
inclinaciones teóricas respalda la medida.
2
1
ei = 0,613
Dr. = 89,3%
H/D = 2,66
s3 = 0,96 kg/cm2
ε1 (%)
0
0
5
relación de vacío
0,75
10
corte visible
avión
0,70
0,65
0,60
ε1 (%)
0
5
10
Figura 8.8 Observación del desarrollo de la banda de corte en
un ensayo de compresión triaxial sobre arena densa.
Reproducido de Lade 1988a con autorización de John Wiley
& Sons.
Machine Translated by Google
288 Ensayos Triaxiales de Suelos
La fuerza disminuye y la tasa de dilatación disminuye
sustancialmente inmediatamente antes de que la banda de
corte se vuelva visible. Una vez que la banda de corte se ha
conductividades hidráulicas que pequeñas perturbaciones
en la carga o incluso pequeñas cantidades de fluencia
volumétrica pueden producir temporalmente condiciones sin
desarrollado completamente, las tensiones y los cambios de
drenaje en dichos suelos, lo que produce inestabilidad de la
volumen se nivelan, la muestra fuera de la banda de corte
masa del suelo. Mientras el suelo permanezca drenado,
en desarrollo se descarga elásticamente y el material dentro
permanecerá estable en la región de inestabilidad potencial.
de la banda de corte se afloja hasta la relación de huecos
crítica (Desrues et al. 1996) y rápidamente se vuelve más
débil que las partes principales restantes del espécimen.
Región de inestabilidad potencial
Cuando se alcanza la condición de inestabilidad, es posible
que la arena no pueda sostener el estado de tensión actual.
Inestabilidad dentro de la superficie de falla.
Este estado de tensión corresponde a la parte superior de la
superficie de fluencia actual, como se muestra
La evidencia experimental de pruebas en varios tipos de
esquemáticamente en el diagrama p'­q de la figura 8.9. A
suelos ha indicado claramente que el uso de reglas de flujo
asociadas convencionales en la formulación de modelos
partir de este punto superior, la arena puede deformarse
constitutivos elastoplásticos da como resultado la predicción
de la trayectoria de tensión efectiva no drenada, correspondiente
a (σ1 − σ3
máximo,
plásticamente bajo tensiones decrecientes. La parte superior
de una expansión volumétrica demasiado grande. Para
ocurre ligeramente después pero cerca de la parte superior de la
caracterizar correctamente el cambio de volumen, es
superficie de rendimiento.
necesario emplear una regla de flujo no asociada. Por tanto,
las superficies de potencial plástico no coinciden con las
Para que un material granular se vuelva inestable, el
estado de tensión debe ubicarse en o por encima de la línea
superficies de fluencia, sino que las dos familias de
superficies se cruzan.
esquemático en el que la línea que conecta las partes
Lade (2002) proporcionó un resumen de los hallazgos
superiores de una serie de trayectorias de tensión efectivas
de inestabilidad. La figura 8.10 muestra un diagrama p'­q
experimentales. Por lo tanto, surgieron preguntas sobre la
de pruebas no drenadas en arena suelta proporciona el
estabilidad de materiales con flujo plástico no asociado y, en
límite inferior de la región de inestabilidad potencial. En la
consecuencia, se realizaron pruebas triaxiales en muestras
región por encima de esta línea de inestabilidad, el suelo
de arena completamente saturadas y parcialmente saturadas
puede deformarse plásticamente bajo tensiones decrecientes.
en condiciones drenadas y no drenadas para estudiar las
Los experimentos muestran que esta línea es recta. Dado
regiones de comportamiento estable e inestable. Se encontró
que pasa por los puntos superiores de las superficies de
que los materiales granulares pueden volverse inestables
fluencia que evolucionan desde el origen, la línea de
dentro de la superficie de falla si el estado de tensión se
ubica entre la línea de inestabilidad y la superficie de falla
8.10 también muestra una región de
inestabilidad también corta el origen de la tensión. La figura
del material. Por lo tanto, la inestabilidad no es sinónimo de
falla, aunque ambas pueden conducir a eventos catastróficos
como el colapso grave de las estructuras terrestres. Los
métodos convencionales de estabilidad de taludes no
q
línea de falla
capturan la mecánica de la inestabilidad y la subsiguiente
licuación que pueden ocurrir en taludes submarinos
suavemente inclinados, en presas de relaves y que se
Inestabilidad
línea
La cima del camino del estrés efectivo
desarrollan en avalanchas de tierra y nieve.
Superficie de rendimiento
Camino de estrés efectivo
Es un hecho que la carga de un suelo que se contrae (lo
Parte superior de la superficie de rendimiento
pag
Figura 8.9 La parte superior de la superficie de fluencia
actual, como se muestra esquemáticamente en el diagrama p ­
ocurrir bajo tensiones decrecientes que conducen a un
q , en la que la arena puede no ser capaz de sostener el estado
comportamiento inestable en condiciones sin drenaje. Las
de tensión actual y se produce inestabilidad. Reproducido según
arenas y limos finos y sueltos tienen niveles suficientemente bajosLade (1993a) con autorización de Canadian Science Publishing.
que resulta en grandes deformaciones plásticas) puede
Machine Translated by Google
Etapa de prueba II: corte 289
inestabilidad temporal, que se localiza en la parte
superior de la zona de dilatación. Es una región donde
inicialmente puede ocurrir inestabilidad, pero las
condiciones permiten que la arena se dilate después de
la inestabilidad inicial, lo que hace que la arena vuelva a
ser estable. Para arenas muy sueltas, la región de
inestabilidad potencial llega hasta el origen del diagrama
de tensiones.
q = (σ1 – σ3)
Región de
Estrés efectivo
potencial
envolvente de falla
inestabilidad
Línea de inestabilidad
Último
estado
Caminos de estrés efectivos
de triaxial sin drenaje
pruebas de compresion
Temporario
1
= (σ
3
p
inestabilidad
1 + 2σ
3)
Figura 8.10 Diagrama p ­q esquemático en el que la línea
que conecta las partes superiores de una serie de trayectorias
de tensión efectivas de pruebas no drenadas en arena suelta
proporciona el límite inferior de la región de inestabilidad potencial.
Reproducido según Lade (1993a) con autorización de
Canadian Science Publishing.
Aparición de inestabilidades
Los diferentes tipos de inestabilidades discutidos
anteriormente, falla de pico suave, bandas de corte e
inestabilidad dentro de la superficie de falla, ocurren
para diferentes condiciones de densidad de arena y
presión de confinamiento. La Figura 8.11 muestra un
diagrama de estado crítico para ensayos de compresión
triaxial en materiales granulares en el que se resumen
las condiciones para el comportamiento estable e
inestable. Varios investigadores (por ejemplo, Hettler y
Vardoulakis 1984; Molenkamp 1985; Peters et al. 1988;
Lade 2003) han demostrado que el módulo de
endurecimiento plástico (= una expresión normalizada
para la pendiente de la curva tensión­deformación) es
necesario para alcanzar un Valor crítico para el desarrollo
de planos de corte. Para condiciones de compresión
triaxial, el módulo de endurecimiento crítico tiene que
alcanzar un cierto valor negativo antes de que
teóricamente se puedan desarrollar planos de corte.
El tipo de inestabilidad que produce planos de corte
no es el mismo que la que produce inestabilidad dentro
de la superficie de falla. Según observaciones
experimentales, los dos tipos de inestabilidad parecen
ser mutuamente excluyentes, es decir, se observan
bandas de corte después del pico de falla en materiales granulares.
Estrés efectivo
línea de falla en alta
presiones
Inestabilidad
línea
Inestabilidad
Creciente
estabilidad
Temporario
a
se
icnnoeirsenefe
i=
qt
d
inestabilidad
Creciente
estabilidad
licuefacción
Temporario
Caminos de estrés efectivos
para no drenado
pruebas de compresion
Bajas presiones
Estático
licuefacción
Reordenamiento de partículas
p
Altas presiones
Trituración de partículas
= tensión normal media efectiva
Figura 8.11 Diagrama p ­q esquemático para ensayos de compresión triaxial en materiales granulares en el que se
resumen las condiciones para el comportamiento estable e inestable. Reproducido de Yamamuro y Lade 1997 con autorización de
Canadian Science Publishing.
Machine Translated by Google
290 Ensayos Triaxiales de Suelos
que se dilatan, y estos materiales son perfectamente estables
Las muestras se prepararon a partir de una suspensión de
para todas las direcciones posibles de la trayectoria de tensión
antes de que se alcance la superficie de falla. Por otro lado,
límite líquido y consolidada en un consolidómetro de doble
arcilla mezclada con un contenido de agua de dos veces el
las bandas de corte no se observan en materiales granulares
drenaje a una presión vertical de 196 kPa (2,0 kg/cm2 ).
que se contraen durante el corte, pero pueden volverse
Después de remodelar completamente la arcilla, las muestras
inestables para ciertas direcciones de las trayectorias de
tensión dentro de la superficie de falla.
se recortaron y consolidaron isotrópicamente a 294 kPa (3,00
kg/cm2 ). Posteriormente se permitió que las muestras de
arcilla sobreconsolidadas se hincharan a presiones de
Conclusiones para los ensayos de compresión
triaxial sobre arena.
confinamiento isotrópicas efectivas de 147, 59 y 20 kPa (1,50,
0,60 y 0,20 kg/cm2 ), correspondientes a relaciones de
Con base en la uniformidad de las deformaciones discutidas
sobreconsolidación de 2, 5 y 15. También se realizaron
pruebas en especímenes normalmente consolidados, lo que
y los modos de inestabilidad presentados anteriormente, está
claro que la mejor definición de las propiedades reales de las
corresponde a una relación de sobreconsolidación (OCR) = 1.
arenas se obtiene a partir de ensayos en muestras con
deformaciones uniformes. Esto se logra mejor empleando
extremos lubricados en muestras con H/D = 1,0, porque esta
En la figura 8.12 se muestran las curvas típicas de tensión­
deformación normalizadas y las curvas de relación de tensión­
forma de muestra tiende a superar los efectos de la densidad
deformación efectiva para tres ensayos de compresión triaxial
no uniforme dentro de la muestra de arena y promueve
sin drenaje en arcilla Edgar Plastic Kaolinita con OCR = 5. La
deformaciones uniformes. Esto es cierto tanto para arena
primera prueba se realizó en una muestra con un diámetro de
densa como suelta a cualquier presión de confinamiento y en
7,1 cm, H/D = 2,3 y tapa y base normales (sin lubricar). La
condiciones drenadas y no drenadas.
consiguiente restricción terminal provocó distribuciones no
Los modos de inestabilidad que se desarrollan para esta
uniformes de tensión y deformación y, por lo tanto, una
distribución no uniforme de presión de poro dentro de la
configuración de prueba son falla máxima suave o
muestra. Se emplearon drenajes de papel de filtro alrededor
inestabilidad dentro de la superficie de falla para la arena en
de la muestra para ayudar a igualar las presiones de poro y
contracción. El desarrollo de bandas de corte ocurre en arena
la prueba se realizó con una velocidad de deformación
que se dilata después del pico de falla en pruebas de
suficientemente lenta para permitir un alto grado de igualación
compresión triaxial. Por lo tanto, sus desarrollos no interfieren
de la presión de poro.
con el fracaso máximo. Sin embargo, si el objeto de estudio
son las bandas de corte, entonces es ventajoso utilizar
Se realizaron dos ensayos en probetas cortas con H/D =
muestras con extremos lubricados y con H/D>2.0–2.5 para
1,0 y con tapa y base lubricadas. En una prueba se utilizó una
evitar impedir su desarrollo.
muestra cúbica con una longitud lateral de 7,6 cm y en la otra
prueba se utilizó una muestra cilíndrica con un diámetro de
8.3.4 Ensayos triaxiales sobre arcilla
7,1 cm. Se observaron tensiones uniformes en estos dos
especímenes bajos. La tasa de deformación utilizada en
ensayos sobre probetas con placas terminales lubricadas no
Los resultados de las pruebas CU en arcilla de caolín
está sujeta a cálculo, porque se supone que las tensiones y
remodelada se utilizan para demostrar los efectos de la
deformaciones y, por tanto, también las presiones intersticiales
lubricación final y la forma de la muestra. Los experimentos
son uniformes.
presentados aquí fueron parte de un estudio más amplio
sobre la sobreconsolidación de arcillas remodeladas bajo
condiciones de estrés tridimensionales (Tsai 1985).
Mientras que la muestra alta sin extremos lubricados se
cortó a una velocidad de deformación axial de 0,0025%/min,
Las pruebas CU con mediciones de presión de poro se
realizaron en muestras saturadas de arcilla Edgar Plastic
las dos muestras con extremos lubricados se cortaron a
velocidades aproximadamente 16 veces más rápidas,
Kaolinita con las siguientes características: límite líquido = 60,
determinadas de acuerdo con un procedimiento recomendado
límite plástico = 30, fracción de arcilla = 60% y actividad =
por Barden y McDermott ( 1965).
0,50.
Machine Translated by Google
Etapa de prueba II: cizallamiento 291
(a)
considerablemente más grande, debido al hecho de que
los especímenes sufren tensiones esencialmente uniformes.
También se obtuvieron resultados similares a los que
se muestran en la figura 8.12 de otras pruebas de
4
Falla
3
compresión triaxial realizadas con diferentes OCR.
Las resistencias de los especímenes altos con restricción
en los extremos fueron ligeramente mayores que las de
los especímenes bajos con extremos lubricados. El ángulo
de fricción efectivo promedio para las muestras altas con
restricción en los extremos fue de 31,0°, mientras que el
,adaaizcinlasem
érerrtfo
esiD
d
e
n
1σ–(
Fallo de línea
1
s3c = 0,60 kg/cm2
1
ángulo de fricción efectivo promedio para todas las pruebas
en muestras bajas con extremos lubricados fue de 29,3°.
Los resultados en la Fig. 8.12 indican que el
comportamiento medido para las muestras cilíndricas
cortas y para las muestras cúbicas fue muy similar. El
ángulo de fricción promedio obtenido de las muestras
cilíndricas fue de 29,0° y el obtenido de las muestras
cúbicas fue de 29,7°. Por tanto, la influencia de la forma
de la muestra no es pronunciada.
0
5
Muestra de cilindro, H = 2,3D, sin lubricación
tasa de deformación = 0,0025%/min.
/′σ
3
(b)
Fallo de zona
2
Muestra cilíndrica, H = D, extremos lubricados
tasa de deformación = 0,043%/min.
4
Muestra cúbica, H = D, extremos lubricados
tasa de deformación = 0,040%/min.
Falla
n,ónióciaslneee
′R
σ
dt
3
Pruebas en probetas muy cortas.
2
OCR = 5
1
0
10
20
Deformación principal principal,
30
1 (%)
Figura 8.12 Curvas típicas de (a) tensión­deformación
normalizadas y (b) curvas de relación de tensión­deformación
efectiva para tres ensayos de compresión triaxial sin drenaje
en arcilla Edgar Plastic Kaolinita con OCR = 5. Las
muestras tienen diferentes formas y condiciones
finales, como se indica (después de Lade y Tsai 1985).
La Figura 8.12(a) muestra que la curva tensión­
deformación normalizada para la muestra convencional
es más pronunciada en deformaciones pequeñas como
resultado de la restricción extrema impuesta por la tapa y
la base rugosas. La curva de relación de tensión efectiva­
deformación que se muestra en la figura 8.12(b) para la
muestra alta se rompe más bruscamente y la deformación
hasta la falla es considerablemente menor que la obtenida
de las muestras cortas con extremos lubricados. En
comparación, las curvas tensión­deformación para las
muestras cortas se rompen mucho más gradualmente y
las deformaciones hasta la falla son
Como parte de un estudio más amplio del comportamiento
del lodo de la Bahía de San Francisco, se realizaron una
serie de pruebas triaxiales en muestras con diferentes H/D.
proporciones y con y sin extremos lubricados.
Se recuperaron muestras de bloques cilíndricos con un
diámetro y una altura de 30,5 cm (1 pie) desde una
profundidad de 6,5 m en una excavación en un sitio
ubicado aproximadamente a 1,6 km (1 milla) al sur del
Aeropuerto Internacional de San Francisco, CA, EE. UU.
(Kirkgard y Lade 1991, 1993). Para esta arcilla se
obtuvieron las siguientes propiedades índice: límite líquido
= 85, límite plástico = 48, fracción de arcilla = 45% y
actividad = 0,82.
Las pruebas de CU se realizaron en compresión triaxial
en muestras recortadas de los bloques con las siguientes
dimensiones: (1) D = 35,6 mm (1,4 pulg.), H = 88,9 mm
(3,5 pulg.), H/D = 2,50; (2) re
= 71,1 mm (2,8 pulg.), Alto = 71,1 mm (2,8 pulg.), Alto/
Profundidad = 1,00; y (3) D = 71,1 mm (2,8 pulg.), H = 25,4
mm (1,0 pulg.), H/D = 0,36. Las muestras altas se
ensayaron como pruebas convencionales sin extremos
lubricados, mientras que las dos muestras más cortas se
probaron con extremos lubricados. Los extremos lubricados
consistían en una o dos láminas de goma delgadas (0,002
pulg. = 0,05 mm) cortadas de condones Trojan® con
Machine Translated by Google
292 Ensayos triaxiales de suelos
(a)
120
H/D = 1,0
100
H/D = 2,5
rodza
re)iva
usP
fsekE
d(
80
H/D = 0,36
60
40
σ3c′ = 100 kPa
20
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Deformación axial (%)
(b)
120
H/D = 1,0
100
H/D = 0,36
H/D = 2,5
80
nó)iaa
soueP
ro
grkP
e
a(
d
p
60
40
20
0
0
5
10
15
20
25
30
35
Deformación axial (%)
Figura 8.13 (a) Curvas tensión­deformación y (b) relaciones de presión de poro de pruebas de compresión triaxial CU
en muestras de lodo intacto de la Bahía de San Francisco con diferentes formas y condiciones finales. Indican que se pueden
probar muestras cortas con resultados similares a los de muestras más altas.
manchas de grasa de silicona entre ellas. Se instaló papel
8.4 Selección del tamaño de la muestra
de filtro ranurado alrededor de todas las muestras para
ayudar a igualar la presión de poro.
Los resultados de las pruebas CU se muestran en la Fig.
El diámetro de la muestra en relación con el tamaño máximo
8.13. El diagrama muestra que el estrés
de grano en un material granular juega un papel en los
resultados de las pruebas triaxiales. Por lo tanto, si el
Las curvas de deformación y las relaciones de agua de poro
tamaño máximo de grano llega a ser demasiado grande en
son muy similares y, en consecuencia, es posible probar
relación con el diámetro de la muestra, los resultados se verán afectados.
muestras muy cortas con resultados que son aceptables en
Los experimentos han demostrado que un diámetro de al
relación con los de muestras más altas.
menos Dspec = 6∙dmax es el diámetro mínimo de la muestra
para materiales granulares clasificados de manera no uniforme.
Machine Translated by Google
Etapa de prueba II: cizallamiento 293
mientras que Dspec = 10∙dmax es razonable para materiales
granulares uniformemente graduados.
et al. (1993a,b). Sus estudios explican cómo la cantidad de
penetración de la membrana se ve afectada principalmente por
el tamaño del grano en la superficie de la muestra y por la
presión de confinamiento efectiva.
8.5 Efectos de la penetración de la membrana
8.5.1 Pruebas drenadas
8.6 Inspección posterior a la prueba de la muestra
En pruebas drenadas, la penetración de la membrana debido a
cambios en la presión de confinamiento provoca cambios de
Una vez finalizada una prueba triaxial, la muestra puede
volumen erróneos. Sin embargo, los errores de penetración de
inspeccionarse y medirse para compararla con las deformaciones
calculadas reales y para ver si hay alguna anomalía presente.
la membrana pueden corregirse como se indica en el Capítulo 9.
Se recomienda realizar un croquis de la probeta indicando los
planos de falla o fotografiarla. Luego se debe pesar toda la
8.5.2 Pruebas sin drenaje
muestra y determinar el contenido de agua de una porción
En pruebas sin drenaje, las presiones de poro se ven afectadas
representativa de la muestra. La muestra también puede dividirse
para describir el suelo. Así, por ejemplo, se puede observar que
por la penetración de la membrana, que responde a cambios en
estaba presente un guijarro grande que puede haber causado
las tensiones efectivas. Las presiones de poro resultantes son
desarrollos inusuales de presión de poro o cambios inusuales
erróneas, pero es difícil o imposible corregir estas presiones de
de volumen. De manera similar, una muestra puede consistir en
poro erróneas.
diferentes capas, es decir, capas con diferente consistencia,
Se requiere un modelo constitutivo para la predicción de las
blanda y dura, lo que resulta en presiones de poro o cambios de
presiones de poro en el que se incluya en los cálculos el cambio
volumen que no son representativos de ninguna de las dos
de volumen adicional debido a los cambios en la presión de
consistencias.
confinamiento efectiva.
Puede ser posible eliminar los efectos de penetración de la
membrana en pruebas sin drenaje, como lo explican Tokimatsu
y Nakamura (1986) y Nicholson.
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
9 correcciones a las medidas
9.1 Principios de las mediciones
Debido a que los procesos físicos pueden medirse
mediante muchos tipos diferentes de instrumentos, es
necesario determinar cuáles son apropiados para medir
una cantidad particular, y esto puede determinarse a
partir del principio de señal máxima para interferencia
mínima en el proceso físico.
Por lo tanto, puede ser necesario tomar energía del
proceso que se va a medir para activar el instrumento.
Esto debe hacerse según el principio anterior, es decir,
el proceso físico debe verse lo menos perturbado posible
por el método de medición.
Si bien existen técnicas de medición que no requieren
correcciones, las cantidades medidas con métodos
convencionales pueden incluir errores que son demasiado
grandes para ignorarlos. Por lo tanto, la carga vertical
medida puede incluir cargas para comprimir la membrana
de caucho, el papel de filtro usado para el drenaje lateral
y para superar la fricción del pistón del casquillo en la
placa superior de la celda triaxial. La deformación vertical
medida puede verse afectada por la compresión de las
interfaces en el aparato triaxial y la compresión de los
extremos lubricados, así como por la penetración de
granos de arena en los extremos lubricantes. Las
presiones de poros medidas pueden ser erróneas debido
a los efectos de penetración de la membrana en
materiales granulares y
penetración de arena en los extremos lubricantes. El
cambio de volumen medido puede ser erróneo debido a
la penetración de la membrana que se produce debido
al cambio de la presión de confinamiento efectiva, la
penetración de granos de arena en los extremos
lubricantes y la penetración de agua o aire a través de la membrana.
A continuación se presentan métodos para corregir
estos errores o evitarlos mediante métodos de medición
alternativos.
9.2 Tipos de correcciones
Puede ser necesario aplicar correcciones a todas las
cantidades medidas, a menos que se tomen medidas
para evitar los problemas experimentales que requieren
correcciones. Por lo tanto, pueden ser necesarias
correcciones a los valores medidos de carga vertical,
deformación vertical, cambio de volumen y presión de
celda y/o de poro.
9.3 Importancia de las correcciones:
muestras fuertes y débiles
La importancia de las correcciones depende del estrés y
la deformación a la que está expuesta la muestra de
suelo. Si la muestra a ensayar es fuerte y rígida, las
correcciones a la vertical medida
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
296 Ensayos Triaxiales de Suelos
La carga debida, por ejemplo, a la carga soportada por la
membrana y la fricción del pistón, puede ser pequeña en
comparación con la carga requerida para la deformación
Célula de carga
de la muestra. Las correcciones a la deformación vertical
medida debido, por ejemplo, a la compresión de láminas de
caucho lubricante y a las interfaces de compresión entre
partes del equipo, pueden ser importantes si son grandes
en relación con la deformación de la muestra. Pero, por otro
lado, si la muestra es débil y flexible, entonces las
correcciones a la carga vertical debidas, por ejemplo, a la
carga soportada por la membrana y los drenajes laterales,
pueden ser muy importantes, mientras que las correcciones
a la deformación vertical debidas, por ejemplo, a La
compresión de láminas de caucho lubricante puede no tener
consecuencias graves en relación con la compresión vertical
Fuerza de elevación = Apistón ∙ σcelda
de la muestra. Por tanto, las correcciones deben evaluarse
en relación con su importancia para el resultado final de los
experimentos.
Figura 9.1 Fuerza de elevación del pistón. Esto se calcula como el área de
la sección transversal multiplicada por la presión de la celda.
empujar el pistón hacia afuera. Como se muestra en la figura 9.1,
se determina a partir de
9.4 Ensayos con probetas muy cortas
Se pueden realizar ensayos de compresión y extensión
triaxiales en muestras muy cortas. Estas muestras pueden
tener relaciones H/D tan bajas como 0,36 y aun así producir
resultados aceptables. Estos experimentos requieren el uso
=
pistón del
pistón FA
σ
celúla
(9.1)
en el que Apiston es el área de la sección transversal del
pistón y σcell es la presión total de la celda. Esta fuerza se
resta de la fuerza vertical medida antes de dividirla por el
área de la sección transversal de la muestra.
de extremos lubricados para minimizar las restricciones de
los extremos y, si se realizan con mucho cuidado, pueden
producir resultados de alta calidad. Es particularmente
Si el pistón no está sujeto a la tapa (no está atornillado a
la tapa ni sujeto de otra manera), como se explica en la
importante aplicar correcciones confiables a tales
Sección 3.3, es posible eliminar el efecto de elevación del
experimentos. Debido a que las alturas de tales muestras
pistón poniendo a cero la lectura mientras el pistón se
son relativamente bajas, las deformaciones verticales son
empuja contra la celda de carga. por la presión de la celda.
sensibles a la compresión de las láminas de caucho
lubricante. Por otra parte, la carga vertical no es
especialmente sensible a correcciones del tipo sugerido
9.5.2 Fricción del pistón
anteriormente.
La muestra triaxial se carga en dirección vertical a través de
un pistón que pasa a través de un casquillo en la placa
9.5 Carga vertical
superior de la celda triaxial. Muchos diseños de este casquillo
se han realizado con la intención de reducir la fricción entre
9.5.1 Elevación del pistón
La carga vertical medida en la celda de carga fuera de la
celda triaxial incluye la fuerza de elevación del pistón creada
por la presión de la celda que tiende a
el pistón y el casquillo y al mismo tiempo minimizar o eliminar
las fugas de fluido de la celda, como se revisa en la Sección
3.3.1. Las medidas para evitar esta fricción se revisan en la
Sección 3.3.2.
Machine Translated by Google
Correcciones a las medidas 297
Para la configuración convencional, la carga vertical
la muestra se desliza de tal manera que se crea una
fuerza en una dirección perpendicular al pistón. Tenga
se aplica a través de un pistón de acero inoxidable
guiado por casquillos de bolas y se sella mediante una
en cuenta que las bandas de corte en ensayos de
compresión triaxial ocurren después de un pico de falla
junta tórica cerca del extremo inferior del casquillo,
como se muestra en la Fig. 9.2. La fuerza de fricción
suave y, por lo tanto, no afectan la resistencia al corte del suelo.
del pistón se ve afectada por el ajuste. de la junta tórica
Tenga en cuenta que las juntas tóricas tienden a
encogerse con el tiempo y, por lo tanto, requieren
alrededor del pistón y la presión de la celda y por
reemplazo periódico para mantener una fuerza de
cualquier fuerza lateral que tienda a aplicar un momento al pistón.
Esto último puede ocurrir porque la muestra se deforma
fricción predecible. Suponiendo que la muestra
simplemente se comprime en dirección vertical y no se
de manera no simétrica o se desarrolla una banda de
corte de modo que la parte superior de la muestra
desarrolla ninguna fuerza lateral, el componente de fricción puede se
Pistón de carga
Thompson inoxidable
casquillo de bolas
Anillo “cuádruple”
0,6
aoitcnneeinm
tnósióivcs)tg
o
lcseekm
ilaR
rp
a(fl
d
0,4
0,249 pulg. Diámetro del pistón a través
0,2
Buje de bolas y quad Thompson
sello de anillo – velocidad de movimiento
= 0,006 pulgadas por minuto
0
0
1234 5
Presión celular (kg/cm2)
Figura 9.2 Ejemplo de fricción creciente típica del pistón con presión de confinamiento. Reproducido de Duncan
y Seed 1967 con autorización de ASCE.
Machine Translated by Google
298 Ensayos Triaxiales de Suelos
medido usando una pequeña celda de carga y cargado en
control de deformación, como se muestra en la Fig. 9.2.
Dado que la elevación del pistón es predecible a partir de
misma presión de confinamiento. El material filtrante estaba
contenido entre dos membranas con y sin lubricación entre
la muestra de caucho y la membrana interna, como se
la presión de confinamiento y el área de la sección transversal
muestra en la Fig. 9.4.
del pistón, como se indica en la ecuación. (9.1), la diferencia
También se realizaron pruebas en una configuración más
entre la carga medida y la elevación del pistón constituye la
realista con material filtrante aplicado directamente a
fricción del pistón en el caso de que no haya ninguna muestra
muestras compuestas de arcilla caolinita. Esto permitió sacar
presente. La fricción del pistón normalmente aumenta con la
conclusiones adicionales sobre las correcciones de carga
vertical.
presión de confinamiento. En la figura 9.2 se muestra un
ejemplo de cómo la fricción del pistón aumenta con la presión
de la celda.
9.5.3 Drenajes laterales
Papel de filtro
Para Whatman No. 1, utilizado con mayor frecuencia a
presiones de confinamiento efectivas más bajas, se
La corrección de la carga vertical para drenajes laterales (ver
emplearon dos configuraciones: la figura 9.5 (a) muestra las
Sección 3.1.4) que consisten en papel de filtro u otros
correcciones de carga vertical medidas para pruebas de
materiales de drenaje radial ha sido investigada en varios
estudios (Henkel y Gilbert 1952; Ladd y Lambe 1963; Olson
y Kiefer 1964; Duncan y Seed 1967; Ramanatha Iyer 1973;
inclinada y prehumedecida. , y la Fig. 9.5(b) muestra los
Balasubramaniam y WaheedUddin 1978; Berre 1982; Leroueil
et al. 1988; Mitachi et al.
compresión y extensión con la configuración ranurada
resultados de compresión y extensión para la configuración
de ocho tiras verticales prehumedecidas.
Los resultados con lubricación muestran correcciones
ligeramente menores para la configuración ranurada inclinada,
1988; Sivakumar et al. 2010; Yamamuro et al.
lo que indica deslizamiento, mientras que la tira vertical de
2012). De los estudios realizados en drenajes de papel de
ocho muestra poca diferencia entre las dos configuraciones.
Con base en la fricción de contacto entre el papel de filtro y
filtro, las recomendaciones van desde ninguna corrección
hasta 0,8 N/cm de ancho de drenajes de tiras de filtro
(Leroueil et al. 1988). Las correcciones pueden ser mayores
para los geotextiles no tejidos.
Yamamuro et al. (2012) realizaron un estudio experimental
las muestras de arcilla caolinita, se estimó la corrección de
carga y se indicó con las largas líneas discontinuas en la Fig.
9.5. La corrección es casi constante a 20 N para ambos tipos
de configuraciones en compresión. Este límite en la
de correcciones de carga vertical para materiales de drenaje
corrección de la carga vertical se debe al pandeo del papel
radial que consisten en papel de filtro higroscópico y
de filtro. Para la extensión, la corrección de carga vertical
geotextiles no tejidos.
aumenta con la presión de confinamiento efectiva desde cero
Se utilizaron presiones de confinamiento efectivas de 100 a
a 100 kPa para la configuración de tira vertical y −20 N para
400 kPa para el papel de filtro Whatman No. 1, que es eficaz
la configuración ranurada inclinada. A una presión de
como drenaje lateral hasta aproximadamente 500 kPa. Se
confinamiento de 400 kPa, ambas configuraciones requieren
emplearon presiones de confinamiento de hasta
una corrección de −50 N.
aproximadamente 3000 kPa para Reemay 2214 no
geotextil tejido. Ambos tipos de drenajes laterales se probaron
con configuraciones que consistían en las clásicas tiras
Para la compresión, la corrección de carga para las tiras
verticales (se colocaron ocho tiras de 10 mm alrededor de
verticales corresponde a 2,5 N/cm de papel de filtro. Para
una muestra de caucho de 70 mm de diámetro) y marcos
variaciones en el número y ancho de las tiras de Whatman
con material ranurado inclinado, como se muestra en la Fig.
No. 1, las correcciones de carga medidas se pueden escalar
9.3. Ambas configuraciones fueron probadas en compresión
en consecuencia.
y extensión.
Para el papel de filtro ranurado inclinado, la corrección de
carga en compresión corresponde a 0,9 N/cm de
La instalación de prueba consistió en una probeta de
goma con un diámetro de 70 mm cargada con y sin material
filtrante en el
circunferencia de la muestra.
Para la extensión, la corrección de carga para tiras
verticales varía con la presión de confinamiento desde cero
Machine Translated by Google
Correcciones a las medidas 299
30
26
30
40
26
30
25
Separar
081
26
56
1
selacistraervit
30
56
802
25
56
251
40
14
14
01
1.3
10
10
Configuración de compresión
Orificio de drenaje en la platina
248
26
30
56
26
30
40
26
30
25
selacistraervit
30
56
5
25
56
5
40
5
Separar
10
10
1
Orificio de drenaje en la platina
248
1.5
Configuración de extensión
Figura 9.3 Dimensiones de las configuraciones de tiras de filtro verticales, ranuradas e inclinadas de material de drenaje
radial utilizadas para ensayos de compresión en una muestra alta con H/D = 152 mm/70 mm = 2,17 y para una
muestra de ensayo de extensión con H/D = 36 mm/70 milímetros = 0,51. Las dimensiones de las tiras verticales se
muestran en el lado derecho. Reproducido de Yamamuro et al. 2012 con autorización de ASTM International.
a una presión de confinamiento de 100 kPa a
Además de estas observaciones y mediciones, Saada
aproximadamente 6 N/cm de papel de filtro Whatman No.
et al. (1994) señalaron que la propagación de la banda de
1 a 400 kPa. Para papel de filtro ranurado inclinado, la
corte en arcillas puede verse muy afectada por la resistencia
corrección de carga vertical varía de −0,9 N/cm de
del papel de filtro.
circunferencia de la muestra a 100 kPa a −2,3 N/cm a 400 kPa.
En suelos reales nunca se observó que el papel de filtro se
rasgara. Esto respalda la observación de que el papel de
filtro tiene una resistencia más significativa que la medida
anteriormente.
Geotextil no tejido
Los resultados de Reemay 2214 mostraron que la
corrección de carga vertical en compresión aumentó
Machine Translated by Google
300 Ensayos Triaxiales de Suelos
LVDT
Celda de carga interna
Aire comprimido
Muñeco de goma
agua celular
En muestras de arcilla caolinita, la corrección de carga se
estimó y se indicó con las largas líneas discontinuas en la
Fig. 9.6.
Independientemente de la configuración del drenaje
lateral y la presión de confinamiento, la corrección de
carga vertical máxima para Reemay 2214 es
aproximadamente 50 N en compresión y −100 N en
extensión.
Para la compresión, la corrección de carga para las
franjas verticales corresponde a 6 N/cm de geotextil. Para
variaciones en el número y ancho de las tiras de Reemay
2214, las correcciones de carga medidas se pueden
escalar en consecuencia. Para el papel de filtro ranurado
inclinado, la corrección de carga en compresión
corresponde a 2,3 N/cm de circunferencia de la muestra.
Para extensión, la corrección de carga para franjas
Configuración de prueba
Drenajes
Muestra de caucho
Membrana
verticales corresponde a −12 N/cm de geotextil.
La corrección de carga se puede escalar de acuerdo con
el número y ancho de las tiras de Reemay 2214. Para
geotextil ranurado inclinado, la corrección de carga vertical
en extensión corresponde a −4,5 N/cm de circunferencia
de la muestra.
Grasa al vacío
Sistema de lubricación
Figura 9.4 Configuración de prueba para determinar la
corrección de carga vertical de diferentes materiales de
drenaje y el sistema de lubricación. Reproducido de
Yamamuro et al. 2012 con autorización de ASTM International.
Efectos de las correcciones de carga vertical.
Yamamuro et al. determinaron la influencia de las
correcciones de carga vertical y las presiones de poro
residuales en los ángulos de fricción de tensión efectivos
de la arcilla caolinita en compresión y extensión . (2012),
desde cero hasta que se alcanzó aproximadamente el 6%
como se indica en la Fig. 9.7. Las correcciones para el
papel de filtro se emplean a presiones de confinamiento
de deformación axial, después de lo cual se volvió
más bajas, mientras que las correcciones para el material
relativamente constante. La Figura 9.6(a) muestra las
de filtro geotextil se aplican a presiones de confinamiento
correcciones de carga vertical medidas para las pruebas
más altas. Los ángulos de fricción en compresión no se
de compresión y extensión con Reemay 2214 en la
ven muy afectados, especialmente a altas presiones,
configuración ranurada inclinada, y la Figura 9.6(b)
porque
las verticales.
cargas de falla son mucho mayores. En
muestra los resultados de compresión y extensión para la prueba
de ocho
configuración de la tira. Los resultados con lubricación
produjeron correcciones más pequeñas para la
configuración ranurada inclinada, lo que indica
deslizamiento, mientras que la tira vertical de ocho mostró
poca diferencia entre las dos configuraciones. La corrección
es mayor para la extensión que para la compresión. El
pandeo del material filtrante puede limitar la corrección de
la carga vertical en compresión. Basado en la fricción de
contacto entre los drenajes geotextiles y el
extensión, los ángulos de fricción se ven significativamente
afectados, especialmente a presiones más bajas, porque
las cargas de falla son mucho más pequeñas.
Las correcciones de carga vertical medidas observadas
en el estudio de Yamamuro et al. (2012) fueron mucho
mayores de lo que han demostrado estudios anteriores.
Los efectos sobre los ángulos de fricción del ensayo de
extensión fueron muy significativos.
Machine Translated by Google
Correcciones a las medidas 301
(a)
150
Corrección aproximada
Compresión no lubricada
Compresión lubricada
Extensión no lubricada
extensión lubricada
para arcilla caolinita en
compresión
100
nóiclcaa
ecg
ritrr)oea
NC
d
c(
v
50
0
–50
Corrección aproximada
–100
para arcilla caolinita en extensión
Whatman ranurado grado 1
–150
0
100
200
σ
300
400
500
400
500
c= presión de conexión efectiva (kPa)
(b)
150
8 Tiras Whatman grado 1
100
Corrección aproximada para
arcilla caolinita en compresión
nóiclcaa
ecg
ritrr)oea
NC
dvc(
50
0
–50
–100
Corrección aproximada para caolinita.
arcilla en extensión
–150
0
100
200
σ
300
c= presión de conexión efectiva (kPa)
Figura 9.5 Corrección de carga vertical para papel de filtro Whatman No. 1 en carga de compresión y extensión
a presiones de confinamiento más bajas con y sin lubricación para (a) la configuración ranurada inclinada y
(b) la configuración de ocho tiras verticales. Reproducido de Yamamuro et al. 2012 con autorización de ASTM
International.
9.5.4 Membrana
Las expresiones para las correcciones de las tensiones
que actúan sobre una muestra triaxial debido a la
membrana de caucho pueden derivarse de la teoría de la
elasticidad sobre la base de los siguientes supuestos
resumidos por DeGroff et al. (1988):
1. La muestra se deforma como un cilindro recto, es
decir, no se produce abombamiento y no se desarrollan
planos de corte.
2. La membrana y la muestra se deforman como una
unidad sin arrugas y sin deslizamiento entre la
membrana y la muestra, es decir
la membrana puede soportar compresión y εam = ε1
y εθm = ε3 .
3. El módulo del caucho es el mismo en compresión y
tensión (es más fácil medir el módulo de la membrana
de caucho, Em, en tensión).
4. El caucho es incompresible de modo que la relación
de Poisson para la membrana, νm = 0,5.
Las tensiones y deformaciones en una membrana de
caucho cilíndrica se indican en la figura 9.8.
En el método más simple para calcular la corrección
del esfuerzo desviador debido a la carga soportada por
la membrana, la siguiente expresión
Machine Translated by Google
302 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
150
Corrección aproximada para
arcilla caolinita en compresión
100
Reemay Ranurado 2214
nóiclcaa
ecg
ritrr)oea
NC
dvc(
50
0
Corrección aproximada para
arcilla caolinita en extensión
–50
Compresión no lubricada
Compresión lubricada
Extensión no lubricada
extensión lubricada
–100
–150
500
1000
1500
σ
2000
2500
3000
c= presión de confinamiento efectiva (kPa)
(b)
150
Corrección aproximada para
arcilla caolinita en compresión
100
8 tira reemay 2214
nóiclcaa
ecg
ritrr)oea
NC
dvc(
50
0
–50
Corrección aproximada para
arcilla caolinita en extensión
–100
–150
500
1000
1500
σ
2000
2500
3000
c= presión de confinamiento efectiva (kPa)
Figura 9.6 Corrección de carga vertical para geotextiles no tejidos en cargas de compresión y extensión a presiones de
confinamiento más altas con y sin lubricación para (a) la configuración ranurada inclinada y (b) la configuración de ocho
tiras verticales. Reproducido de Yamamuro et al. 2012 con autorización de ASTM International.
Henkel y Gilbert (1952) dieron para pruebas sin drenaje:
εa = deformación axial de la muestra
A0 = área de la sección transversal inicial de la muestra
∆ (σ 1 ) −σ 3
=­
Pensilvania
milímetros
π Dt
=­
As
corri
=­
π ret mi
A0
ε
mamá
A0
σ
1
Henkel y Gilbert (1952) argumentaron que en la
prueba sin drenaje la deformación volumétrica es
metro
1− εa
cero, correspondiente a una relación de Poisson para
el suelo de 0,5. Las deformaciones del suelo y de la
1− ( ε a )
(9.2)
en el cual
D = diámetro de la muestra
tm = espesor de la membrana de caucho
Em = módulo de elasticidad de la membrana de caucho
membrana (que tiene νm = 0,5) son, por tanto,
compatibles y, en consecuencia, las tensiones
circulares en la membrana son cero.
En otro método sencillo para calcular las tensiones
soportadas por la membrana se supone que la
deformación axial de la membrana se produce
independientemente de las deformaciones radial y
circunferencial. Las ecuaciones para el estrés.
Machine Translated by Google
Correcciones a las medidas 303
(a)
Todos los resultados sin corregir
50
)snoódicacrgir(f
Pruebas de extensión
CD­OCR1
CD­OCR8
CU­OCR2.5
ED­OCR1
ED­OCR8
UE­OCR2.5
CD­OCR2.5
CU­OCR1
CU­OCR8
ED­OCR2.5
ED­OCR1
ED­OCR8
30
Pruebas de compresión
10
100
10
PAG
F
(b)
1000
10000
= tensión principal media efectiva en el momento de la falla (kPa)
Todos los resultados corregidos
50
)snoódicacrgir(f
Pruebas de extensión
30
Pruebas de compresión
10
10
100
PAG
F
1000
10000
= tensión principal media efectiva en el momento de la falla (kPa)
Figura 9.7 Ángulos de fricción efectivos drenado y no drenado de arcilla caolinita: (a) sin corrección para la contribución
de resistencia del material de drenaje y la presión de poro residual en pruebas drenadas; y (b) con todas las correcciones.
Reproducido de Yamamuro et al. 2012 con autorización de ASTM International.
Luego, las correcciones se derivan de la teoría de la
elasticidad simple sin efectos de Poisson:
∆σ
∆σ
PAG
acorralar
metro
=­
=­
A
soy m
= −
=­
especificación m
π
A
Especificaciones
π Dt
mimamá ε
A
Especificaciones
t
4 mi
mamá ε
4
D
2
Especificaciones
metro
(9.3)
especificación D
y del equilibrio horizontal en una sección vertical:
∆σ
PAG
rcorr
θ
=­
2 σ
metro
=­
alta definición
alta definición
especificaciones especificaciones
especificaciones especificaciones
2
mi
metro
ε
Ht
especificación m
r
Ht
=­
alta definición
especificaciones especificaciones
especificación m
= −2
miseñor
ε
t
(9.4)
metro
D
Especificaciones
Las tensiones axiales y radiales en el ensayo triaxial.
se corrigen de la siguiente manera:
σ
acorralar
=+
σ
a
∆σ
acorralar
(9.5)
σ
rcorr
=+
σ
r
∆σ
rcorr
(9.6)
Para compresión triaxial σ1 = σacorr y σ3 = σrcorr, y
para extensión triaxial σ1 = σrcorr y σ3 = σacorr.
Fukushima y Tatsuoka (1984) indicaron las ecuaciones
(9.3) y (9.4), pero se consideró que no eran realistas en
vista de la teoría de la elasticidad. Las correcciones
revisadas anteriormente no tienen en cuenta el efecto
Poisson en la membrana ni el cambio en el espesor de
la membrana, y solo se desarrollan para deformaciones
pequeñas.
Los siguientes desarrollos para correcciones de
membrana se basan en las mismas suposiciones.
Machine Translated by Google
304 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
σa
a
σr
θ
(C)
σθ
r
π ∙D
t
t0
t=
(1 – εa) ∙ (1 – εr)
h
H0 ∙ (1 – εa)
π ∙ D0 ∙ (1 – εr)
=
1
∙ (εV – ε1)
2
=1–
para cepas pequeñas
1 – εV
para cepas grandes
1 – ε1
Figura 9.8 Esfuerzos y deformaciones en una membrana de caucho cilíndrica: (a) membrana cilíndrica; (b) tensiones en el
elemento de membrana; y (c) deformación de la membrana vista como un prisma rectangular.
como se enumeran anteriormente, pero incluyen
efectos de Poisson en la membrana, así como el
cambio en el espesor de la membrana, y están
desarrollados para cepas grandes y pequeñas. Estos
desarrollos también incluyen las correcciones restantes
presentadas en la literatura como casos especiales.
Por lo tanto, las fórmulas de corrección presentadas
en estudios previos están básicamente de acuerdo,
con las excepciones revisadas anteriormente.
Ley de Hooke en coordenadas polares ( se ha
eliminado el subíndice m de membrana, excepto en las
expresiones finales):
εa =
εθ
1
mi
( σa
εr =
mi
1
mi
v
−
σθ
v σr
)
a
mi
=
1−
σν
σθ =
(
−
v σ a + σ−θ
( −v σ−a
v+
σθ
)
(9.8)
σr
)
(9.9)
ε+a ( v ε θ +) 1
2
v ( ε a ) +ε θ+
v
v
−
v
v
1− v
σr
(9.10)
σr
(9.11)
Al establecer el índice de Poisson para la membrana,
ν = 0,5 se produce:
σ soy =
2
3
Em
(2
E
+ ε( a
2
(9.7)
v σr
2
mi
1−
σθ
1
=
−
Al resolver las ecuaciones (9.7) y (9.8) para σa y σθ se obtiene:
metro
=
3
metro
ε a ) +ε θ+
2
)
ε θ+
σr
(9.12)
σr
(9.13)
Estas expresiones para σam y σθm indican las
tensiones axiales y circunferenciales en la membrana.
La deformación circunferencial en las expresiones es
igual a la deformación radial en la muestra, εθ = εr .
Machine Translated by Google
Correcciones a las medidas 305
Correcciones a la tensión axial en la muestra.
Sustitución de la ecuación. (9.13) en la ecuación. (9.22) da:
se calculan de la siguiente manera:
∆σ
σ soy m A
PAG
membrana
=­
A
acorralar
=­
(9.14)
As
muestra
0
(9.15)
1− εa
y
Como
1− εv
A0
s
(9.16)
1− εa
Entonces
∆σ
mamá
(
2 t0
ε 2 + ε r +) σ r
D0
1− ( ε v )
D0
(9.6).
Las ecuaciones (9.18) y (9.23) indican las
fórmulas generales para la corrección de las
tensiones axiales y radiales en ensayos triaxiales de
compresión y extensión. Estas fórmulas son precisas
tanto para deformaciones de ingeniería pequeñas
como grandes (es decir, εa = ΔH/H, etc.).
Para deformaciones grandes, la deformación radial que
4 t0
=­
acorralar
3
mi
La tensión radial corregida se obtiene de la ecuación.
1
= A
=
2
=−
(9.23)
en el cual (para νm = 0,5, es decir, ΔVmembrana = 0):
Soy m
∆ σ rcorr
1− ( ε v )
σ soy
(9.17)
se sustituirá en estas ecuaciones se obtiene a partir de la
solución de la ecuación de deformación cuadrática:
(1
Sustitución de la ecuación. (9.12) en la ecuación.
(9.17) produce:
−
ε v ) = −1 ( ε a )( 1 −
εθ)(
1 ) −ε r
(9.24)
Para pruebas triaxiales: εθ = εr y resolviendo para εr :
∆σ
2
=−
3
acorralar
mi
metro
(
4 t0
2 ε a + +ε r ) σ r
D0
1− ( ε v )
εr
=­
1
(9.18)
La tensión axial corregida se obtiene de la ecuación.
∆ σ rcorr
θ
=­
metro
=­
2 σθ
Ht
metro
=­
2 t
σθ
∆σ
D
(9.19)
t0
(9.20)
( 1 ) −ε a( 1 ) −ε r
re =
∆ σ rcorr
0(
1− εv
1− ε a
+σr
1 ) −ε v
(9.26)
=­
( 1 ) −ε a( 1 ) −ε r
2 t0
1− ( ε v )
σθ
D0
metro
(
1 ) −ε r
3
mi
mamá
ε+ − 2 2
1− εv
1− ε a
+σr
2 t0
re0 ( )ε1−
r
2 t0
2
=−
D
(9.21)
σθ
0(
1 ) −ε v
(9.27)
en el cual
Em = módulo de elasticidad de la membrana de caucho
εa = deformación axial en la muestra
Entonces
D0
metro
y
y el diámetro de la muestra está dado por:
=­
3
2−
1ε a +
mi
alta definición
alta definición
t =
∆ σ rcorr
2
=−
acorralar
4 t0
D
en el que el espesor de la membrana viene dado por:
metro
(9.25)
1− εa
Sustitución de la ecuación. (9.25) en las ecuaciones
(9.18) y (9.23) produce:
(9.5).
Corrección de la tensión radial en la muestra.
se calcula a partir del equilibrio horizontal en una
sección vertical:
PAG
1− εv
εv = deformación volumétrica de la muestra
metro
σr = tensión radial aplicada a la muestra
(9.22)
t0 = espesor inicial de la membrana de caucho
D0 = diámetro inicial de la muestra
Machine Translated by Google
306 Ensayos Triaxiales de Suelos
Las expresiones de las ecuaciones (9.26) y (9.27)
fueron dadas por Ponce y Bell (1971). Duncan y Seed
(1965) argumentaron que la tensión radial, σr , no
tiene ningún efecto general sobre la deformación y las
diagramas en la Fig. 9.9. Estos diagramas son
particularmente útiles para ensayos de compresiones
triaxiales con deformaciones volumétricas nulas o contractivas.
correcciones, porque la relación de Poisson de la
σr = 0 reducir de la siguiente manera. Para corregir el estrés:
Para deformaciones pequeñas, las ecuaciones (9.19) y (9.23) con
membrana, νm = 0,5 (es decir, el caucho es incompresible).
Por lo tanto, cualquier cambio en la tensión radial
provocaría cambios iguales en las tensiones axiales y
circunferenciales y, por lo tanto, no produciría
deformación de la membrana. Duncan y Seed (1965,
∆σ
=−
acorralar
2
3
1− εv
2+ε1−a
mi
metro
4 t0
D0
1− ε a
1− ( ε v )
(9.28)
y
∆ σ rcorr
=−
2
3
mimamá
1− εv
ε+ − 2 2
1−
2 t0
εa
re 0
1− ( )ε v
(9.29)
de grandes deformaciones en las correcciones escribiendo
las ecuaciones de la siguiente manera:
∆σ
acorralar
= ∆σ
= − C soy
soy
4 t0
2
3 mi
metro
re 0
metro
(9.30)
metro
y
∆ σ rcorr = ∆ σ yo = − C yo
2 t0
2
3 mi
metro
re 0
metro
(9.31)
(
metro
4 t0
2ε a ) +ε r
1− ( ε v )
D0
4 t0
εv
D0 1 − ε v )
(3
(9.34)
Si se desprecia la corrección por deformación
volumétrica en el denominador, (1−εv ), la ecuación.
(9.34) se reduce a:
∆σ
4
=−
acorralar
t0
mi
metro
ε+a
re 0
εv
(9.35)
3
Para la corrección de la tensión radial, la ecuación. (9.23) se
reduce a:
∆ σ rcorr
=−
2
3
Estas ecuaciones son las mismas que las dadas en las
ecuaciones (9.26) y (9.27) para σr = 0.
Duncan y Seed (1965, 1967) demostraron los efectos
mi
3
= − mimamá
+ ε
1967) presentaron las siguientes expresiones en las que σr
se ha fijado igual a cero:
∆σ
2
=−
acorralar
=−
4
mimamá ( ε
mi
metro
2 t0
) +2ε r
t0
εv
D0
3
D0
1− ( ε v )
(9.36)
en el que se ha despreciado (1−εv ) en el denominador.
Las ecuaciones (9.35) y (9.36) fueron presentadas
por Molenkamp y Luger (1981) y Berre (1982).
Ensayos no consolidados­no drenados en
suelo saturado
Para pruebas no consolidadas ni drenadas en suelo saturado,
la deformación volumétrica es cero. Usando las expresiones
en el cual
de deformación pequeña en las ecuaciones (9.35) y (9.36),
1− εv
1 +2 ­ ε a
Leva
1− ε a
=
1−
εv
2 2 ε+a−
se obtienen las siguientes correcciones de membrana:
(9.32)
acorralar
mi = −4
t0
metro
∆ σ rcorr = 0
1− εv
1− εa
∆σ
D0
εa
(9.37)
(9.38)
Tenga en cuenta que la ecuación. (9.37) es lo mismo
que la ecuación. (9.3) y muy similar a la Ec. (9.2), ambas
derivadas de consideraciones simplificadas. Sin embargo,
la ecuación. (9.4) para la corrección radial no produce
Las variaciones de Cam y Clm con deformaciones
axiales y volumétricas, εa y εv, se muestran en la figura corrección cero como se indica en la ecuación. (9.38). Esto es
clm
=
1− εv
(9.33)
Machine Translated by Google
(a)
1.1
1.0
0,9
0,8
Deformación volumétrica total = 30
0,7
υ1
–ε
% durante la
consolidación y/o corte
25
a1
–ε
0,6
20
0,5
a+
1ε∙
2
–
15
10
0,4
aramá=c
5
0
0.3
–10
–20
0,2
–30
0.1
0
2
Δσam = –Leva ∙
3
∙ Em ∙
4 ∙ tom
dos
–0,10 5 10 15 20 25 30 35 40
Deformación axial total durante la consolidación
y/o corte (%)
(b)
0,5
Deformación volumétrica
=
30 %
total durante la
consolidación y/o corte
0,4
25
0.3
20
0,2
υ1
–ε
15
0.1
–
1
10
5
a+
2ε
–
0
0
ml=
c
–0,1
–10
–0,2
–20
–0,3
–30
–0,4
–0,5
Δσlm = –Clm ∙
0
5
10
2
3
15
∙ Em ∙
2 ∙ tom
dos
20
25
30
35
40
Deformación axial total durante la consolidación y/o corte (%)
Figura 9.9 Las variaciones de (a) Cam y (b) Clm con deformaciones axiales y volumétricas, εa y
εv , respectivamente (modificado según Duncan y Seed 1967 con permiso de ASCE).
Machine Translated by Google
308 Ensayos Triaxiales de Suelos
porque la ecuación. (9.4) se obtuvo sin considerar el efecto
Poisson en la membrana.
embargo, las correcciones en deformaciones grandes son
muestra con contracción volumétrica que para una muestra
con expansión volumétrica (dilatación). La ecuación (9.38)
indica que la tensión radial disminuye para una muestra
con compresión volumétrica, mientras que las tensiones
radiales aumentan para una muestra con expansión
volumétrica (para una prueba con presión de celda
constante). Se obtienen correcciones de membrana
similares, pero más precisas, a partir de las ecuaciones
diferentes y probablemente se determinen con mayor precisión
(9.28) y (9.29) para deformaciones grandes.
Las ecuaciones (9.28) y (9.29) para deformaciones grandes
también se pueden utilizar para correcciones de membrana.
Para deformaciones pequeñas producen las mismas
correcciones dadas por las ecuaciones (9.37) y (9.38). Sin
a partir de las ecuaciones (9.28) y (9.29).
Ensayos consolidados no drenados
en suelo saturado
Otros tipos de comportamiento de la membrana.
Para pruebas consolidadas no drenadas, las correcciones
se pueden realizar utilizando las ecuaciones (9.28) y (9.29)
para deformaciones grandes o las ecuaciones (9.37) y
(9.38) para deformaciones pequeñas. Las deformaciones
que se sustituirán en estas ecuaciones son las
deformaciones totales sostenidas por la muestra durante
la consolidación y el corte. Dado que la deformación
volumétrica es cero para el corte no drenado de una
muestra saturada, el valor de εv es el obtenido al final de
la etapa de consolidación.
Para consolidación K0 , en la que εv = εa , las ecuaciones
de deformación pequeñas producen:
∆σ
dieciséis
=−
acorralar
∆ σ rcorr
3
=−
4
3
mi
metro
mi
metro
t0
D0
t0
D0
εa
(9.39)
εa
(9.40)
No se requiere una corrección adicional de la membrana
a la tensión radial durante la siguiente etapa de corte sin
lluvia, pero la tensión axial debe corregirse de acuerdo
con la ecuación. (9.37) para deformaciones pequeñas o la
Ec. (9.28) para deformaciones grandes.
El caso de las grandes deformaciones analizado
anteriormente es apropiado para suelos blandos que
sufren grandes deformaciones hasta llegar a la falla, y
para los cuales las correcciones de la membrana juegan
un papel importante en la evaluación final de la resistencia.
Además del caso relativamente simple analizado
anteriormente, en el que la muestra y la membrana se
deforman al unísono, se pueden identificar tres tipos de
comportamiento de la membrana con respecto a la muestra:
1. La muestra con la membrana abultada.
2. La membrana desarrolla arrugas horizontales espaciadas
uniformemente a medida que avanza la prueba de
compresión triaxial. En este caso no hay corrección de
la tensión axial, pero la tensión radial se corrige por la
tensión circular en la membrana. Este caso ha sido
abordado por Henkel y Gilbert (1952) y Fukushima y
Tatsuoka (1984). Estos últimos autores recomiendan
emplear la Ec. (9.4) para la corrección de la tensión
radial.
3. La muestra desarrolla un plano de corte. Este caso ha
sido tratado por Chandler (1966), Blight (1967), La
Rochelle (1967), Symons (1967), Pachakis (1976) y La
Rochelle et al. (1988).
Pruebas drenadas
Para pruebas con drenaje consolidado, las correcciones
se pueden realizar de acuerdo con las ecuaciones (9.28)
y (9.29) para deformaciones grandes o las ecuaciones
(9.37) y (9.38) para deformaciones pequeñas. Las
9.5.5 Efectos de flotabilidad
Las tensiones varían a lo largo de la altura de la muestra
debido a los efectos gravitacionales sobre el suelo y el agua.
Para incluir los efectos del peso propio en el cálculo, las
tensiones verticales se calculan a media altura de la
deformaciones que se sustituirán en estas ecuaciones son
las deformaciones totales sostenidas por la muestra
durante la consolidación y el corte.
muestra y, por lo tanto, el efecto de la flotabilidad en la
La ecuación (9.37) para deformaciones pequeñas
muestra saturada juega un papel en el cálculo de las
muestra que la corrección del esfuerzo axial es mayor para un tensiones verticales.
Machine Translated by Google
Correcciones a las medidas 309
(a)
(b)
La gorra está flotando
si el nivel del agua es
Sin contrapresión
encima de la tapa
Sin contrapresión
γt
γb
γb
Figura 9.10 Efectos de la flotabilidad sobre la tensión vertical en la prueba triaxial para (a) inmersión total y (b)
inmersión parcial. γb, peso unitario flotante;γt , peso unitario total.
Si el nivel del agua en el dispositivo de cambio de
volumen se mantiene a un cierto nivel, como se ve en
la figura 9.10, entonces, para calcular la tensión
vertical, el peso unitario por encima de este nivel es el
peso unitario total y es la unidad de flotación. peso por
debajo de este nivel. De manera similar, si el nivel del
agua en el dispositivo de cambio de volumen está por
encima de la tapa, entonces también flota, como se
ve en la figura 9.10(a). Si se aplica una contrapresión,
entonces se aplica el peso unitario flotante para
calcular la tensión vertical debida al peso propio.
9.5.6 Técnicas para evitar correcciones a
carga vertical
Es posible evitar las correcciones debidas a la fricción
y elevación del pistón colocando la celda de carga
vertical dentro de la celda triaxial, como se explica en
la Sección 3.3.1. No se pueden evitar todas las
demás correcciones de la carga vertical.
9.6 Deformación vertical
la deformación vertical. Pueden determinarse
mediante una calibración y emplearse para corrección.
Sin embargo, se evitan fácil y frecuentemente midiendo
la deformación vertical más cerca o directamente
sobre la muestra.
9.6.2 Errores de ropa de cama
La deformación vertical medida externamente también
está influenciada por los errores de lecho asociados
con los extremos lubricados en la muestra triaxial
(Sarsby et al. 1980, 1982; Molenkamp y Tatsuoka
1983; Lo et al. 1989). Estos errores de asentamiento
se muestran en la Fig. 9.11 y consisten en (1) granos
de arena que penetran en los extremos lubricantes y
reordenamiento de los granos en la superficie, Δα, (2)
compresión de las láminas lubricantes debido al efecto
de Poisson, Δt, y (3) cambio en el espesor promedio
de la capa de grasa lubricante debido al apretón lateral
y ajuste de la lámina lubricante/grasa debido a la falta
de ajuste inicial entre la muestra y la lámina lubricante,
Δh. Son aditivos y comprenden el error total de
asentamiento, lo que afecta la deformación vertical.
9.6.1 Compresión de interfaces
Las interfaces externas a la muestra se revisan en la
Sección 3.1.8. Se comprimen durante la carga vertical
y causan errores en
Si se emplea más de una lámina de caucho
lubricante, como se explica en la Sección 3.1.8,
entonces se lubrica la lámina de caucho al lado de la placa termina
Machine Translated by Google
310 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
Placa de acero lisa
Grasa
disco de látex
h0
t
α
Sección transversal esquemática
Muestra
de capa de lubricación
Antes de cargar
membrana lateral
(b)
Fuerza axial
h0 – Δh
t– Δt
α – Δα
Sección transversal esquemática
de capa de lubricación
durante la carga
h0 – Espesor medio inicial de la capa de grasa
t – Espesor medio inicial del disco de látex.
α –
Distancia media entre los centros de las partículas cercanas.
la superficie de la muestra y la superficie media de la muestra de
el disco de látex
Figura 9.11 (a) Extremos de muestra sin comprimir y (b) comprimidos en los que los errores de lecho consisten en (1)
granos de arena que penetran en los extremos lubricantes y reordenamiento de los granos en la superficie, Δα, (2)
compresión de las láminas lubricantes debido al efecto de Poisson, Δt, y (3) cambio en el espesor promedio de la capa de grasa
lubricante debido al apretón lateral y ajuste de la lámina lubricante/grasa debido a la falta de ajuste inicial entre la muestra y
la lámina lubricante, Δh. Reproducido de Molenkamp y Tatsuoka 1983 con autorización de ASCE.
en ambos lados y puede comprimirse y exprimirse entre la placa
Con base en los datos presentados por Sarsby et al.
terminal y la lámina junto a la muestra, lo que sigue a la expansión
(1982), Molenkamp y Tatsuoka (1983) analizaron los errores de
lateral de la muestra. Habrá que determinar si esto sucede
lecho en términos de cantidades adimensionales, de la siguiente
mediante observación, y se puede realizar una corrección
manera:
adicional de la deformación vertical debida a la compresión de la
lámina de caucho mediante cálculos a partir de la ley de Hooke
debido al efecto Poisson.
(t/d50) = relación entre el espesor del disco de caucho de látex, t,
y el tamaño medio de grano, d50
(ΔBE/d50) = relación entre el error de lecho, ΔBE, y el tamaño
medio de grano, d50
El componente Δα que consiste en granos de arena que
penetran en los extremos lubricantes y la reordenación de los
granos en la superficie de la lámina lubricante también causa un
(σ/E) = relación de tensión normal, σ, y módulo de Young del
caucho de látex, E
Las estimaciones de los errores de lecho, dadas a continuación,
cambio de volumen, que es igual a Δα multiplicado por el área de
son válidas en los rangos 10 kPa < σ < 2000 kPa y 0,135 mm <
la sección transversal de la muestra. Dado que la grasa y la
d50 < 2 mm correspondientes a los rangos experimentales 0,009
lámina lubricante que consiste en una membrana de caucho
< σ/E < 1,8 y 0,17 < t/d50 < 2,6 . El error de ropa de cama se
tienen módulos volumétricos relativamente grandes, estos
divide en dos componentes: el reversible; y lo irreversible.
componentes no contribuyen al error en el cambio de volumen.
Machine Translated by Google
Correcciones a las medidas 311
Error de ropa de cama reversible
En tensiones muy bajas (σ/E < 0,1, donde E es
aproximadamente 1100 kPa), donde la grasa aún no
ha penetrado, el error de lecho reversible, ΔBE, puede
aproximarse mediante una expresión para la
penetración de la membrana convencional (Δα):
∆α
≈
d
t
. + 0 68Exp
0 51
−2 .
_
50
d­
σ
50
tensiones funcionales según la ecuación. (9.43) también
se indican en este diagrama.
Error de ropa de cama irreversible
El error de lecho irreversible puede estimarse a partir
de:
2 /3
∆BE
≈ 0 221 d
(9.41)
mi
t
.
d
50
0 .3
d
50
∆BE
d
= 0 126
50
.
t
0 .25
.
0 651
d
+ registro
(
50
registro
σ /
mi
σ /
mi
)t
en el que (σ/E) t es la transición normalizada
tensión entre las dos expresiones, dada por:
.( 0 082 td/
mi =
t
0 .68 0 51
+
. Exp
(9.43)
50 )
0,5
(9.44)
σ = 25­2000 kPa. Aumenta con (t/d50) y (σ/E). Este
error de asentamiento no es causado por la compresión
lateral de la grasa o por el efecto Poisson del disco
de caucho de látex. Por lo tanto, ΔBE corresponde
9.6.3 Técnicas para evitar correcciones
a deformaciones verticales
La deformación vertical se puede medir sin errores
mediante accesorios en la muestra triaxial, como se
revisa en la Sección 4.7.
t/d50 = 2,5
1.5
0,4
h0 /d50 = 0,214
,enlb
/óirsi)coE
rraeh
o0
Blvce
r5
eΔ
re
e
R
e(rl
d
+
únicamente a Δα .
La Figura 9.12 muestra el error de lecho reversible
según estas ecuaciones para los rangos 0,8 < t/d50 <
2,5 y 0 < σ/E < 2,0. La transición
0.3
función
3 /2
0 .25
50 )
(− 2td/
50
La Figura 9.13 muestra el error de lecho irreversible
según la ecuación. (9.44) para el rango de tensión
normalizada de 0.023 < σ/E < 1.8, correspondiente a
(9.42)
σ
E d50
.
0 25
t
σ
El error de lecho luego pasa al
siguiente expresión para tensiones mayores:
t
− 0 .126
h0 /d50 = 0,36
para t/d50 = 2,5
0,8
para t/d50 = 1,5
0,2
h0 /d50 = 0,114 para t/d50 = 0,8
Estrés transicional
0.1
t/d50 = 2,5
1.5
0,8
0.0
0.0
1.0
2.0
Nivel de estrés, σ/E
Figura 9.12 Error de estratificación reversible según las ecuaciones (9.41)–(9.43) para los rangos 0,8 < t/d50 <
2,5 y 0 < σ/E < 2,0. Reproducido de Molenkamp y Tatsuoka 1983 con autorización de ASCE.
Machine Translated by Google
312 Ensayos Triaxiales de Suelos
0,5
0,4
t/d50 = 2,5
1.5
0,8
0,4
320.0
0.3
0,2
,elbn/ió
sriri)ceoEravho0
B
lece
r5
eΔ
re
R
e
d
r(il
0,2
0.1
0.0
0.0
2.0
1.0
Nivel de estrés, σ/E
Figura 9.13 Error de lecho irreversible según la ecuación. (9.44) para el rango de tensión normalizada de 0,023 < σ/E
< 1,8, correspondiente a σ = 25–2000 kPa. Reproducido de Molenkamp y Tatsuoka 1983 con autorización de ASCE.
(a)
(b)
Medido
Triaxial
volumétrico
muestra
compresión
Volumétrico
compresión
de membrana
acirtémauplo
ev
c
1
mv +
penetración
fm
vo
vs = 3∙
1
Volumétrico
mv
1
Goma
membrana
Cambio de volumen debido a
σ′3
compresión
del esqueleto del suelo
Confinamiento efectivo
presión
penetración de la membrana
Baja efectividad
la presión de confinamiento
Alta efectividad
la presión de confinamiento
Figura 9.14 (a) Diagrama esquemático que muestra la penetración de la membrana de caucho que encierra la muestra
triaxial en los huecos entre las partículas en suelos granulares y (b) los cambios de volumen resultantes en pruebas con
presiones de confinamiento efectivas cambiantes (según Lade y Hernández 1977).
9.7 Cambio de volumen
presiones de fino, como se muestra en la figura
9.14(a). Esto crea un error experimental ya que el
9.7.1 Penetración de la membrana
cambio de volumen medido no es únicamente
representativo de la compresión del esqueleto del
La penetración de la membrana de caucho que
suelo, sino que también incluye el volumen de agua
encierra la muestra triaxial en los huecos entre las
expulsada por la membrana penetrante. La magnitud
partículas en suelos granulares provoca cambios de
de este cambio de volumen depende principalmente de la
volumen en las pruebas con cambios en la concentración efectiva.
Machine Translated by Google
Correcciones a las medidas 313
tamaño promedio de partícula, la magnitud y el cambio
en la presión de confinamiento efectiva, el módulo y el
espesor de la membrana de caucho, y el área de
superficie cubierta por la membrana (el cambio es
proporcional al área de superficie). La distribución del
tamaño de las partículas, la forma de las partículas y la
relación de huecos inicial tienen sólo efectos menores
dentro de las presiones de confinamiento efectivas
convencionales (Frydman et al.
1973). La penetración de la membrana es insignificante para
suelos con tamaños promedio de partículas inferiores a 0,1–
0,2 mm (Frydman et al. 1973). Los aumentos continuos
en la presión efectiva de la celda dan como resultado
una mayor penetración hasta que se alcanza un
máximo y ya no es posible una mayor penetración. Sin
embargo, para una arena dada por encima de una
cierta presión celular efectiva, el cambio de volumen,
debido simplemente a la penetración de la membrana,
disminuye con un mayor aumento de la presión celular
efectiva. Esto se debe a la trituración de partículas. En
un amplio rango de presiones, la relación de huecos
inicial y la cantidad de partículas trituradas desempeñan
papeles importantes en la penetración de la membrana
(Bopp y Lade 1997a).
Desde que Newland y Allely (1959) reconocieron
por primera vez la penetración de la membrana como
una fuente de cambio de volumen medido, se han
empleado métodos tanto experimentales como teóricos
para compensar la penetración de la membrana.
La mayoría de los métodos intentaron: (1) aproximar el
cambio de volumen determinado experimentalmente
debido a la penetración de la membrana y hacer las
correcciones apropiadas en los resultados
experimentales (Newland y Allely 1959; Lade y
Hernandez 1977); (2) diseñar soluciones analíticas
para predecir el cambio de volumen debido a la
penetración de la membrana y corregir los resultados
medidos (Molenkamp y Luger 1981; Baldi y Nova 1984;
Kramer y Sivaneswaran 1989; Kramer et al. 1990); (3)
modificar las características de flexión de la membrana
para limitar el grado de penetración (Kiekbusch y
Schuppener 1977; Lo et al. 1989); o (4) ajustar el
volumen de agua dentro de la muestra para contrarrestar
el cambio de volumen debido a la membrana
penetrante (Raju y Venkastaramana 1980; Nicholson
et al. 1993a, b).
Determinación experimental
Se han empleado varias técnicas para la determinación
experimental del cambio de volumen debido a la
penetración de la membrana (Newland y Allely 1959;
Roscoe et al. 1963; Lee 1966; Raju y Sadasivan 1974;
Ramana y Raju 1982).
Newland y Allely (1959) y Lade y
Hernández (1977) asumió que la muestra era isotrópica
y, por lo tanto, un aumento en la presión de la celda
resultó en un cambio de volumen debido a la
penetración de la membrana de
ε vmemb = ε v medida
−
3 ε1
(9.45)
En donde 3∙ε1 representa la compresión isotrópica
de la muestra. Dado que las muestras granulares
suelen ser más rígidas en la dirección vertical que en
la horizontal, se sobreestimará el cambio de volumen
debido a la penetración de la membrana. Sin embargo,
las muestras granulares rara vez son isotrópicas y no
se considera que este método indique correctamente
el cambio de volumen debido a la penetración de la
membrana.
El método empleado por Roscoe et al. (1963) implicó
la compresión isotrópica de tres (o más) especímenes
con un recinto de varillas metálicas ubicadas
centralmente con diferentes diámetros en dos (o más)
especímenes, como se muestra en la Fig. 9.15. El
concepto del método de varilla simulada de Roscoe es
reducir el cambio de volumen debido a la compresión
del esqueleto del suelo mientras se mantiene constante
el cambio de volumen debido a la penetración de la
membrana. Esto se logra consolidando isotrópicamente
una serie de muestras de suelo con el mismo diámetro
exterior y altura, preparadas alrededor de varillas de
acero con diámetro creciente. El suelo se deposita
alrededor de la varilla simulada mediante el método de
preparación y la relación de huecos que se utilizará en
las pruebas triaxiales. El cambio de volumen medido a
cualquier presión de confinamiento efectiva particular
refleja el resultado combinado de la compresión del
esqueleto del suelo y la penetración de la membrana.
Al graficar el cambio de volumen medido versus el
volumen de suelo en cada muestra a presiones de
celda discretas para las tres (o más) muestras, se
obtiene un diagrama como el que se muestra en la
figura 9.16. La extrapolación al volumen cero del suelo
indica el cambio de volumen debido a
Machine Translated by Google
314 Ensayos Triaxiales de Suelos
y Negussey (1984a). Este método requiere pruebas
de muestras adicionales separadas, pero se
considera razonablemente confiable.
En lugar de utilizar varillas simuladas, Ali et al.
(1995) utilizaron muestras cementadas.
En sus experimentos, la presión de la celda
aumentó de 35 a 235 kPa y disminuyó nuevamente
LVDT
Conector
vara
a 35 kPa. Debido a la cementación, la muestra era
lo suficientemente rígida como para que se
supusiera que la compresión de la muestra era cero.
Por lo tanto, todo el cambio de volumen medido se
debió a la penetración de la membrana y este
método requiere sólo una muestra.
Triaxial
tapa celular
Caracterización teórica
Pistón
rotcenoC
rafuhcne
sello
adaallulim
raiVs
artseuM
rld
ae
ilxuralaeiP
rct
ollinroT
ollinroT
Gorra
Molenkamp y Luger (1981), Baldi y Nova (1984) y
Kramer et al. han obtenido relaciones teóricas para
el cambio de volumen debido a la penetración de
la membrana . (1990). Todas estas relaciones
teóricas tienen la misma forma general y pueden
usarse para estimaciones del cambio de volumen
debido a la penetración de la membrana, Vm, en
función del volumen de la muestra, V0 , el diámetro
de la muestra, D, el tamaño promedio de partícula,
d50. , la magnitud de la presión celular efectiva,
σcell', el espesor de la membrana, t y el módulo
metro,
Base
Base de celda triaxial
elástico de la membrana, Em, como sigue:
=
VAV
metro
Figura 9.15 Compresión isotrópica de tres (o más)
especímenes con recinto de varillas metálicas ubicadas
centralmente con diferentes diámetros en dos (o más)
especímenes (según Bopp y Lade 1997a).
penetración de la membrana a presiones de celda
discretas, y esto se puede representar gráficamente
como se muestra en la figura 9.17. Este método fue
empleado por Bopp y Lade (1997a) para determinar la
penetración de la membrana a altas presiones de
confinamiento donde la trituración de partículas era
importante y se determinó que la penetración de la
membrana se reduce más allá de cierta presión
debido a la trituración de las partículas.
Raju y Sadisivan (1974), Wu y Chang (1982) y
Vaid han señalado pequeños problemas con el
método de varilla ficticia de Roscoe.
d50
0
D
σ
′
celúla
d50
1/ 3
(9.46)
yt
milímetros
en el que la constante A ha sido determinada en varios
estudios:
A=0,64 [Molenkamp y Luger 1981 (ver Ali et al.
1995)]
A=0,50 (Baldi y Nova 1984)
A=0,924 (solución simplificada de Kramer et al.
1990)
Una solución mejorada de Kramer et al. (1990)
emplea:
A = 1.58
1/ 3
1− α
+
5 +64 α 2 80
α4
σ
en el cual α = re. 0 15 50
t
mmy _
'
celúla
0 3. 4
(9.47)
Machine Translated by Google
Esfuerzo de control = 100 kPa
Esfuerzo de control = 150 kPa
Esfuerzo de control = 200 kPa
1
Esfuerzo de control = 250 kPa
Esfuerzo de control = 300 kPa
Esfuerzo de control = 400 kPa
Esfuerzo de control = 600 kPa
0,8
na
óicciratm
ém
rouf)le%
oDv(
0,6
0,4
0,2
0
0
0,02
0,04
0,06
0,08
0.1
0,12
0,14
Figura 9.16 Cambio de volumen medido trazado versus el volumen de suelo en cada muestra a presiones de
celda discretas para las tres (o más) muestras. La extrapolación al volumen cero del suelo indica el cambio de volumen
debido a la penetración de la membrana a presiones de celda discretas. Reproducido de Nicholson et al. 1993a con
permiso de Canadian Science Publishing.
200
2 MPa 4 MPa 8 MPa 15 MPa
30MPa
45 MPa 60 MPa
noeim
b)3m
umlae
ocC
d
v(
150
100
50
0
0
200
400
600
Volumen de suelo (cm3)
Figura 9.17 Diagrama de penetración de la membrana a presiones de celda discretas. Reproducido de Bopp y Lade
1997a con autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
316 Ensayos Triaxiales de Suelos
la diferencia entre sus predicciones y la relación
experimental propuesta por Frydman et al. (1973) es
pequeño al representar S frente a log(d50), en el que S
La Figura 9.18 muestra una comparación de la
penetración de la membrana a partir de expresiones
teóricas con resultados experimentales para aumentar la
presión de confinamiento efectiva de 35 a 235 kPa.
La expresión simple propuesta por Molenkamp y Luger
(1981) parece ajustarse mejor a la penetración
experimental de la membrana.
Baldi y Nova (1984) han comparado el efecto del
tamaño de las partículas sobre la penetración de la
membrana con resultados experimentales. Para el rango
común de tamaños de partículas y presiones de celda,
es la penetración de la membrana por unidad de superficie
de la muestra dividida por Δlog(σcell'). Las dos relaciones
se comparan con los resultados experimentales de la
figura 9.19.
Nicholson y cols. (1993a) encontraron que los finos en
los materiales granulares desempeñaban un papel en el
llenado de los huecos cerca de la membrana y que d20
representaba un mejor diámetro de grano para la correlación.
Datos experimentales
20
Kramer y cols. (1990) solución simplificada
Kramer y cols. (1990) solución mejorada
Molenkamp y Luger (1981)
dieciséis
noeim
b)3m
umlae
ocC
d
v(
Baldi y Nova (1984)
12
8
4
0
35
85
135
185
235
Presión celular (kPa)
Figura 9.18 Comparación de la penetración de la membrana a partir de expresiones teóricas con resultados experimentales
para aumentar la presión de confinamiento efectiva de 35 a 235 kPa. Reproducido de Ali et al. 1995 con permiso de
Geotechnique.
0,03
Kiekbusch y Schuppener (1977)
Frydman et al. (1973)
Newland y Allely (1959)
Steinbach (1967)
Thurairajah y Roscoe (1965)
0,02
El­Sohby (1964)
Este estudio
,anda
óan
iczaairlrabte
mnreeo
em
P
S
d
n
Frydman et al.
0,01
0
0,01
0.1
1
10
100
Tamaño medio de grano, d50 (mm)
Figura 9.19 El efecto del tamaño de las partículas sobre la penetración de la membrana se ha comparado con los resultados
experimentales de Baldi y Nova (1984) y la relación experimental propuesta por Frydman et al. (1973). Reproducido según Baldi y
Nova 1984 con autorización de ASCE.
Machine Translated by Google
Correcciones a las medidas 317
más grueso y encierra una capa de partículas, aumentando
5
así su rigidez y su capacidad de carga. Esto daría como
resultado correcciones mucho mayores a la carga axial
medida, y estas correcciones serían difíciles de medir o
4
predecir.
zim
4ºant
3
Eliminación de la penetración de la membrana.
2
o,tondeaim
ziilla
′p
σm
/m
g
mo
rum
olC
Δ
S
n(
Puede ser posible ajustar el volumen de agua dentro de la
muestra para contrarrestar el cambio de volumen debido a
1
la membrana penetrante.
0
0.1
1
10
100
Esto fue propuesto por Raju y Venkastaramana (1980),
Tokimatsu y Nakamuro (1986) y Nicholson et al. (1993a,b).
Utilizando la relación entre la presión de confinamiento
Tamaño de partícula, d20 (mm)
efectiva y el cambio de volumen debido a la penetración de
Figura 9.20 Diagrama de cumplimiento normalizado S
la membrana para la muestra particular que se está probando,
(mm/Δlogσ3 ' = ml/cm2 ) representado frente a d20 (mm)
se inyecta agua en la muestra para evitar los efectos de la
para todos los datos de penetración de membrana
penetración
de la membrana. Si bien los ajustes manuales
disponibles. Relación dada por la ecuación. (9.48). Reproducido
son posibles, se puede emplear una inyección controlada
de Nicholson et al. 1993a con permiso de Canadian Science Publishing.
por computadora de circuito cerrado para ajustar de forma
continua y automática la penetración de la membrana. Este
con penetración de membrana. La Figura 9.20 muestra un
método para evitar el problema de la penetración de la
diagrama de cumplimiento normalizado S
membrana se puede utilizar tanto en pruebas con drenaje
(mm/Δlogσ3 ' = ml/cm2 ) representado frente a d20 (mm)
para todos los datos de penetración de membrana disponibles.
como sin drenaje.
La curva de mejor ajuste a través de los puntos de datos
viene dada por una ecuación polinómica simple:
.
.
S = 0 0019
0 +0095
.
+ re 0 0000157
20
re
2
20
(9.48)
9.7.2 Cambio de volumen debido a errores de lecho
La penetración de arena en los extremos lubricados provoca
Esta ecuación proporciona una mejor relación empírica
cambios de volumen debido a errores de lecho, como se
para la estimación de la penetración unitaria de la membrana,
analiza en la Sección 9.6.2. Este cambio de volumen se
como se ve en la figura 9.20.
puede calcular como Δα (= ΔBE) multiplicado por el
área seccional de la muestra para un extremo de la muestra.
Minimización de la penetración de la membrana.
La minimización de los efectos de penetración de la
membrana se puede lograr aumentando el diámetro de la
muestra, aumentando el espesor de la membrana y utilizando
9.7.3 Membrana con fugas
una membrana más rígida.
Las membranas de caucho son permeables al agua y a
Kiekbusch y Schuppener (1977) y Lo et al. (1989)
modificaron las características de flexión de la membrana
pueden desarrollar fugas debido a agujeros creados por
para limitar el grado de penetración. En ambos estudios, el
interior de la membrana se cubrió con una capa de látex
aumenta la presión de confinamiento efectiva en el curso de
líquido antes de la deposición del suelo. Luego se aplicó una
un experimento. Estos problemas se encuentran más
gases de diversos tipos. Las membranas de caucho también
granos afilados que cortan la membrana a medida que
presión de confinamiento y el caucho líquido se endurecería
típicamente en experimentos a largo plazo a altas presiones
en la capa exterior de granos y, en consecuencia, reduciría
de confinamiento. Ambos tipos de fugas se pueden
la penetración de la membrana.
contrarrestar aplicando varias membranas con grasa de
silicona entre ellas.
Sin embargo, la membrana en efecto se volvería
Machine Translated by Google
318 Ensayos Triaxiales de Suelos
Fugas por difusión
deformación del 1,20% en aproximadamente 460 min, el
Dado que la membrana es mucho más permeable al gas
que al fluido, el gas disuelto en el fluido celular puede
penetrar a través de la membrana y salir de la solución
dentro de la muestra. Esto se mostrará como un cambio
de volumen en una prueba drenada y aumentará la presión
de poro en una prueba sin drenar. La Figura 9.21 muestra
un ejemplo (Karimpour 2012) en el que un conjunto de
cuatro capas de membranas de 0,3 mm de espesor
selladas con dos juntas tóricas en cada extremo mostró
fugas en una prueba triaxial a largo plazo realizada a una
presión de confinamiento efectiva de 8000 kPa. En la
prueba A, la muestra se cortó hasta una deformación axial
del 22 % en 33 min, mientras que la muestra en la prueba
B alcanzó la misma deformación axial en 528 min. No se
observaron fugas obvias en estas dos pruebas. Sin
embargo, después de que la muestra en la prueba C
alcanzó un eje
cambio de volumen comenzó a desviarse seriamente de
las otras dos curvas de cambio de volumen debido a la fuga.
La tasa de cambio de volumen aumentó continuamente
y alcanzó un valor en el que no fue posible continuar la
prueba.
La naturaleza de esta fuga indicó que se debió a la
difusión de gas. El nitrógeno de la botella que suministraba
la alta presión a la celda se disolvió en el agua inicialmente
desaireada en la celda, viajó por difusión hacia la muestra
y penetró a través de la membrana de cuatro capas.
Una vez que el nitrógeno estuvo dentro de la membrana,
salió de la solución y formó burbujas que aumentaron con
el tiempo a una contrapresión mucho más baja (200 kPa).
Esto dio como resultado un cambio de volumen falso y la
observación de fugas.
En lugar de aplicar la presión del nitrógeno directamente
a la parte superior de la celda triaxial, se
Deformación axial (%)
(a)
0.0
0.0
2.5
5.0
7.5
10.0
12,5 15,0 17,5 20,0 22,5 25,0
Prueba A
Prueba B
2.5
na
óc
iciratm
ém
rouf)le%
oD
v(
Prueba C
5.0
7.5
10.0
Deformación axial (%)
(b)
0.0
0.0
2.5
5.0
7.5
10.0
12.5
15,0 17,5 20,0 22,5 25,0
na
óciciratm
ém
rou)fe
l%
oD
v(
2.5
5.0
Prueba A′
Prueba B′
7.5
Prueba C′
10.0
Figura 9.21 (a) Ejemplo en el que un conjunto de cuatro capas de membranas de 0,3 mm de espesor selladas con dos juntas
tóricas en cada extremo mostró fugas en una prueba triaxial a largo plazo realizada a una presión de confinamiento efectiva de
8000 kPa y (b) Se realizaron pruebas similares sin fugas de membrana (después de Karimpour 2012).
Machine Translated by Google
Correcciones a las medidas 319
aplicado al final de una larga espiral de tubo de acero
9.8 Presiones celulares y de poro
inoxidable lleno de agua desaireada. Dado que el gas viaja
por difusión, un tubo suficientemente largo impediría que
llegue a la muestra dentro del tiempo de la prueba. Para
experimentos del tipo que se muestra en la figura 9.21(a), se
utilizó un tubo en espiral de 3,6 m de largo, y esta longitud
fue suficiente para evitar la difusión de nitrógeno en una
muestra expuesta a una presión de confinamiento efectiva
de 8000 kPa durante un período. de 2 meses.
9.8.1 Tensión de la membrana
La presión de confinamiento efectiva se calcula como la
diferencia entre la presión de la celda y de los poros, pero
es posible que se requieran correcciones de la tensión radial
para la tensión en la membrana.
Esta corrección se indica en la ecuación. (9.6) y las
expresiones que siguen a esta ecuación.
La figura 9.21(b) muestra resultados de experimentos
repetidos similares a los de la figura 9.21(a) en los que se
9.8.2 Presiones de peso propio del fluido
instaló el tubo espiral largo.
La prueba A', que duró 33 min, mostró un cambio de volumen
Si la muestra está saturada y la presión de confinamiento se
0,30% menor que la prueba A en la figura 9.21(a).
aplica a través de un fluido (por ejemplo, agua), entonces el
De manera similar, la prueba B' mostró un 1,30% menos de
peso propio del fluido dentro y fuera de la membrana se
cambio de volumen que la prueba B correspondiente. La
compensa y no hay efecto de las presiones del peso propio
mayor diferencia en las pruebas B' y B que entre las pruebas
del fluido. Si la muestra está seca, entonces la presión
A' y A se debe al mayor tiempo de prueba.
externa del agua aumenta hacia abajo a lo largo de su altura
Por lo tanto, es posible que se haya producido cierta difusión
de nitrógeno incluso en las dos pruebas de menor duración.
y la presión de confinamiento efectiva aumenta en
Está claro que la eliminación de la fuente de presión de
confinamiento se aplica mediante aire comprimido, entonces
consecuencia. Si la muestra está saturada y la presión de
nitrógeno de la proximidad de la muestra triaxial es
la presión de confinamiento efectiva disminuye hacia abajo
beneficiosa y elimina la posibilidad de difusión de gas dentro
a lo largo de su altura. Los efectos del peso propio del fluido
de la muestra.
sobre la tensión vertical se revisan en
Fugas por pinchazo
En la mayoría de los experimentos realizados a alta presión
de confinamiento, los granos perforarán la membrana más
interna y éstas deben intercambiarse a medida que avanza
la serie de experimentos. Las membranas externas están
Sección 9.5.5.
9.8.3 Penetración de arena en los extremos lubricados
La penetración de arena en los extremos lubricados influye
protegidas de la perforación por las membranas internas y
en la presión intersticial medida en ensayos sin drenaje. La
corrección será similar a la de la penetración de la membrana,
mantienen las funciones de la membrana en las pruebas
que se analiza a continuación.
triaxiales. Se requiere prueba y error para determinar cuántas
membranas son necesarias para una arena determinada y
una presión de confinamiento determinada.
9.8.4 Penetración de la membrana
Lade y Hernández (1977), Kiekbusch y Schuppener (1977)
y Martin et al. observaron los efectos de la penetración de la
membrana sobre la presión de poro en pruebas sin drenaje .
9.7.4 Técnicas para evitar correcciones al cambio
de volumen
(1978). Es posible incluir efectos de cambios de volumen
debido a la penetración de la membrana y errores de lecho
en cálculos simples de presiones de poro, como los del valor
Es posible determinar el cambio de volumen a partir de las
de los parámetros de presión de poro A y B de Skempton
deformaciones lineales medidas directamente sobre la
(Lade y Hernandez 1977; Baldi y Nova 1984; Yamamuro y
muestra, como se explica en la Sección 4.8, evitando así las
Lade
correcciones discutidas anteriormente.
Machine Translated by Google
320 Ensayos Triaxiales de Suelos
1993a). No es posible realizar correcciones analíticas
simples para la penetración de la membrana, la tensión­
deformación y la presión del agua de poro en pruebas de
compresión triaxial sin drenaje. Se requerirá un análisis
avanzado que involucre un modelo constitutivo del suelo
para incluir este efecto en las correcciones de las
utilizando un modelo constitutivo elastoplástico de doble
endurecimiento.
mediciones de tensión­deformación, resistencia y presión
de poro. En un análisis tan avanzado, Molenkamp y Luger
(1981) incluyeron los efectos de la penetración de la
membrana en el cálculo de las presiones de poro y las
trayectorias de tensión efectivas en ensayos de
compresión triaxial sin drenaje.
También es posible evitar experimentalmente los efectos
de la penetración de la membrana mediante la
compensación de volumen como se explica en la Sección 9.7.1.
Después de ese procedimiento, se mide la presión del
agua de los poros como si no hubiera efectos de la
penetración de la membrana.
9.8.5 Técnicas para evitar correcciones a las
presiones celular y de poro.
Machine Translated by Google
10
Pruebas especiales y consideraciones de prueba
10.1 Introducción
tensión superficial. Sólo pueden estar presentes pequeños
A medida que se prueban distintos tipos de suelos en
diferentes condiciones, surgen una serie de cuestiones, y
decir, no se pueden utilizar drenajes externos de papel de filtro.
drenajes ubicados centralmente en la tapa y la base, es
Las muestras de arcilla deben estar firmemente sujetas a la
tapa y a la base para que la parafina fluida no pueda penetrar
esto puede requerir una atención especial a algunos de los detalles.
en la unión entre las placas terminales y los extremos de las
Algunas de estas cuestiones son sencillas y pueden
resolverse con unas pocas observaciones, mientras que
muestras para llegar a los drenajes centrales. Se pueden unir
otras requieren cierta discusión. Las cuestiones simples se
pequeños tramos de membranas de caucho de neopreno a
analizan en esta sección, mientras que las cuestiones que
la tapa y a la base para evitar que la parafina entre en los
requieren discusión se tratan en secciones posteriores.
10.1.1 Ensayos de baja presión de
drenajes entre la muestra y las placas terminales. La tensión
superficial actúa como membrana y es posible desarrollar y
mantener una presión de agua de poro en la muestra no
confinamiento en arcillas
drenada, y también es posible medir los cambios de volumen
Las muestras de arcilla pueden ensayarse utilizando el
presiones de confinamiento efectivas de hasta 20 kPa, pero
del agua expulsada. Los experimentos se realizaron con
método de parafina desarrollado en el Instituto Geotécnico
la mayoría de las pruebas se realizaron con presiones algo
Noruego y descrito por Ramanatha Iyer (1973, 1975) y por
más bajas.
Iversen y Moum. (1974). En este método no se emplea una
membrana de caucho y, por lo tanto, no se requieren
correcciones de resistencia de la membrana. El método de la
parafina líquida (queroseno) depende de la diferencia en la
tensión superficial entre la parafina (0,023–0,032 N/m),
utilizada como fluido celular, y el agua (0,076 N/m) dentro
de la muestra, y Depende de los meniscos creados en los
poros de la superficie entre las pequeñas partículas de arcilla.
10.1.2 Ensayos convencionales de baja presión
en cualquier suelo.
En experimentos a presiones de confinamiento muy bajas,
se puede emplear una columna de agua para proporcionar
presiones de celda bajas y precisas. Se debe tener en cuenta
el hecho de que la membrana de caucho puede estar
Se requiere arcilla no fisurada y no pueden haber poros más
estirándose y, por lo tanto, aplicando cierta presión de
grandes, porque romperían la estructura.
confinamiento a la muestra para obtener una
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
322 Ensayos Triaxiales de Suelos
valor exacto de la presión de confinamiento. Se debe utilizar
aumenta en respuesta a la aplicación de tensión axial para
una membrana perfectamente ajustada sin estiramiento
inicial, o se debe medir el estiramiento real de la membrana
para tener en cuenta la presión de confinamiento adicional.
mantener constante el valor de K0 .
Por lo tanto, primero se aumenta la presión de la celda para
En función de la deformación en la membrana, la presión de
0,005%. Esto corresponde a un cambio de diámetro de
confinamiento adicional se puede determinar basándose en
0,0035 mm para una muestra con un diámetro de 70 mm.
Luego se aumenta la tensión axial para contrarrestar la
el módulo y la relación de Poisson.
causar una tensión de compresión radial de no más del
deformación radial, es decir, la deformación radial debe
10.1.3 Pruebas de alta presión
El problema más importante con las pruebas triaxiales de
alta presión es la perforación de las membranas de caucho
de látex en pruebas sobre materiales granulares con granos
grandes o afilados. Los granos afilados pueden cortar la
membrana y los granos grandes permitirán que se desarrollen
agujeros a medida que la membrana se empuja hacia los
huecos de la superficie. Para superar este problema, se
utilizan varias membranas alrededor de la muestra de suelo.
Se utilizan capas de grasa entre las membranas para
desconectar pinchazos y no permitir que el agua viaje entre
membranas consecutivas.
Una membrana gruesa alrededor de la muestra no es tan
ventajosa como varias membranas con grasa entre ellas. La
razón es que un agujero generado por corte no puede viajar
a la siguiente membrana tan fácilmente como en una
membrana gruesa en la que el corte simplemente continuará
hasta la superficie de la muestra.
reducirse en la misma cantidad (o 0,005%) para dar como
resultado una deformación cero en la dirección radial.
Esta secuencia de cambios de tensión es necesaria para
aumentar correctamente las tensiones a lo largo de la línea K0 .
Tenga en cuenta que si se invierte la secuencia de
cambios en las tensiones radiales y axiales, es decir, primero
se aplica la tensión axial para aumentar el diámetro y luego
se aplica la tensión radial para disminuir el diámetro, entonces
se obtiene un valor mayor e incorrecto de K0 . . Esto se debe
a la sensibilidad de la ubicación de la superficie de fluencia
a los cambios en las tensiones.
Los experimentos K0 también se pueden realizar utilizando
una celda triaxial rígida, es decir, con una pared de celda de
acero, y con un pistón que tenga el mismo diámetro que la
muestra. A medida que el pistón avanza hacia la celda
completamente saturada, el fluido de la celda mantendrá el
volumen y evitará que la muestra se expanda, mientras que
un transductor de presión registra la presión horizontal. La
presión vertical sobre la muestra no se ve afectada por la
presión de la celda, y K0 = σcelda/σvertical, en la que σcelda
es la presión de la celda y σvertical es la presión vertical.
10.1.4 Turbas y suelos orgánicos
presión.
Las muestras de turba se pueden recortar con un cuchillo
eléctrico. En el caso de turbas y suelos orgánicos muy
descompuestos, es posible que la muestra no pueda soportar
su propio peso, pero es posible que los resultados no se
vean afectados significativamente por la perturbación. Las
turbas contienen al menos un 10% de gas. Las turbas se
comportan elásticamente, pero presentan altas tasas de
fluencia. La deformación puede ser esencialmente vertical
debido a la resistencia de las fibras. Landva y Pheeney
(1980) y Landva et al. proporcionan más información . (1983).
10.3 Pruebas de extensión
Los análisis de la mayoría de las pruebas de laboratorio para
determinar la resistencia al corte de los suelos suponen que
el suelo se deforma de tal manera que existen condiciones
de deformación uniformes en toda la muestra. Se supone
que las probetas cilíndricas de compresión y extensión se
deforman como cilindros rectos, de modo que todas las
partes de la probeta participan por igual en las deformaciones
generales. Si la muestra no se comporta de esta manera, los
10.2 pruebas K0
cálculos de deformación axial, deformación volumétrica y
tensiones no son correctos.
Las pruebas de extensión se pueden realizar utilizando
Para realizar pruebas K0 , la deformación radial debe
mantenerse en cero. Sin embargo, esto no es fácil de lograr,
pistones con diámetros que se ajusten en relación con el
porque la presión de la celda tiene que ser
diámetro de la muestra.
Machine Translated by Google
Pruebas especiales y consideraciones de prueba 323
prueba de extensión con una muestra que tiene un supuesto
10.3.1 Problemas con la prueba de extensión
triaxial convencional
defecto geométrico o material en la sección 3, que tendría
el efecto de provocar un estrechamiento en la muestra.
La localización de deformaciones ocurre cuando la mayoría
Cuando se aplica la carga hacia arriba, el esfuerzo vertical
de las deformaciones generales en una muestra de prueba
inicial en la sección 3 es mayor que en las secciones
están contenidas dentro de una pequeña porción de la
circundantes, debido a su área de sección transversal más
muestra. Los planos de corte y los “estricciones” severos
pequeña.
son ejemplos comunes de localización de deformaciones
En consecuencia, las deformaciones verticales y radiales
que ocurren en pruebas de compresión y extensión
también son mayores. Sin embargo, estas deformaciones
cilíndricas. Roscoe et al. (1963) demostraron
convincentemente que la prueba de extensión triaxial
laterales más grandes se dirigen hacia adentro, disminuyendo
así el área de la sección transversal. Un análisis simple
convencional tiene sustancialmente más problemas
asociados con la localización de la deformación que la
muestra claramente que a medida que avanza la carga hacia
arriba, las deformaciones radiales dirigidas hacia adentro
prueba de compresión triaxial, y concluyeron que no se
continúan disminuyendo el área de la sección transversal en
podía confiar en los resultados para evaluar los criterios de
falla. Esta conclusión dio lugar a que muchos investigadores
la sección 3 a un ritmo más rápido que en las secciones circundantes.
Por tanto, la diferencia inicial de tensiones entre la sección
desarrollaran verdaderos equipos de prueba triaxiales, en
3 y las circundantes aumenta muy rápidamente. Finalmente,
los que se pudiera investigar todo el rango de tensión
el material falla en la región de la sección 3, mucho antes
principal intermedia.
que el material en las otras secciones de la especificación.
Algunos de los aparatos podrían imponer deformaciones
Esto se ve acentuado en los suelos por el comportamiento
uniformes empleando condiciones de contorno rígidas
tensión­deformación altamente no lineal del material, en el
que incrementos crecientes de tensión producen mayores
alrededor del espécimen (Lade y Duncan 1973; Reades y
Green 1976; Nakai y Matsuoka 1983; Lam y Tatsuoka 1988).
cantidades de deformación a medida que avanza el corte.
Por lo tanto, en una prueba de extensión las tensiones y
Yamamuro y Lade (1995) explicaron por qué existen
deformaciones más altas se producen y se concentran en la
problemas para mantener deformaciones uniformes en una
parte más débil de la
prueba de extensión. La figura 10.1 muestra una
Prueba de tensión (extensión)
geométrico o
defecto material.
PAG
Después de que comience la carga:
El área de la sección transversal disminuye
1
en relación con otras secciones.
2
hasta tensiones y deformaciones
La diferencia inicial de tensiones aumenta.
1
2
concentrarse lo suficiente como para
3
el suelo falla en la región del cuello.
4
3
4
prueba inestable
5
5
Antes de aplicar la carga
PAG
Durante la carga
Figura 10.1 Ensayo de extensión con una muestra que tiene un supuesto defecto geométrico o material en la Sección 3, que podría
provocar estricción en la muestra. Reproducido de Yamamuro y Lade 1995 con autorización de ASCE.
Machine Translated by Google
324 Ensayos Triaxiales de Suelos
muestra. Esto da como resultado la formación de localización
de deformaciones y conduce a una eventual falla prematura.
La conclusión de este análisis concuerda con los resultados
10.3.2 Aplicación de deformaciones uniformes en
pruebas de extensión
Debido a que la prueba de extensión triaxial convencional rara
experimentales observados en que la prueba de extensión
triaxial convencional es inherentemente inestable. En las
vez produce tensiones y deformaciones uniformes debido a los
efectos de la localización de la deformación, se hace necesario
pruebas de extensión convencionales siempre se observa
estricción.
modificar la prueba de manera que se puedan lograr
deformaciones uniformes. La prueba de extensión convencional
El estrechamiento ocurrió en varios lugares, pero generalmente
permite que se desarrollen planos de cuello o corte, porque las
dentro de la mitad media de los especímenes, lo que indica
condiciones de límite flexibles proporcionadas por las
que las zonas más débiles en el espécimen en las que se
membranas de látex blando que rodean la muestra no
desarrollaron concentraciones de tensión no estaban
proporcionan ningún medio para redistribuir las tensiones y
necesariamente en el mismo lugar exacto. Aparentemente, la
tensiones concentradas en la ubicación del cuello hacia el
resto del suelo en la muestra. Por lo tanto, el enfoque adoptado
única forma posible de adquirir deformaciones uniformes en
una prueba de extensión triaxial convencional sería crear una
muestra uniforme, perfectamente isotrópica, sin defectos
para imponer deformaciones uniformes fue proporcionar un
geométricos o materiales, y luego aplicar cargas a la muestra
completamente rígido a la flexión, pero que proporcionara libre
movimiento a la muestra durante la consolidación y el corte.
de una manera perfectamente uniforme. Incluso para esta
soporte externo al suelo en la dirección radial que fuera
condición idealizada, dicha prueba sólo sería condicionalmente
estable, porque cualquier pequeña variación en la distribución
de la tensión o de la deformación desarrollada dentro de la
Este método redistribuiría las concentraciones de tensión y
muestra durante la prueba crearía una oportunidad para que se
deformación en toda la muestra, permitiendo el desarrollo de la
iniciara la localización de la deformación. Esta naturaleza
localización de la deformación en cualquier punto de la muestra.
inestable de la prueba de extensión convencional explica en
parte la amplia dispersión en los resultados experimentales
muestra durante la fase de consolidación isotrópica
reportados.
(disminuyendo el diámetro y la altura de la muestra) y la fase
Sin embargo, el sistema también tendría que moverse con la
de corte (aumentando la altura y disminuyendo el diámetro).
Además, no se podía permitir ninguna fricción entre el suelo y
Otro factor en la dispersión de los resultados de las pruebas
de extensión convencionales proviene del hecho de que posee
el sistema de aplicación de deformación uniforme, porque las
fuerzas verticales sobre el suelo se medían externamente
una sensibilidad mucho mayor a los errores en las cantidades
mediante una celda de carga, y la magnitud de cualquier
medidas que la prueba de compresión comparable, como lo
resistencia a la fricción no podía calcularse. medido, lo que
demuestran, por ejemplo, Proctor y Barden (1969), Lade (1972).
lleva a un valor incorrecto de la tensión desviadora.
y Wu y Kolymbas (1991). Estos investigadores han demostrado
analíticamente que los errores en la carga, el área de la sección
transversal y la presión de la celda afectan significativamente
el ángulo de fricción en la prueba de extensión convencional
Se desarrollaron y probaron varios métodos con distintos
grados de éxito (Yamamuro y Lade 1995). Durante estos
dependiendo de la cantidad supuesta de error en la medición y
primeros intentos, se observó que al fortalecer un área del
la magnitud de la relación de tensión.
espécimen contra la localización, era posible mover la ubicación
del cuello a un área diferente y menos protegida. La ubicación
de la deformación en la prueba de extensión pareció iniciarse
Asumir errores experimentales razonables en extensión puede
siempre en la porción más débil de la muestra.
resultar fácilmente en una dispersión del ángulo de fricción de
5 a 7 veces mayor que en compresión.
En vista de todos estos problemas que acabamos de discutir,
Esta observación apoya la afirmación de que la prueba de
parece que la prueba de extensión convencional no proporciona
extensión convencional es inherentemente inestable, debido a
un medio confiable para determinar las propiedades del suelo
su tendencia a formar concentraciones de tensión.
en extensión.
Machine Translated by Google
Pruebas especiales y consideraciones de prueba 325
Vista en sección transversal
de membranas y placas
Primera capa de lubricado.
membranas
Primera capa de platos
SUELO
Segunda capa de lubricado.
membranas
Segunda capa de platos
Capa exterior de lubricado.
membranas
Figura 10.2 El método desarrollado para imponer deformaciones uniformes utilizó pequeñas placas de acero inoxidable o acero
templado fabricadas con cuñas (0,25, 0,64 y 0,81 mm de espesor) y dobladas para curvarse y adaptarse a los contornos de la muestra
cilíndrica. Reproducido de Yamamuro y Lade 1995 con autorización de ASCE.
El método desarrollado para imponer deformaciones
Se colocaron placas sobre la primera capa de placas.
uniformes utilizó pequeñas placas de acero inoxidable
Esta capa también se colocó en un patrón espaciado,
o acero templado fabricadas con cuñas (0,25, 0,64 y
pero se superpuso a las placas de la primera capa
0,81 mm de espesor) y dobladas para curvarse de
como se muestra en la Fig. 10.2. Se utilizaron capas
adicionales de membranas y placas lubricadas para
manera que se ajustaran a los contornos de la muestra
cilíndrica, como se muestra en la figura 10.2. . Las
aumentar la resistencia al estrechamiento a presiones
piezas ubicadas adyacentes a la tapa y la base tienen
más altas. Por último, se colocaron membranas
un extremo doblado de modo que una pequeña
externas sobre la última capa de placas para sellar la
sección quede perpendicular al resto de la placa, de
muestra contra el fluido celular.
modo que la presión de la celda pueda presionar esta
La base conceptual detrás de este método fue que
área y mantener estas placas en movimiento con la
a medida que se aplica la presión de confinamiento a
la muestra fuera de las placas y las membranas
tapa y la base. La primera capa de placas se colocó
sobre la primera capa de membranas. Las placas se
externas, las capas superpuestas de placas se
entrelazarán bajo esa presión para formar un límite
espaciaron para permitir que la muestra disminuyera
de diámetro durante la consolidación isotrópica y el
relativamente rígido alrededor de la muestra para
cizallamiento. Todas las membranas y placas se
evitar formación de un cuello. La deformación por
lubricaron con grasa de vacío para minimizar la
consolidación isotrópica y corte se adapta a través
fricción. Una segunda membrana engrasada y luego una segunda
del espacio
capaproporcionado
de engrasado.entre
Machine Translated by Google
326 Ensayos Triaxiales de Suelos
los platos. Debido a que las placas engrasadas están
separadas por membranas engrasadas y en realidad no
están en contacto físico entre sí, hubo poca o ninguna
fricción inducida. La principal preocupación era garantizar
que los granos del suelo no penetraran la primera capa de
membranas e indujeran directamente la fricción entre los
granos del suelo y la primera capa de placas. Por tanto,
era esencial un espesor adecuado de la primera capa de
membranas. La tapa y la base de la muestra se ampliaron
para proporcionar un asiento horizontal sobre el cual
pudiera descansar el extremo doblado de las placas
adyacentes.
Si bien este método parece funcionar bien a presiones
de confinamiento más bajas, la inestabilidad inherente en
la prueba de extensión hace que las deformaciones
uniformes sean más difíciles de lograr a presiones de
confinamiento altas, porque las magnitudes de las
deformaciones son muy altas. Sin embargo, el uso de
placas de acero templado más gruesas pareció ayudar a
lograr deformaciones uniformes a presiones de
confinamiento más altas. Este método tuvo éxito en lograr
condiciones de deformación uniformes en pruebas de
extensión con drenaje y sin drenaje con presiones de
consolidación de hasta 52,0 MPa (Yamamuro y Lade 1995).
Lade et al. presentaron otro método para impedir las
bandas de corte . (1996), en el que se probaron en
extensión probetas muy cortas y proporcionaron ángulos
de fricción más altos que los de probetas más altas.
Lade y Wang (2012a,b) presentaron investigaciones
adicionales en las que se compararon los resultados de
las pruebas en depósitos de arena anisotrópicos cruzados
para diversas condiciones de contorno en compresión y
extensión triaxial. Estos resultados también indicaron la
importancia de utilizar límites rígidos para producir
deformaciones uniformes.
10.4 Ensayos en suelos no saturados
El suelo cerca de la superficie del suelo muy a menudo no
está saturado de agua, como en pavimentos, cimientos
poco profundos, muros de contención, pendientes,
terraplenes, etc. Por lo tanto, el comportamiento tensión­
deformación y resistencia no se determina en ensayos
conservador y puede resultar en un sobredimensionamiento
de las estructuras del suelo, mientras que un enfoque de
tensión total para el diseño no revela los detalles del
comportamiento en términos de las tensiones efectivas y
las presiones de poro.
Los estados asumidos para el diseño y para el respaldo
Los análisis de las estructuras del suelo para la
determinación de propiedades son diferentes. Para el
diseño, es deseable un factor de seguridad suficiente sin
un conservadurismo excesivo. En el análisis retrospectivo,
la evaluación del desempeño de una estructura es
deseable con miras a mejorar el diseño de futuras
estructuras de tipo similar. Por ejemplo, puede ser útil
saber en qué medida contribuyen las tensiones capilares
a la estabilidad de un talud, incluso si en un contexto de
diseño no se desea depender del mantenimiento del
estado seco que contribuye a estas tensiones. De manera
similar, uno puede dudar en asumir cualquier resistencia a
la tracción para propósitos de diseño, pero es difícil negar
la presencia de alguna resistencia a la tracción en un talud
vertical.
Bishop y Blight (1963) propusieron expresar la presión
de poro en suelos no saturados para varios grados de
saturación de la siguiente manera:
'
σ = ­σ
) +χ (
(10.1)
(
) − uw
tu
eres
tu
eres
en el que (σ – ua ) se denomina tensión normal neta, (ua
− uw) es la succión matricial, y el parámetro χ está
relacionado con el grado de saturación S y varía entre
cero y la unidad. Para un suelo completamente saturado,
el valor de χ = 1 y la presión de poro está completamente
representada por la presión del agua de poro, uw. Se han
producido muchos artículos en los que se ha discutido la
determinación de χ .
Para determinar el comportamiento destacado de los
suelos insaturados, se realizan experimentos en los que la
presión de poro se determina por separado como la
presión del agua de poro (uw) y la succión matricial del
suelo (ψ = ua − uw) en el que ua es el aire. presión.
Por lo tanto, secar un suelo inicialmente saturado produce
un aumento de la succión, y mojar un suelo inicialmente
seco conduce a una disminución de la succión.
10.4.1 Curva de retención de agua del suelo
Las presiones en el agua y el aire dependen del contenido
drenados o no drenados en muestras completamente
saturadas. Asumir que el suelo está completamente
volumétrico de agua (indicado por θ
saturado para condiciones sin drenaje es a menudo demasiado en mecánica de suelos insaturados) o el grado de
Machine Translated by Google
Pruebas especiales y consideraciones de prueba 327
35
SC­SM
SM
30
CL
Fredlund y
Xing (1994)
25
acoirdtéinmeaitvnu)ao%
erC
g
d(
a
g
20
15
10
5
0
1
10
100
1000
10000
Succión matricial (kPa)
Figura 10.3 Curva de retención de agua del suelo que describe la relación entre el grado de saturación y la succión del suelo. En clave
SC­SM es arena arcillosa y limosa, SM es arena limosa y CL es arcilla con baja plasticidad (según Fredlund y Xing 1994).
saturación (S) del suelo. Así, la curva de retención
de agua del suelo describe la relación entre el grado
de saturación y la succión del suelo, como lo
ejemplifican las tres relaciones en la figura 10.3.
Se han propuesto varias expresiones matemáticas
de ajuste para describir esta relación (por ejemplo,
van Genuchten 1980; Fredlund y Xing 1994). La
ecuación de van Genuchten es muy flexible y se
utiliza con mayor frecuencia:
−
1
1
χ
==
1
sí
1+ α ( ψ
)
norte
norte
(10.2)
en el que α y n son parámetros de ajuste, y Se
es el grado efectivo de saturación, que viene dado
por:
−
SS
r
S =
(10.3)
1­ Sr
función. Ésta es una relación entre la succión y la
conductividad hidráulica, un ejemplo de la cual se
muestra en la Fig. 10.4.
Para medir tanto la presión del agua de los poros
como la presión del aire de los poros o para controlar
una de estas presiones, se requiere un disco cerámico
de entrada de aire alta o baja en la parte inferior de la
muestra triaxial y se utiliza una piedra filtrante normal
en la parte superior de la muestra. , como se muestra
en la figura 10.5. Se pueden mecanizar ranuras en la
placa base para drenaje y como canal para circulación
continua adyacente al disco cerámico, como se muestra en la Fig. 3.
Esto permite enjuagar antes de que comience la
prueba para eliminar las burbujas de aire que pueden
acumularse por difusión a través del disco cerámico.
El lavado se puede realizar ventilando el puerto de
efluente e inyectando agua desaireada en el puerto
de entrada usando una jeringa manual.
mi
donde Sr es la saturación residual.
10.4.3 Baja succión matricial
La succión matricial desde cero (suelo saturado) hasta
aproximadamente 50 kPa requiere un disco de entrada
de aire bajo y se puede controlar mediante una
configuración de columna colgante, como se explica en
La otra información para el análisis del flujo de agua
en suelos no saturados (además de la curva
la norma ASTM D6836 (2014) y se muestra en la Fig.
característica del agua del suelo) es la conductividad hidráulica.
10.6. Este método se utiliza para materiales granulares gruesos que d
10.4.2 Función de conductividad hidráulica
Machine Translated by Google
10–2
Arena
franco limoso
10–3
10–4
dadi,vaictciluudá/nrm
dowc)iC
h
k(
s
10–5
10–6
10–7
10–8
10–9
0
50
100
150
Cabezal de aspiración, h (cm)
Figura 10.4 Ejemplos de relaciones entre succión y conductividad hidráulica para diferentes suelos. Reproducido de Lu y
Likos 2004 con autorización de John Wiley & Sons.
Estrés desviador
(σ1 – σ3)
Ariete de carga axial
celda de confinamiento
Piedra porosa gruesa
Muestra
Membrana
disco AEH
Pedestal
Estrés de confinamiento
(σ3= σ2)
agua de poro
presión
(uuuu)
aire de poro
presión
(ua)
Figura 10.5 Configuración con una piedra porosa de alta entrada de aire (HAE) en la base de la muestra con un valor
de HAE de 100 kPa. Hasta este valor de entrada de aire se impide el flujo de aire a través de la piedra. La presión del agua
se mide en la base y la presión del aire se mide en la piedra filtrante regular en la parte superior de la muestra. Reproducido
de Lu y Likos 2004 con autorización de John Wiley & Sons.
Machine Translated by Google
Pruebas especiales y consideraciones de prueba 329
Aire (bajo vacío)
depósito superior
Embudo de vidrio
Agua
Anillo de retención
Muestra
disco cerámico
Aire (bajo vacío)
Interfaz aire­agua
Depósito inferior
Ψ
Escala
tubo horizontal
Agua
Agua
Manómetro
Figura 10.6 La succión matricial desde cero (suelo saturado) hasta aproximadamente 50 kPa requiere un disco de entrada de aire bajo
y se puede controlar mediante una configuración de columna colgante. Reimpreso de la norma ASTM D6836 2014 con permiso de
ASTM International.
fácilmente. Se requiere el control de la succión matricial
y la tensión normal neta en magnitudes muy bajas y en un
rango muy pequeño.
La configuración de la columna colgante aplica una
presión de agua de poro negativa a la muestra. El equipo
consta de un depósito superior e inferior con agua y
conectados con tubos flexibles, como se ve en la Fig. 10.6.
La parte superior del depósito inferior se ventila a la
atmósfera, y la columna de agua colgante induce succión
en el depósito superior, de modo que la diferencia en
altura de las superficies de los dos depósitos de agua
multiplicada por el peso unitario del agua representa el
valor negativo. presión. La interfaz aire­agua en el tubo
horizontal transfiere el vacío en la fase de aire a una
presión negativa de agua, que está directamente conectada
al agua en el disco cerámico saturado inferior en la
configuración triaxial. En esta técnica, la presión del aire
intersticial se mantiene a la presión atmosférica (ua = 0)
mediante la conexión con la piedra filtrante superior, y la
succión matricial se determina a partir de la magnitud de
la presión negativa del agua.
El cambio en el contenido volumétrico de agua se
determina a partir del movimiento de la interfaz aire­agua
en el tubo horizontal de la figura 10.6.
Este tubo tiene un área de sección transversal bastante
pequeña, Ac , para producir una alta precisión. El cambio
en el contenido volumétrico de agua, Δθ, correspondiente
a un cambio dado en la succión se calcula luego a partir de
∆ θ∆ = LAc /V
(10.4)
en el que ΔL es el cambio de longitud de la columna
horizontal de agua y V es el volumen de la muestra.
10.4.4 Alta succión matricial
Para una succión matricial que oscila entre 1 y 1500 kPa,
una técnica de traslación de ejes (por ejemplo, Ho y
Fredlund 1982; Escario y Saez 1986; Fredlund y Rahardjo
1993) es más aplicable a suelos arenosos y limosos. La
técnica de traslación del eje evita lidiar con la presión
negativa del agua de los poros, lo que puede ser
especialmente difícil si llega a ser menor que cero absoluto.
El procedimiento implica una traducción de la presión de
referencia, que es la presión del aire de poro. La presión
del agua de poro se refiere entonces a una presión de aire
de poro positiva. Si las muestras insaturadas se exponen
a una presión de aire controlada externamente en la tapa,
la presión del aire de poro se vuelve igual a la
Machine Translated by Google
330 Ensayos Triaxiales de Suelos
presión de aire aplicada y la presión del agua de
en el puerto de entrada se cierra durante el corte mientras
poro aumenta en la misma cantidad. Por tanto, la
que el puerto de efluente está conectado a la configuración
succión matricial permanece constante
de la columna colgante.
independientemente de la magnitud de la traslación de ambas presiones.
Usando esta técnica de traslación de ejes, la presión
10.4.5 Modelado
de los poros del agua se puede aumentar a un valor
positivo que se puede medir sin problemas
La función de conductividad hidráulica puede
relacionados con la cavitación del agua. Para suelos
modelarse mediante el modelo de van Genuchten­Mualem.
(Mualem 1976):
que contienen cantidades significativas de aire
poroso ocluido, las mediciones pueden ser
incorrectas. En este caso se sobreestimará la succión real del suelo.
− 11 / )
1
1 + (αψ ) 1
{1 − (αψ )
}
(
Sin embargo, la técnica de traslación del eje es tan
=
(10.5)
k
ks
1)1− /
importante para suelos no saturados como la técnica
1 + (αψ ) 1
de contrapresión para suelos saturados.
norte
−
−
norte
norte
norte
−
( pag
norte
El límite superior de 1500 kPa, mencionado
anteriormente, está controlado por la cerámica de
en donde ks es la conductividad hidráulica del suelo
alta presión de entrada de aire, y también está
saturado y p es un término de interacción de los
influenciado por el tiempo requerido para alcanzar
poros. El valor de p suele ser 0,5 para suelos limpios
el equilibrio y la incertidumbre con respecto a la
de grano grueso y oscila entre −1 y −3 para suelos
continuidad de la fase de agua cerca del extremo
de grano fino. La Figura 10.7 muestra la histéresis
inferior. de saturación. El extremo inferior está
obtenida al mojar y secar el suelo para lo cual la
controlado por la precisión con la que se puede regular laexpresión
presión delenaire.
la Ec. (10.5) se puede utilizar para
Las dos presiones, en el agua y en el aire, se
ajustar los resultados de los experimentos
miden por separado y esto se hace en los dos
realizados para determinar la variación de la
extremos de la muestra triaxial. Dado que el agua
conductividad hidráulica con la succión.
tiende a fluir hacia la base de la muestra debido a
la gravedad, la presión del agua se mide en la base
y la presión del aire se mide en la tapa.
10–2
La Figura 10.5 muestra una configuración en la que la piedra
porosa inferior puede ser una piedra de alta entrada de aire.
Si el alto valor de entrada de aire de la piedra porosa es de
10–4
100 kPa, entonces se impide el flujo de aire a través de la
piedra hasta este valor de entrada de aire.
El secado
dadi,vaictciluudá/nrm
dow)ciC
hsk(
La piedra cerámica se asienta directamente sobre
la base de la configuración triaxial para minimizar las
fugas y esto también permite compactar o hacer
vibrar las muestras de suelo directamente sobre el
disco. Se pueden mecanizar ranuras de drenaje en
la base para formar un depósito de agua y un canal
10–6
Mojada
10–8
continuo debajo del disco cerámico. Los puertos
para lavado y acceso a este depósito se utilizan para
10–10
saturar el canal durante la inicialización de la prueba.
1
0.1
10
100
1000
El canal se puede lavar entre pasos en la prueba de
Succión matricial, ψ (kPa)
múltiples etapas para eliminar las burbujas de aire
Figura 10.7 La función de conductividad hidráulica se
que pueden acumularse por difusión a través del
puede modelar mediante el modelo de van Genuchten­
disco cerámico. Esto se puede lograr inyectando
Mualem para las partes secantes y humectantes de la
agua desaireada a través del puerto de entrada
relación. Reproducido de Lu y Likos 2004 con autorización
de John
& Sons.
usando una jeringa manual y ventilando el puerto de efluente.
LaWiley
válvula
Machine Translated by Google
Pruebas especiales y consideraciones de prueba 331
10.4.6 Pruebas triaxiales
El comportamiento tensión­deformación y la curva
característica del agua del suelo que describe la relación
entre la succión matricial y el grado de saturación se
pueden obtener simultáneamente cortando la muestra
en incrementos seleccionados a lo largo de una ruta de
drenaje o sorción. La respuesta mecánica de suelos no
saturados suele determinarse a partir de una serie de
pruebas de succión constante. La diferencia en las
presiones del aire y del agua se mantiene constante y
las pruebas son, de hecho, pruebas drenadas.
Representan la respuesta del suelo sometido a una
presión de confinamiento efectiva adicional.
La Figura 10.8 muestra los resultados de las pruebas
realizadas con cantidades crecientes de succión. Por
cada cantidad constante de succión, la resistencia al
corte aumenta para una tensión normal neta determinada
(tensión total menos presión del aire). Sin embargo, si
los resultados de la resistencia al corte se interpretan
en términos de tensión efectiva [con χ de, por ejemplo,
la ecuación. (10.2) insertada en la ecuación. (10.1)],
entonces se obtiene una curva para la resistencia al
corte. Esto es muy similar a la interpretación de las
tensiones efectivas de los ensayos triaxiales realizados
en suelos saturados con diversas cantidades de
contrapresión, es decir, en términos de tensiones
efectivas, se obtiene la misma envolvente de resistencia.
Luego se emplea la técnica de traslación del eje en
condiciones de drenaje, y esto requiere velocidades de
carga relativamente lentas para mantener una succión
constante durante la prueba. Por lo tanto, la tasa de
carga debe ser menor que para pruebas en suelos
saturados, porque la conductividad hidráulica para suelos
no saturados puede ser mucho menor.
La resistencia al corte también se puede determinar a
partir de pruebas sin drenaje, pero esto requiere un
transductor de presión diferencial para medir el exceso
de presión de poro producido debido al corte. Un
aumento de la succión produce un aumento de la
resistencia al corte. El efecto de la succión y el esfuerzo
normal neto (diferencia entre el esfuerzo total y la presión
del aire) afectarán la envolvente de falla, como se
muestra en la figura 10.8. Ambos diagramas pueden
emplearse para indicar la resistencia al corte de suelos
no saturados.
10.5 Suelos congelados
Debido a que las arenas limpias y saturadas no se
pueden muestrear sin alterar o desintegrar la estructura
del suelo mediante técnicas de muestreo convencionales,
la arena se puede congelar in situ, extraer núcleos y
llevar al laboratorio para realizar pruebas.
El procedimiento especial de congelación antes del
Por lo tanto, la resistencia al corte de suelos no
muestreo y manipulación puede proporcionar un medio
saturados se puede determinar usando un aparato con
confiable para preservar las características in situ de la
una piedra de alta entrada de aire en la base para el
estructura de arena. Adachi (1988) revisó la
control de la succión y una piedra de filtro convencional en la tapa.
aaicru
nd
ea
tsllia
seza
iR
acl
(b)
aaicru
nd
ea
tsllia
se
za
iR
a
cl
(a)
Creciente
succión
estrés neto
Estrés efectivo
Figura 10.8 (a) Envolturas de falla drenada para diferentes fallas de succión y (b) envolvente de falla drenada con tensión efectiva de
valor único.
Machine Translated by Google
332 Ensayos Triaxiales de Suelos
Estado del arte en el uso de técnicas de congelación para
Se congeló y descongelaron un conjunto de muestras y se
muestreo intacto de suelos granulares. Yoshimi et al. (1978)
informaron de un procedimiento en el que se hacía circular
analizó otro conjunto sin congelarlo. Ambos métodos dieron
como resultado el mismo comportamiento de tensión­
una mezcla de etanol y hielo seco triturado a través de un
deformación, resistencia y cambio de volumen, lo que
tubo de acero de paredes delgadas y se insertaba
demuestra que la congelación de las muestras no tuvo
verticalmente en el suelo. Luego se extrajo del suelo el
efecto sobre el comportamiento resultante.
tubo de acero junto con la columna de arena congelada
Singh y cols. (1982) y Seed et al. (1982) compararon
que lo rodeaba y se obtuvo con éxito una columna de
los resultados del muestreo con tubo de empuje y el
muestra de arena. Llegaron a la conclusión de que con
muestreo en bloque. Descubrieron que las muestras de
este método se pueden obtener muestras de arena intactas
tubos de empuje con una densidad relativa del 60% estaban
de alta calidad. Los estudios han demostrado que el
proceso más importante en la congelación de suelos es la
cambiando sus densidades relativas y, por lo tanto, este
proceso implicaría un movimiento relativo de los granos de
redistribución del agua, que acompaña al proceso de
congelación (Tystovich 1975). La congelación puede crear
En comparación, el muestreo de bloques mediante recorte
condiciones que hagan que el volumen del suelo aumente
previo y muestreo causó un cambio mínimo de densidad
debido a la migración de agua hacia el frente helado con la
en el depósito de arena Monterey #0 colocado a una
formación asociada de lentes de hielo. Yoshimi et al.
densidad relativa del 60%.
(1978) demostraron que la mejor manera de congelar
arenas manteniendo sus condiciones in situ es mediante
características del comportamiento de la arena limpia
arena, es decir, una alteración de la estructura del suelo.
La Tabla 10.1 muestra una comparación de las
congelación unidireccional, sin impedir el drenaje,
después del muestreo en bloques, muestreo en tubos y
manteniendo la presión de confinamiento.
congelación controlada, seguido de pruebas. De esta
comparación se desprende claramente que la congelación
de arena limpia y saturada seguida de la extracción de
muestras, la descongelación y las pruebas produce la
Yoshimi et al. (1978) estudiaron las variables que podrían
menor perturbación. No causa ningún cambio en la
afectar las propiedades del suelo, incluido el tiempo de
densidad, ningún cambio en los efectos de la carga a largo
congelación (hasta 35 min), la sobrecarga durante la
plazo y ningún cambio en los efectos de la carga sísmica.
congelación (0,3­33,6 kPa), la temperatura del refrigerante
El efecto de fijar las partículas de arena y mantener su
(­20 a ­70 °C), la densidad relativa (40­90%), el tipo de
posición también se puede lograr inyectando una solución
suelo y el contenido de finos (0­6%). Ninguno de estos
de polímero de alta densidad soluble en agua en los huecos
procesos físicos afectó el comportamiento de la arena una
vez descongelada y probada.
del suelo. Luego, después de extraer el núcleo de la
También se prepararon muestras triaxiales y una
presión de confinamiento.
muestra, se la lleva a la celda triaxial, rodeada por una
Tabla 10.1 Comparación de las características del comportamiento de la arena limpia después del muestreo en bloques, muestreo en tubos y congelación
controlada, seguido de pruebas. Reproducido de Seed et al. 1982 con permiso de ASCE
Factor
Muestreo en bloque
Muestreo de tubos
Congelación controlada
Densidad
Ligera aflojamiento (la resistencia se
Alguna densificación (resistencia
Ningún cambio
redujo aproximadamente un 5%)
Carga a largo plazo
Alguna pérdida de fuerza
(estimada = 5%)
aumentada = 15%)
Alguna pérdida de fuerza
Probablemente no haya cambios
(estimada = 25%)
Estructura y tejido
Pequeño cambio
Pequeño cambio
Ningún cambio
Historia sísmica
Ligera pérdida de fuerza
Ligera pérdida de fuerza
Ningún cambio
(alrededor del 5%)
(alrededor del 5%)
Alguna pérdida de fuerza
Alguna pérdida de fuerza
(alrededor del 15%)
(alrededor del 15%)
Efecto neto
Probablemente no haya cambios
Machine Translated by Google
Pruebas especiales y consideraciones de prueba 333
y la solución de polímero de alta densidad se disuelve para
deformación impuesta por la expansión de la celda de carga
producir una muestra cilíndrica intacta en la celda triaxial.
durante la carga decreciente, se realizaron tres experimentos
en arena densa de Virginia Beach a una presión de
confinamiento de 8000 kPa en los que las muestras se cargaron
inicialmente con las mismas tres velocidades de deformación
10.6 Pruebas de efectos del tiempo
utilizadas en los experimentos presentados anteriormente, es
decir, 0,00260 , 0,0416 y 0,666%/min, es decir, un cambio de
Los efectos del tiempo se pueden dividir en dos categorías:
256 veces en la tasa de deformación de la carga axial (Lade y
efectos viscosos; y efectos del envejecimiento. Si bien los
Karimpour 2015).
efectos viscosos pueden provocar el envejecimiento, el
La deformación axial de la muestra en estas pruebas de
envejecimiento también puede ser causado por efectos
verificación de sensibilidad fue monitoreada continuamente
temporales positivos [proceso de digénesis (cementación)] y
por un comparador digital. La lectura del comparador se
negativos (meteorización), así como por cambios físicos y
mantuvo constante con mucha precisión mediante pequeños
químicos.
ajustes en el desplazamiento de la máquina de carga de control
de deformación. Los resultados de estos tres experimentos se
10.6.1 Pruebas de fluencia
comparan en la figura 10.9 con los resultados de los
experimentos de relajación de tensiones en los que no se hizo
En los ensayos de fluencia en los que las partes iniciales de
ningún ajuste especial para la expansión de la celda de carga.
las pruebas se realizan bajo control de deformación, se debe
Desde la tasa de corte más baja hasta la más alta, los puntos
tener mucho cuidado al cambiar del control de deformación al
control de carga, bajo el cual la fluencia se determina bajo
de tensión­deformación correspondientes al inicio de la
tensión vertical constante. Dependiendo de la configuración, la
carga vertical en el cilindro de control de carga debe coincidir
2,86%), (11240 kPa, 2,81%), y (11880 kPa, 2,75%),
respectivamente. El aporte total de energía hasta estos puntos
con la carga vertical alcanzada bajo control de deformación
antes de que se produzca la conmutación.
ampliado de la figura 10.10, las líneas ligeramente inclinadas
relajación de la tensión fueron [(σ1 −σ3 ), ε1 ] = (10600 kPa,
fue igual a 390 kN∙m/m3 en cada prueba. En el diagrama
indican relajación de tensiones sin corrección, mientras que las
líneas verticales incluyen corrección experimental, de modo
10.6.2 Pruebas de relajación del estrés
que los resultados corresponden a una verdadera relajación
de tensiones con deformación cero. Comparando pares
Existe una dificultad experimental fundamental al realizar
individuales de pruebas de aquellas inicialmente cargadas con
pruebas de relajación de estrés. Si bien el desplazamiento axial
las velocidades de deformación más bajas y más altas, la
de la máquina de carga se detiene por completo ante una
tensión desviadora determinada (y la configuración triaxial es
diferencia en la cantidad de relajación del estrés en 1 día es
(1800 – 1530) = 270 kPa, (2470 – 2340) = 130 kPa y (3370 –
rígida para evitar una compresión significativa de las interfaces,
2970) = 400 kPa. Estos errores muestran que los verdaderos
etc.), es necesario medir la caída de la carga axial sobre la
valores de relajación del estrés se subestiman entre un 5% y
un 15% cuando no se realizan ajustes. La rigidez de la celda
muestra.
Esto requiere una celda de carga en serie con la muestra
triaxial dentro del marco de carga que mantiene la deformación
en toda la configuración en cero. Para registrar una disminución
en la carga debido a la relajación de la tensión, la celda de
de carga empleada en estos experimentos se relaciona con
las pendientes de las curvas de relajación ligeramente inclinadas
y es de aproximadamente 36,103 kN/m. Es posible que una
celda de carga aún más rígida hubiera reducido los errores en
carga debe expandirse y esta expansión es contrarrestada por
las cantidades de relajación de tensiones medidas, evitando
la muestra, es decir, la muestra se comprime en la dirección
así el ajuste continuo en el desplazamiento de la máquina de
carga de control de deformación.
axial. En consecuencia, la carga aplicada a la muestra y medida
en la celda de carga es demasiado alta para corresponder a la
verdadera relajación de la tensión con deformación axial cero.
Investigar la sensibilidad de la relajación de tensión medida
a las pequeñas cantidades de tensión axial.
En las pruebas de relajación de tensiones, la carga axial se
mide mientras se mantiene la deformación axial.
Machine Translated by Google
334 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
12500
Tasa de deformación = 0,00260 %/min­sin corrección
2
1
11500
Tasa de deformación = 0,0416 %/min­sin corrección
3
4
Tasa de deformación = 0,666 %/min­sin corrección
5
Tasa de deformación = 0,0416 %/min­con corrección
,rodza
re)ivausP
fd
sekE
σ
d(
10500
Tasa de deformación = 0,00260 %/min­con corrección
6
Tasa de deformación = 0,666 %/min­con corrección
9500
11
8
9
8500
1: 2,72%, 11.650 kPa 2:
7: 2,72%, 8.290 kPa 8:
2,76%, 11.880 kPa 3:
2,78%, 9.010 kPa 9:
2,78%, 11.550 kPa 4:
2,81%, 11.240 kPa 5:
10 12
2,85%, 8.920 kPa 10:
2,87%, 8.900 kPa 11:
2,86%, 10.600 kPa 6:
2,90%, 9.070 kPa 12:
2,90%, 10.450 kPa
2,90%, 8.650 kPa
3.0
3.3
7
7500
2,5
2.8
3.5
Deformación axial, ε1 (%)
(b)
Tiempo (minutos)
0.01
0
0,10
1.00
10.00
100.00
1000.00 10000.00
–1000
–2000
σ′ 3= 8000 kPa
n,róoidcasijévadrslltσ
eesR
Δ
e
d
Velocidad de deformación
σ′3 = 8000
= 0,00260
kPa %/min, sin corrección
–3000
Tasa de deformación = 0,0416 %/min­sin corrección
Tasa de deformación = 0,666 %/min­sin corrección
–4000
Tasa de deformación = 0,00260 %/min­con corrección
Tasa de deformación = 0,0416 %/min­con corrección
Tasa de deformación = 0,666 %/min­con corrección
–5000
Figura 10.9 (a) Resultados de los tres experimentos de relajación de tensiones con y sin ajuste especial para la expansión de
la celda de carga y (b) relaciones de tensión del desviador con el tiempo para condiciones con y sin corrección.
Reproducido de Lade y Karimpour 2015 con autorización de Canadian Science Publishing.
Machine Translated by Google
Pruebas especiales y consideraciones de prueba 335
Cepa local
se puede derivar para la conductividad hidráulica del
suelo:
mediciones
Gmáx
Juerga
Triaxial convencional
elementos
k
aparato
suelo
=
hk
olu
,edtó
reoM
G
dc
H t+2 1
metro
−
k
(10.6)
metro
k
F
El campo se tensa alrededor
estructuras
donde H es la altura de la muestra de suelo, 2t
es el espesor combinado de los dos filtros
0,0001 0,001 0,01
0.1
1
10
Deformación por corte (%)
Figura 10.10 Diagrama que indica la precisión de diferentes
métodos de medición: se requieren elementos
dobladores para una determinación precisa de los módulos
de corte.
piedras, km es la permeabilidad medida y kf es la
permeabilidad de las piedras filtrantes. Esto se
puede determinar por separado simplemente
midiendo las dos piedras filtrantes en la configuración
sin ninguna muestra entre ellas.
10.8 Pruebas de elementos dobladores
en cero. Además, la condición de drenaje puede
mantenerse en drenaje cero, es decir, pueden
imponerse condiciones sin drenaje. En los
experimentos en la densa arena de Virginia Beach,
el cambio de volumen medido siguió la curva de
cambio de volumen drenado, por lo que no se notó
ningún efecto especial cuando los experimentos se
realizaron como pruebas sin drenaje (Lade y
Karimpour 2015).
10.7 Determinación de la conductividad
hidráulica.
Pruebas de elementos dobladores para determinar la onda de corte.
(Vs ) y las velocidades de las ondas de compresión (Vp ) en
el suelo pueden ser parte de la configuración de prueba triaxial.
Estas velocidades se determinan a partir de
respuestas de deformación muy pequeñas medidas
por elementos dobladores. La Figura 10.10 muestra
comparaciones de métodos de medición y para qué
fines se requieren. Los elementos dobladores están
incrustados en la tapa y la base, como se muestra
en la figura 10.11, o a través de la membrana, como
se indica en la figura 10.12, de modo que se puedan
determinar las velocidades de onda tanto verticales
como horizontales. Estas velocidades pueden usarse
para determinar el grado en que las muestras están
intactas en comparación con velocidades similares
Es posible realizar pruebas para determinar la
medidas en el campo, y pueden usarse como un
conductividad hidráulica (o permeabilidad) en la
indicador del grado de saturación en comparación
configuración triaxial en la que dos piedras filtrantes
forman los extremos de la configuración de la muestra.
con Vp = 1450 m/s para agua en una muestra
completamente saturada.
Estas piedras filtrantes y los tubos (a menos que se
Las ondas de compresión son longitudinales, es
utilicen tubos de ¼ de pulgada y accesorios de ¼ de
decir, las partículas del suelo se mueven en la misma
pulgada) pueden proporcionar cierta resistencia
dirección que la propagación de las ondas. Las ondas
adicional a la percolación del suelo y, por lo tanto, se
de corte son transversales, es decir, las partículas se
requieren correcciones en los valores medidos de
mueven perpendicularmente a la propagación. La
conductividad hidráulica. Para tales pruebas, se prefiere
velocidad de una onda P (onda de presión) está
una prueba de caída de carga, porque la respuesta
por los módulos de masa y de corte, y las
temporal da una indicación de la pérdida de carga no lineal encontrolada
los accesorios.
ondas P se transmiten a través del agua de los poros
Considerando la probeta triaxial como un
sándwich con una piedra filtrante en cada extremo,
y la saturación de la muestra tiene un efecto importante
en la velocidad de la onda P medida. La velocidad de
es decir un sistema de tres capas con flujo
la onda
de corte está controlada por el módulo de corte del suelo.
perpendicular a las capas estratificadas, se tiene la siguiente
expresión
Machine Translated by Google
336 Ensayos Triaxiales de Suelos
Svh(T)
Celda de carga interna
Juerga
elemento
Interno
LVDT axiales
LVDT axiales
Shh(R)
calibrar
Shv(T)
Radial
calibrar
muestra de suelo
Shv(R)
LVDT radiales
Juerga
elemento
Vista en alzado
Shh (T)
Sección transversal
Figura 10.11 Ubicación de elementos dobladores en placas
terminales de una muestra triaxial. LVDT, transformador
diferencial lineal variable. Reproducido de Finno y Kim 2012
con autorización de ASCE.
Svh(R)
y no se ve afectado por la saturación de la muestra,
porque el agua no puede transferir esfuerzos cortantes.
La velocidad de la onda de compresión es mayor que la
velocidad de la onda de corte.
Figura 10.12 Ubicación de los elementos dobladores en
los extremos y en los lados opuestos de la muestra triaxial
para mediciones de ondas de corte en las direcciones vertical
10.8.1 Fabricación de elementos dobladores.
y horizontal. Reproducido de Jardine 2014 con autorización
de Geotechnique.
Un elemento doblador es un transductor piezoeléctrico
que convierte energía eléctrica en energía mecánica o
energía mecánica en energía eléctrica.
Estos elementos se componen de dos electrodos
exteriores conductores, es decir, dos placas de cerámica,
y una cuña metálica conductora en el centro, como se
muestra en la figura 10.13. Los elementos dobladores
pueden variar en tamaño, pero normalmente miden 10
por 16 por 0,5 mm. Se fabrican a partir de tiras bimorfas
piezoeléctricas de 0,5 mm de espesor que se cortan en
segmentos de 16 mm utilizando un cortador de bordes
de diamante. Las placas cerámicas están polarizadas de
modo que el dipolo se deforma con una placa alargándose
y la otra acortándose, o por el contrario, cuando se aplica
una deformación mecánica de la cerámica, el transductor
genera un voltaje. Este
La cuchilla se activa mediante corrientes alternas (CA),
que hacen que la cuchilla se mueva hacia adelante y
hacia atrás a la frecuencia de la CA. Las conexiones
eléctricas al elemento se realizan con cable coaxial de
1,8 mm de diámetro. Luego, estos dos componentes se
encapsulan en resina para proporcionar impermeabilización
y protección a la cerámica y al circuito. Este componente
está protegido además por un molde para macetas
dividido de aluminio de aproximadamente 40 por 30 por
20 mm. Este molde se mete al horno a 105°C durante 24
h y al retirarlo del molde se coloca en una copa de latón
ajustada a las dimensiones.
La longitud del saliente es aproximadamente la mitad de
la longitud del elemento para garantizar suficiente
Machine Translated by Google
Pruebas especiales y consideraciones de prueba 337
(a)
Electrodo exterior
material piezoeléctrico
cuña metálica
Electrodo exterior
material piezoeléctrico
(b)
Dirección de
polarización
V
(C)
Dirección de
polarización
V
Figura 10.13 Elementos dobladores: (a) representación
esquemática de un elemento doblador; (b) tipo de serie; y (c)
tipo paralelo. Reproducido de Lee y Santamarina 2005 con
autorización de ASCE.
acoplamiento con la muestra de suelo. Al propio
elemento doblador se le aplica una capa de
poliuretano y posteriormente una pintura conductora.
Esta pintura conductora crea un escudo eléctrico que
está conectado a tierra para evitar el acoplamiento
electromagnético y la interferencia entre la fuente y
donde ρ es la densidad del suelo. Gmax es un parámetro
clave en el análisis dinámico de deformaciones pequeñas
que proporciona información significativa sobre las
propiedades del suelo y los factores que controlan el
comportamiento del suelo. Su ubicación se muestra en
ordenadas en la Fig. 10.10.
Tenga en cuenta que las velocidades de onda en
medios discretos (p. ej., redes, medios granulares)
dependen de la longitud de onda, donde las longitudes de
onda más pequeñas pueden no propagarse en absoluto.
Esto provoca dispersión de ondas y pérdida de definición
en las mejores condiciones.
Mientras Shirley y Hampton (1978) introdujeron el
método del elemento doblador en la práctica de
pruebas de suelos utilizando transductores
piezoeléctricos, Dyvik y Madshus (1985) entraron en
detalles sobre la instalación y el uso de los elementos
dobladores piezoeléctricos en equipos de prueba
como triaxiales, de corte simple. y aparato de prueba
de odómetro. La prueba del elemento doblador
también se ha aplicado en aparatos triaxiales cíclicos,
celdas de trayectoria de tensión, experimentos de
columnas resonantes, centrífugas, cámaras de
calibración y equipos triaxiales verdaderos.
El generador de señal está conectado tanto al
elemento doblador de fuente como a un osciloscopio
digital para generar el voltaje y darle al osciloscopio
el tiempo cero de la onda fuente.
El elemento receptor está conectado con un
acondicionador de señal que lee la llegada de ondas
el receptor (Cha y Cho 2007). Luego, este componente
se coloca en una unidad de vivienda y se fija con epoxi. y también con un amplificador de señal para mejorar
el rendimiento. Esto también está conectado con el
Luego, estos elementos se colocan en la tapa y la
base antes de la preparación de la muestra. Uno
osciloscopio que generará los datos de todas las
proporciona la señal y el otro mide la señal. Estos
ondas a través de la muestra de suelo que generan
elementos, cuando se combinan con una muestra de
un voltaje en el elemento receptor.
suelo, operan en el mismo rango de frecuencia y
Normalmente, la muestra de suelo tiene 7 cm de
están relativamente sintonizados entre sí.
diámetro y 14 cm de altura (p. ej., CamachoTauto et
El tiempo que tarda esta señal no destructiva en
al. 2012). El transmisor está ubicado en la base y el
pasar de un elemento a otro se divide por la distancia
receptor en la tapa. Un amplificador de corriente
entre los dos elementos para determinar la velocidad
estabiliza la señal de entrada generada por el
de la onda de corte , Vs.
generador de funciones y la envía al transmisor. La
señal de salida recibida se amplifica y tanto la señal
de entrada como la de salida se registran mediante
10.8.2 Módulo de corte
un osciloscopio digital.
El módulo de corte máximo inicial de una muestra de
La polaridad se verifica utilizando un único pulso
sinusoidal
a través de elementos dobladores en
suelo, Gmax, se calcula a partir de:
contacto
directo
entre sí. Se confirma la polaridad
2
=
ρ Vs
(10.7)
Gmáx
positiva o se ajusta el cableado para adquirir
Machine Translated by Google
338 Ensayos Triaxiales de Suelos
polaridad positiva. Para medir el retardo del equipo, se
colocan varillas de aluminio de diferentes alturas entre
los dos elementos dobladores. Para cada longitud de
varilla, la distancia recorrida se traza en función del
tiempo de llegada de la onda cortante.
Mediante interpolación, se forma una línea en este
gráfico y se determina que la intersección de esta línea
en el eje x es el retraso de tiempo que se incorporará
en el cálculo del módulo de corte. El retardo determinado
utilizando varillas de aluminio se puede verificar con
muestras de arena completamente seca a diferentes
presiones de confinamiento efectivas, y los
experimentos muestran que tales comparaciones
confirman los resultados de las varillas de aluminio
(CamachoTauto et al. 2012).
Para evitar interferencias cuando se utilizan dos
elementos dobladores de tipo paralelo, deben estar
blindados y conectados a tierra, y la primera llegada de
señal será la llegada de la onda S (onda de corte). Por
lo tanto, se recomienda proteger y poner a tierra los
elementos dobladores, o utilizar dos elementos
dobladores paralelos como elemento de salida y
elemento receptor.
10.8.3 Interpretación de señales
Para interpretar las señales, el método temporal para
determinar la llegada de la onda de corte incluye
selección visual, primer pico a pico principal, correlación
cruzada y espectro cruzado. La confiabilidad de los
resultados depende en gran medida del empleo del
mismo método para un estudio determinado, junto con
el criterio del usuario sobre la interpretación de los
resultados para determinar la velocidad de la onda de
corte y el módulo de corte de pequeña deformación resultante.
10.8.4 Primera hora de llegada
La Figura 10.14 muestra la determinación del primer
tiempo de llegada utilizando una sola onda sinusoidal
como función de entrada, mientras que la Figura 10.15
indica la variación en los tiempos de llegada con la
tensión normal en la probeta durante la carga y descarga
en un ensayo de consolidación sobre arcilla caolinita.
selección visual
El tiempo de llegada de la onda de corte ocurre en el
pico de la primera desviación importante de la señal
recibida. Dependiendo de la polaridad, la primera gran
20
adart)nVE(
10
0
–10
–20
Tiempo de viaje
0,5
d
a
ad)VilamS(
0
b
C
–0,5
–1
0
1
2
Tiempo (ms)
Figura 10.14 Determinación del primer tiempo de llegada utilizando una onda sinusoidal de ciclo único en la función de entrada. El
punto c se toma como la hora de la primera llegada. Reproducido de Kang et al. 2014 con autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
Pruebas especiales y consideraciones de prueba 339
dividiendo la distancia recorrida por el tiempo entre el
pico de la señal transmitida y el primer pico importante
de la señal recibida.
La distorsión en la señal es típica cuando se varía la
longitud de la muestra debido a la naturaleza absorbente
de energía del suelo, lo que se conoce como
amortiguación. Muchos picos localizados con ligeras
diferencias en amplitud dificultan la definición del primer pico importan
La ventaja de este método de tiempo sobre el método de
selección visual es que se minimizan la distorsión de la
señal y los efectos del campo cercano, pero la precisión
en la determinación del tiempo de llegada de la onda de
corte depende de la calidad de la señal.
Un fenómeno conocido como dispersión, que es una
diferencia significativa de frecuencia entre la señal
transmitida y la señal recibida, conduciría a una menor
confianza en la precisión de la lectura, pero se observa
que esto podría deberse a las propiedades amortiguadoras
del suelo. o el acoplamiento entre los transductores y el
suelo.
16 kPa
48 kPa
96kPa
192 kPa
416 kPa
800 kPa
416 kPa
192kPa
96kPa
48 kPa
16kPa
8kPa
correlación cruzada
0
2
4
Tiempo (ms)
Figura 10.15 Señales típicas de ondas de corte recibidas bajo
diferentes tensiones normales aplicadas en una
prueba de consolidación en arcilla caolinita. Reproducido
de Kang et al. 2014 con autorización de ASTM
International.
La amplitud podría ser positiva o negativa, cualquiera de
las cuales se consideraría la llegada de la onda de corte.
Cambiar la polaridad invertiría toda la forma de onda, lo
que provocaría que una señal negativa se volviera
positiva y viceversa. Una desventaja importante de este
método es la interpretación cuando no se puede localizar
un punto de desviación definido y definido. La falta de
un pico distinguible se debe a menudo a la naturaleza
ambigua de los efectos de campo cercano u otras
interferencias como el ruido de fondo.
Primer gran pico a pico
En el primer método importante de pico a pico para
determinar la velocidad de la onda de corte, el tiempo de
llegada se basa en el supuesto de que la onda transmitida
y la onda recibida se parecen mucho entre sí. La
velocidad de la onda de corte se obtiene
El método de correlación cruzada mide el nivel de
correspondencia o interrelación entre la señal transmitida
y la señal recibida, y se examina en el dominio de la
frecuencia calculando la velocidad de la onda de corte
mediante un cambio de fase. Al convertir la señal del
dominio del tiempo al dominio de la frecuencia, la
descomposición produce un grupo de ondas armónicas
con amplitud y frecuencia conocidas. La transformada
rápida de Fourier coloca la señal recibida en un espectro
lineal que proporciona la magnitud y el cambio de fase
del componente armónico en la señal. De manera similar,
la señal transmitida se transforma y se examina el
espectro de potencia cruzada de las dos señales y se
establece un coeficiente de correlación cruzada trazando
las dos señales transformadas frente a la función de
correlación cruzada.
El coeficiente máximo de correlación cruzada entre los
dos valores sería el tiempo de viaje de la onda cortante.
Aunque este es un método más consistente, surgen
problemas cuando la señal transmitida no tiene una
frecuencia similar a la señal recibida. Algunos otros
inconvenientes de este método incluyen “la naturaleza
compleja de la señal recibida, incompatible
Machine Translated by Google
340 Ensayos Triaxiales de Suelos
manipulación de frecuencia de fase, características de
propagación de ondas no planas y efectos de campo
cercano” (Chan 2010).
pero con amplitud disminuida. Por esta razón se
recomendó que no se utilizaran frecuencias superiores
a la frecuencia resonante del elemento doblador.
Espectro cruzado
El método del espectro cruzado es, en esencia, una
extensión del método de correlación cruzada.
10.8.6 Análisis de la trayectoria del rayo
Con diferentes geometrías tanto de la muestra como
En este método, la manipulación realizada en el
del elemento doblador, la señal recibida será
método de correlación cruzada se implementa con una
completamente diferente, por lo que es necesario
manipulación adicional de las señales para producir el
analizar el análisis de la trayectoria del rayo para
espectro de potencia cruzada absoluto. Se utiliza un
interpretar adecuadamente la señal de salida. Cuando
algoritmo en el ángulo de fase del espectro de potencia
ondas como las generadas por elementos dobladores
cruzada y los resultados se muestran en un gráfico del
viajan a través de un espacio confinado, como una
diagrama de fase del espectro de potencia cruzada absoluta.
muestra triaxial, la señal que indica la llegada de la
Se ajusta una gráfica lineal a los puntos de datos
onda S puede verse afectada debido a lo que se
compilados en un rango de frecuencias y la pendiente
conoce como directividad. En la mecánica ondulatoria,
de la línea que mejor se ajusta proporciona el tiempo
los dos tipos principales de ondas de cuerpo elástico
de viaje del grupo. En este método, la no linealidad
son las ondas P y las ondas S. Las ondas P oscilan en
en la gráfica se consideraría dispersión. Este método
la dirección de propagación mientras que las ondas S
muestra una distribución normal de los resultados de
oscilan perpendicularmente a la dirección de
todas las pruebas y, por lo tanto, podría considerarse
propagación. Las ondas P viajan mucho más rápido
confiable.
que las ondas S, se reflejan en las paredes de la
muestra y generan una respuesta del elemento receptor
10.8.5 Tamaño y geometría de la muestra
antes de la respuesta de la onda S. Una solución es
Como se mencionó anteriormente, las pruebas de
manipular la onda P para que llegue significativamente
antes que la onda S. Otro tema de directividad discutido
elementos dobladores generalmente se realizan en
es la directividad en el plano. El elemento receptor
muestras con un diámetro de 7 cm y una altura de 14
podría
estar dispuesto perpendicularmente a la señal
cm. La relación de longitud de onda, que se define
como la distancia de punta a punta de los elementos
o el elemento receptor podría estar paralelo al receptor.
Se propone que la amplitud a 0° en la orientación
fuente y receptor dividida por la longitud de onda de la
transversal
o perpendicular sea aproximadamente el
onda de corte, es un parámetro que limita el desarrollo
75%
de
la
medida
en la configuración paralela. La
y la propagación de la onda de corte. Si la muestra de
señal
recibida
normalmente
constará de múltiples
suelo es demasiado corta y la distancia entre los dos
picos,
cada
uno
de
los
cuales
corresponde a una onda
elementos dobladores es relativamente pequeña, la
diferente
que
ha
recorrido
su
camino
específico a
salida resultante sería una señal precursora que es
través
de
la
muestra
(Marjanovic
y
Germaine
2013).
una lectura anterior a la llegada de la onda S. Esto se
conoce como efecto de campo cercano.
La longitud óptima del elemento doblador depende
del voltaje utilizado, el nivel de tensión máximo y el
Para eliminar este fenómeno, se propone que la
material que se está probando.
relación de longitudes de onda no sea inferior a dos.
Un parámetro vinculado a la relación de longitud de
onda es la frecuencia de entrada. Se determinó a
través de resultados experimentales que la amplitud
más alta del elemento receptor correspondía a una
10.8.7 Elementos montados en superficie
frecuencia de entrada igual a la frecuencia resonante
Los elementos dobladores se pueden montar en la
del elemento doblador y cualquier frecuencia de
superficie de la muestra de suelo con ejes paralelos
entrada mayor daría como resultado una respuesta
entre sí. Con esta configuración de ejes paralelos,
que coincidiera con la frecuencia resonante del elemento doblador.
Machine Translated by Google
Pruebas especiales y consideraciones de prueba 341
Se ha determinado que la amplitud de la señal de
salida sería aproximadamente el 50% de la amplitud
de la señal de punta a punta convencional.
configuración de la punta. Con los elementos
dobladores montados en la superficie del suelo, las
resultados con relaciones empíricas que han sido
previamente establecidas. También son motivo de
preocupación las limitaciones de los elementos
dobladores en cuanto al tamaño y la forma de los
granos, los rangos de densidades, el estado de tensión
ondas de corte se propagan horizontalmente y las
partículas del suelo también vibran en dirección
horizontal. La cuestión principal es la determinación de
y las influencias de estos factores. Para examinar
estas diferencias se han utilizado tres tipos diferentes
de arena, una angular media, una angular gruesa y
una redonda media, así como perlas de vidrio (Nazarian
y Baig 1995). Los resultados se compararon con las
relaciones empíricas propuestas por Iwasaki y
Tatsuoka (1977) y Hardin (1978). Se demostró que
variar el tamaño y la angularidad del grano, así como
la densidad de la muestra, determinarían qué tan bien
coincidían los resultados de la prueba con cada
relación empírica.
la distancia que recorre la onda cortante. En
configuraciones convencionales, la distancia es
simplemente la distancia de punta a punta, pero con
elementos dobladores montados en superficie la
distancia podría ser la distancia de centro a centro o la
distancia de borde a borde. Los resultados de un
estudio (Zhou et al. 2008) muestran que si bien se
varía la frecuencia y se mantiene constante la distancia
recorrida, la respuesta es bastante similar a la del
método convencional. Aunque la amplitud de la
respuesta en elementos dobladores montados en
10.8.9 Efectos de la anisotropía cruzada
superficie es más débil que la de la prueba
La propagación de ondas de corte también se puede
explorar en la dirección horizontal de la muestra
convencional, la versatilidad del método anterior para
estudiar más a fondo los atributos de la muestra de
vertical montando elementos dobladores uno frente al
suelo, como las características de amortiguación, hace que otro,
este como
método
de interés
sesea
muestra
en la para
figurafuturos
10.12.estudios.
Luego, el.
módulo de corte horizontal se calcula a partir de una
fórmula similar a la del módulo de corte vertical:
10.8.8 Efectos del material de muestra
Los primeros estudios se realizaron en arenas y arcillas
de grano fino. Para generalizar el uso de elementos
dobladores, estudios recientes han investigado la
viabilidad de medir el módulo de corte de materiales
gruesos comparando los resultados de la prueba con
los de columnas resonantes (por ejemplo, Anderson y
Stokoe 1978), así como comparando el
gh
=
m, hacha
ρ
Vh ,s
2
(10.8)
donde ρ es la densidad del suelo y Vh,s es la velocidad
de la onda de corte en la dirección horizontal. La
relación entre los valores vertical y horizontal de los
módulos de corte indicará la pequeña anisotropía de
deformación de la tela de la muestra.
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
11
Pruebas con tres desiguales
Estreses principales
11.1 Introducción
Las condiciones en tal terraplén pueden simularse en
deformación plana y en equipo de corte simple.
Para poner los resultados de las pruebas de compresión
La figura 11.2 ilustra algunas de las condiciones de
triaxial en perspectiva, es necesario (1) darse cuenta de
hasta qué punto las condiciones de tensión en estas pruebas
coinciden con las condiciones de tensión en el campo y (2)
tensión bajo una zapata cuadrada cargada centralmente.
Sólo a lo largo del eje debajo de la zapata las condiciones
comprender cómo se obtienen los resultados de las
de tensión pueden ser simétricas como en un ensayo de
pruebas de compresión triaxial. Las pruebas se comparan
compresión triaxial. Fuera de este eje, el estado de tensión
con los resultados de otros tipos de pruebas de corte de
de cada elemento es diferente y todos son estados de
laboratorio en las que se aplican tres esfuerzos principales
tensión generales en 3D, como se indica en la Fig. 11.2.
diferentes al elemento del suelo en condiciones de (a) sin
Por lo tanto, hay tres esfuerzos principales diferentes que
rotación del esfuerzo principal y (b) direcciones de esfuerzo
actúan sobre cada elemento del suelo, y estos esfuerzos
principales giratorias. Si bien se revisarán brevemente los
resultados de dichas pruebas tridimensionales (3D), se hará
principales giran a medida que se carga la zapata.
Sólo unos pocos tipos de equipos de laboratorio están
hincapié en los principios operativos del equipo y los
procedimientos especiales requeridos en dicho equipo
disponibles para aplicar condiciones de tensión 3D a una
diferentes a los empleados en las pruebas de compresión
muestra de suelo. Los estados de estrés que se pueden
triaxial.
Las condiciones de campo casi siempre implican
condiciones de tensión 3D, y sólo en raras ocasiones se
encuentran condiciones de tensión axisimétricas in situ.
generar en este equipo son relativamente limitados. Sin
embargo, es posible hacerse una idea de los efectos de
diversas condiciones de tensión tridimensionales en el
comportamiento de los suelos a través de los resultados de
las pruebas realizadas con dichos equipos.
Los ensayos 3D se dividen en dos grupos: uno en el que
Por ejemplo, las condiciones de tensión y deformación en
muchas estructuras geotécnicas se pueden simular con
buena precisión mediante condiciones de deformación
sólo se aplican tensiones principales; y otro en el que se
aplican tensiones normales y cortantes en los límites de la
plana. La Figura 11.1 muestra un terraplén en el que todas
muestra. En el último grupo de pruebas, las tensiones
las partículas del suelo se mueven en planos paralelos
principales generalmente giran durante el corte.
durante el corte y la falla. Estrés y tensión
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
344 Ensayos Triaxiales de Suelos
σ1
Compresión
σ1
σ1
Extensión
σ1
corte simple
σ1
Figura 11.1 Terraplén con todas las partículas del suelo
moviéndose en planos paralelos durante el corte y la falla,
que se puede reproducir en una prueba de deformación plana
y en una prueba de corte simple.
σ1
11.2 Ensayos con direcciones de tensión
principales constantes
CL
Básicamente hay dos tipos de ensayos disponibles en el grupo
Figura 11.2 Ilustración esquemática de las condiciones
de tensión bajo una zapata cuadrada cargada centralmente.
en el que se aplican tres tensiones principales diferentes sin
rotación de tensiones: ensayos de deformación plana; y pruebas
triaxiales verdaderas. Ambas pruebas se utilizan como
herramientas en estudios de investigación sobre el
σ1
comportamiento tridimensional de los suelos.
11.2.1 Equipo de deformación plana
tirantes
En la prueba de deformación plana, la deformación principal
σ3
intermedia se mantiene en cero:
ε
2
=0
(11.1)
σ2
Esto generalmente se logra montando dos placas rígidas en
ε2= 0
lados opuestos de una muestra prismática y conectándolas
rígidamente entre sí. La figura 11.3 muestra el principio del
aparato de deformación plana. Para evitar el desarrollo de
esfuerzos cortantes significativos, las placas rígidas están
provistas de lubricación del mismo modo que se emplea en las
Placas rígidas
Figura 11.3 Principio del aparato de deformación plana.
placas finales de los ensayos triaxiales. Las deformaciones
diferentes de cero ocurren sólo en las direcciones de tensión
0,2–0,4 dependiendo de la densidad del suelo y la presión de
principal mayor y menor, y el valor de la tensión principal
confinamiento.
intermedia, σ2 , es tal que el valor de b = (σ2 − σ3 )/(σ1 − σ3 )
es del orden de
Los resultados de las pruebas de deformación plana se ajustan
al patrón de resultados de pruebas obtenidos de pruebas triaxiales
verdaderas, y estos se revisarán brevemente a continuación.
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 345
11.2.2 Equipo triaxial verdadero
Los estudios de la influencia de la tensión principal
intermedia en el comportamiento de los suelos se
han realizado con la ayuda de diferentes tipos de
verdaderos aparatos triaxiales diseñados y
construidos desde los años 1960. Se pueden
clasificar en algunas categorías según el tipo de
condiciones de contorno y los procedimientos de
carga, como se ilustra en la figura 11.4:
(I) Aparato en el que las seis caras de una muestra
cúbica se cargan mediante bolsas de presión
flexibles o cojines de fluido. Ko y Scott (1967)
realizaron el diseño original. Se han realizado
muchas series de pruebas en diversos estudios
empleando una versión de este aparato. Las pruebas
en este tipo de aparatos a menudo se realizan con
tensión normal media constante y valor constante
de b = (σ2 − σ3 )/(σ1 − σ3 ) propuesto por Habib (1953).
La figura 11.5 muestra la versión original de este
aparato. Cada par de membranas opuestas está
interconectado y puede presurizarse individualmente,
proporcionando así tres tensiones principales
diferentes. Para evitar que las membranas tiendan a
interferir entre sí en los bordes, se utiliza un marco
Generalmente se emplean especímenes cúbicos.
Cualquier otra forma de muestra requiere la
construcción de nuevos aparatos.
(IIa) Aparato en el que la tensión vertical se aplica a
través de una tapa y base rígidas y lubricadas, una
tensión horizontal se aplica mediante la presión de
la celda sobre la membrana que rodea la muestra, y
la otra tensión horizontal es proporcionada por la
presión de la celda y un desviador adicional. tensión
suministrada por dos bolsas de goma presurizadas
ubicadas en lados opuestos de la muestra. Shibata
y Karube (1965) construyeron el primer aparato de
este tipo.
La figura 11.6 muestra la versión original de este
aparato. Las dos bolsas de goma están
interconectadas y proporcionan la tensión desviadora
principal intermedia o mayor. Aplicación de corte
rígido para separar las membranas presurizadas.
Este aparato ofrece la ventaja de una fácil aplicación
de tensiones normales y garantiza que no se
induzcan tensiones cortantes en las caras de la
muestra. No se garantiza la uniformidad de las
deformaciones en cada bolsa de presión,
especialmente cuando las deformaciones adquieren
magnitudes significativas.
Rígido, lubricado
fluido presurizado,
membrana flexible
I
IIa
IIb
III
Figura 11.4 Tipos de condiciones de contorno
empleadas en diferentes aparatos triaxiales verdaderos para
ensayos de suelos. Reproducido de Lade 2006 con
autorización de John Wiley & Sons.
Figura 11.5 Aparato triaxial cúbico con cojín de fluido.
Reproducido de Ko y Scott 1967 con autorización de
Geotechnique.
Machine Translated by Google
346 Ensayos Triaxiales de Suelos
Elevación
Sección a­A
1
14
15
2
2
6
3
10
13
4
5
6
12
3
m1m
2
7
12
A
8
9
A
193 mm
13
10
11
1 Pistón
4 Polea
9
Guía
5 Plato de aluminio
6
10 Rodillo de guía
11
13 Presión de agua de poro
14
7
Cojín de membrana
Contrapeso
2 celda triaxial
Doble membrana
3 Tapa de carga superior
8
piedra porosa
12 Muestra (60 x 35 x 20 mm)
Tensión principal intermedia
15 Tensión principal menor
Figura 11.6 El verdadero aparato triaxial de Shibata y Karube (según Shibata y Karube 1965).
Se evitan tensiones en los cuatro lados verticales y la
tapa y la base lubricadas reducen las tensiones cortantes
en los extremos. La muestra se construye simplemente
como una muestra triaxial convencional con sección
transversal rectangular. La uniformidad de las tensiones
a lo largo de las bolsas de caucho verticales, así como
la contención de las bolsas de caucho y la interferencia
con las placas de carga verticales pueden ser temas de
preocupación. Este tipo de aparato puede modificarse
fácilmente para aceptar cualquier otra forma de muestra
prismática rectangular.
(IIb) Aparato similar al tipo IIa, pero en el que un par de
placas rígidas verticales reemplazan las bolsas de goma
flexibles para aplicar la tensión desviadora horizontal.
Green y Bishop (1969) construyeron la primera versión
de este tipo de aparato (Green 1971). Una versión
ligeramente modificada de este tipo (Lade y Duncan
1973; Lade 1978) empleaba placas laterales rígidas,
verticalmente compresibles, evitando así cualquier
interferencia entre los dos conjuntos de placas de carga
rígidas. Pruebas en los tipos IIa y IIb
Los aparatos se realizan en muestras prismáticas
cúbicas o rectangulares, y se conducen más fácilmente
y con mayor frecuencia con presión de confinamiento
constante (σ3 ).
La figura 11.7 muestra el aparato diseñado y
construido por Lade (1972, 1978). Las placas laterales
rígidas, verticalmente comprimibles, consisten en
láminas alternas de acero inoxidable y madera de balsa
que se comprimen simétricamente alrededor del centro
de los lados verticales, siguiendo esencialmente la
muestra que se comprime. Los extremos lubricados en
las placas de carga verticales y horizontales ayudan a
reducir las tensiones cortantes a lo largo de los lados.
La tensión principal menor es aplicada por la presión de
la celda, mientras que las tensiones principales mayor e
intermedia pueden intercambiarse entre las placas de
carga verticales y horizontales.
La muestra se construye simplemente como una
muestra triaxial convencional con sección transversal
cuadrada. Este tipo de aparato puede modificarse
fácilmente para aceptar cualquier otra forma de muestra
prismática rectangular (Wang y Lade 2001).
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 347
(III) Aparato en el que las seis caras de la muestra
cúbica están cargadas mediante placas rígidas de
acero inoxidable que están unidas entre sí y pueden
deslizarse entre sí para producir tensiones a lo largo
de las tres direcciones perpendiculares. El espécimen
cúbico está encerrado en una membrana y rodeado
por seis placas rígidas interconectadas, una
Marco para comprimir
placas de carga horizontales
Célula de carga
Sistema de carga horizontal
Figura 11.7 Aparato triaxial cúbico de Lade.
Reproducido de Lade y Duncan 1973 con
autorización de ASCE.
(a)
en cada cara. Hambly (1969) describió la idea básica
y Pearce (1970, 1971) construyó el primer aparato
de este tipo. En cuanto al tipo I, las pruebas a menudo
se realizan con tensión normal media constante y
valor constante de b = (σ2 − σ3 )/(σ1 − σ3 ).
La figura 11.8 muestra una versión reciente de
este aparato. Debido al desarrollo de una fricción
excesiva entre las partes deslizantes, las fuerzas
confiables sobre las placas de carga no se pueden
medir desde el exterior de las celdas de carga. En
cambio, las células de carga se montan internamente
en las placas de carga para medir la carga en un
área determinada en cada una de las tres direcciones
perpendiculares. El mejor método de preparación
de muestras de arena para este aparato consiste en
depositar las muestras en un molde, saturarlas con
agua, congelarlas e insertarlas en una membrana
prefabricada con la forma de la muestra cúbica,
seguido de descongelación antes del ensayo. Todas
las placas de carga están lubricadas para evitar la
aplicación de esfuerzos cortantes significativos. Si
bien generalmente se emplean especímenes cúbicos,
cualquier otra forma de espécimen requiere la construcción de nu
El aparato descrito anteriormente representa los
principios de diseño que se han utilizado para
equipos con control independiente de las tres
tensiones principales. Algunos de estos aparatos son
más fáciles de emplear que otros, pero al revisar los
resultados experimentales de los distintos tipos de
equipos, parece que todos producen resultados
similares y razonables cuando se interpretan
correctamente (Lade 2006). Sólo unos pocos
conjuntos de datos presentados en la literatura parecen cuestiona
(b)
Figura 11.8 (a) Diagramas esquemáticos de un aparato triaxial verdadero con (b) celdas de carga en tres placas.
Reproducido de Ibsen y Praastrup 2002 con autorización de ASTM International.
Machine Translated by Google
348 Ensayos Triaxiales de Suelos
11.2.3 Resultados de pruebas triaxiales verdaderas
que la tensión desviadora principal, (σ1 − σ3 ), cae más
Al presentar los resultados de ensayos triaxiales verdaderos, la
cuestión es la influencia de la tensión principal intermedia en el
comportamiento del suelo. La magnitud relativa de la tensión
principal intermedia puede indicarse mediante el ángulo de
Lode (consulte la Sección 2.7.4), pero a menudo se indica
mediante el valor de b:
σ
segundo =
σ
−
σ
−
σ
2
1
rápidamente después del pico cuando el valor de b es grande.
Comportamiento de cambio de volumen
Las deformaciones volumétricas medidas en las pruebas
triaxiales verdaderas también se muestran en las figuras 11.9 y 11.10.
La tasa inicial de contracción aumenta al aumentar el valor b
tanto para arena densa como suelta.
Esta característica es indicativa de un comportamiento elástico
3
(11.2)
3
a bajos niveles de tensión. A medida que aumenta el nivel de
tensión, la dilatación plástica comienza a dominar el cambio de
volumen. La tasa de dilatación, expresada como Δεv /Δε1 ,
El valor de b es cero para compresión triaxial en la que σ2 =
aumenta al aumentar el nivel de tensión desde un valor
σ3 , y es unidad para extensión triaxial en la que σ2 = σ1 . Para
insignificante en niveles de tensión bajos hasta una magnitud
valores intermedios de σ2
tal en niveles de tensión altos que domina completamente la
contracción elástica. Mientras que este comportamiento se
el valor de b está entre cero y la unidad.
observa tanto para arena densa como para arena suelta, la tasa
Comportamiento de la arena
A continuación se ilustra el comportamiento de la arena
bajo condiciones de tensión 3Dt.
de dilatación en el momento de la falla fue mucho mayor para
la arena densa que para la arena suelta.
La tasa de dilatación aumenta al aumentar el valor de b.
Características tensión­deformación de la arena.
Relaciones entre cepas principales.
En las figuras 11.9 y 11.10 se muestran ejemplos de curvas
Las cepas principales intermedias y menores, ε2
tensión­deformación obtenidas de ensayos triaxiales reales en
y ε3 , se representan frente a ε1 en la figura 11.11 para arena
arena Monterey No. 0 densa y suelta. Se puede observar que
tanto densa como suelta. Los diagramas superiores de la Figura
la resistencia aumenta al aumentar el valor de la tensión
11.11 muestran que las deformaciones principales intermedias,
principal intermedia, especialmente de b = 0,0 a 0,2. La fuerza
ε2 , son expansivaspara valores de b más pequeños que los
aumenta aún más hasta que el valor de b alcanza 0,75–0,90 y
luego disminuye ligeramente en b = 1,00.
correspondientes a la condición de deformación plana y
contractivas para valores de b más altos.
Las deformaciones principales menores, ε3 , son expansivas
en todos los casos y disminuyen al aumentar los valores de b,
Los datos de las figuras 11.9 y 11.10 muestran que para un
como se muestra en los diagramas inferiores de la figura 11.11.
valor constante de σ3 , la pendiente inicial de la curva tensión­
Un incremento dado en b tiene un mayor efecto en la relación
deformación aumenta continuamente al aumentar el valor de la
entre las deformaciones principales con valores de b pequeños
tensión principal intermedia, tanto para arena densa como para
arena suelta. Este comportamiento indica que para niveles de
que con valores de b altos.
tensión pequeños, es decir, para niveles de tensión cercanos al
a la falla en la figura 11.11. La principal deformación hasta la
Se dibujan líneas a través de los puntos correspondientes
eje hidrostático, la influencia de σ2 en las curvas tensión­
falla disminuye al aumentar el valor b para arena densa. Para
deformación puede explicarse, al menos cualitativamente,
arena suelta, la deformación principal hasta la falla primero
mediante la ley de Hooke. La deformación hasta la falla es
disminuye al aumentar el valor b y luego permanece
mayor y la resistencia es menor para la compresión triaxial (b =
aproximadamente constante para valores b mayores que
0,0). Para arena suelta, la tensión
aproximadamente 0,6.
El fracaso disminuye inicialmente al aumentar el valor de b y
verdadero, la tensión principal mayor, σ1
En las pruebas de extensión realizadas en el aparato triaxial
permanece aproximadamente constante para valores de b
(= σ2 ), se aplicó en la dirección vertical y la tensión principal
superiores a 0,6. También se puede ver
intermedia, σ2 (= σ1 ), se aplicó
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 349
8
(σ1 = σ3)(kg/cm2)
6
(σ1 = σ3)(kg/cm2)
b = 0,00
V
= 48,5°
V
4
b = 0,15
2
= 56,3°
I (%)
I (%)
0
V(%)
V(%)
1.0
8
(σ1 = σ3)(kg/cm2)
(σ1 = σ3)(kg/cm2)
6
4
V
V
b = 0,50
2
b = 0,75
= 57,8°
= 57,5°
I (%)
I (%)
0
V(%)
V(%)
1.0
8
(σ1 = σ3)(kg/cm2)
(σ1 = σ3)(kg/cm2)
6
V
4
V
b = 0,90
2
b = 1,00
= 57,6°
= 57,1°
I (%)
I (%)
0
V(%)
1.0
0
V(%)
1
2
3
4
0 123 4
Figura 11.9 Características tensión­deformación y cambio de volumen obtenidas en ensayos triaxiales cúbicos en
arena densa Monterey No. 0 (e = 0,57). Todas las pruebas se realizaron con σ3 = 58,8 kN/m2 . Reproducido de Lade y
Duncan 1973 con autorización de ASCE.
aplicado en una de las direcciones horizontales. En
consecuencia, la muestra se cargó simétricamente
alrededor de un eje horizontal, pero dado que la
muestra se depositó en la dirección vertical, no se
esperaría que las deformaciones principales, ε1 y ε2 ,
fueran iguales a menos que la arena fuera isotrópica.
Los diagramas superiores de la figura 11.11 muestran
que los valores de ε1 para fines prácticos son iguales a
los valores de ε2 para pruebas de extensión en ambos
Arena densa y suelta. También se observó que en
algunos de los ensayos de extensión triaxial la falla
ocurrió en dirección horizontal, en otros la falla ocurrió
en dirección vertical y en otros la falla ocurrió en ambas
direcciones simultáneamente. Las fuerzas medidas en
estas pruebas fueron aproximadamente las mismas.
Ambas observaciones indican que las muestras de
arena eran esencialmente isotrópicas.
Machine Translated by Google
350 Ensayos Triaxiales de Suelos
4
(σ1 – σ3)(kg/cm2)
(σ1 – σ3)(kg/cm2)
3
= 41,8°
b = 0,00
= 38,6°
2
= 41,2°
b = 0,20
1
V
V
1
I (%)
I (%)
0
V(%)
V(%)
2
4
(σ1 – σ3)(kg/cm2)
(σ1 – σ3)(kg/cm2)
= 45,0°
3
= 44,8°
2
b = 0,60
1
V
b = 0,75
= 43,5°
V
I (%)
I (%)
0
1
V(%)
V(%)
2
4
(σ1 – σ3)(kg/cm2)
(σ1 – σ3)(kg/cm2)
3
= 45,9°
= 45,3°
2
b = 0,90
b = 1,00
= 46,2°
1
V
V
I (%)
I (%)
0
1
V(%)
V(%)
2
0123456789 0123456789
Figura 11.10 Características tensión­deformación y cambio de volumen obtenidas en ensayos triaxiales cúbicos en arena
suelta Monterey No. 0 (e = 0,78). Todas las pruebas se realizaron con σ3 = 58,8 kN/m2 . (•) Una lámina lubricante en cada una
de las cuatro interfaces; (□) una lámina lubricante en la parte inferior, dos en cada una de las otras tres interfaces. Reproducido
de Lade y Duncan 1973 con autorización de ASCE.
Si bien los resultados analizados anteriormente indicaron
muestras de arena isotrópicas, los experimentos con otras
Características de tensión­deformación y
presión de poro . En
muestras de arena muestran claramente un comportamiento
la figura 11.12 se muestran ejemplos de comportamiento de
anisotrópico cruzado, como se ilustrará en la Sección 11.2.4.
tensión­deformación y presión de poro para arcilla Grundite
Comportamiento de la
arcilla El comportamiento de la arcilla bajo condiciones de tensión
3D se ilustra a continuación.
remodelada y normalmente consolidada en condiciones no
drenadas para especímenes consolidados a 147 kPa (1,50 kg/
cm2 ). Las relaciones obtenidas de los ensayos de compresión
triaxial con
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 351
4
4
b =1.00 (Fallo en
horizontal
3
dirección)
b = 0,90
Arena densa Monterey No. 0
3
2
b = 0,50
0
Deformación plana (b = 0,34)
b = 0,15
–1
b = 0,75
b = 0,60
1
)%
2ε(
1
)%
2ε(
2
b =1,00 (fallo en horizontal
b = 0,90
dirección)
b = 0,75
Deformación plana
(b1 = 0,40)
0
b = 0,20
–1
Línea “de
–2
–2
tensión al fracaso”
Línea “de
tensión al fracaso”
–3
–3
Arena Monterey No. 0 suelta.
–4
0
1 234 5
6
7
0
1
2
3
ε1(%)
0
0
4
5
6
7
5
6
7
ε1(%)
1 234 5
6
7
0
0
1
2
3
4
Arena suelta Monterey N° 0
Arena densa Monterey No. 0
–1
b = 0,00
–4
b = 0,00
–1
Línea “de
tensión al fracaso”
–2
–2
Línea “de
tensión al fracaso”
–3
–3
b = 0,00
–4
–4
–5
)%
3ε(
)%
3ε(
b = 0,15
b = 0,50
PD
b = 0,20
–5
(bf = 0,34)
–6
b = 1,00
b = 0,75
b = 0,90
b = 0,00
–6
–7
–7
–8
–8
–9
–9
b = 0,75
b = 0,60
PD
(bf = 0,40)
b = 0,90
b = 1,00
Figura 11.11 Relaciones entre deformaciones principales obtenidas de ensayos triaxiales cúbicos en arena Monterey
No. 0 densa y suelta. Reproducido de Lade y Duncan 1973 con autorización de ASCE.
En la figura 11.12(a) también se muestran presiones de
consolidación de 98 y 196 kPa (1,00 y 2,00 kg/cm2 ).
Considerando que las relaciones tensión­deformación en la
Las diferencias de tensión normalizadas, (σ1 − σ3 )/σc ', la
figura 11.12(a) están normalizadas, se puede ver que el módulo
no drenado inicial aumenta y la pendiente inicial del diagrama de
relación de tensión efectiva, σ1 '/σ3 ', y los cambios de presión
relación de tensión efectiva aumenta al aumentar la presión de
de poro normalizados, Δu/σc ', se representan frente a la
consolidación.
deformación principal principal, ε1 , en Estos diagramas y las
Las presiones de poro que se muestran en la figura 11.12(a)
magnitudes relativas de las tensiones principales intermedias
aumentan a valores en el momento de la falla que son casi
se indican mediante los valores de b.
proporcionales a la presión de consolidación inicial. Por lo tanto,
la relación entre el cambio de presión de poro y la presión de consolidación
Machine Translated by Google
352 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
(C)
1.5
σ'c= 1,00 kg/cm2, Φ' = 30,6°
b = 0,00
σ'c= 1,50 kg/cm2, Φ' = 28,2°
σ'c= 2,00 kg/cm2, Φ' = 27,4°
,adaa
sie
zcinlao
em
ir–
/se1
)rnf3
co
eσ
ieD
σ
d(t
n
1.0
σ'c = 1,50 kg/cm2
b = 0,21
σ'c = 1,50 kg/cm2
b = 0,40
Φ' = 31,5°
Φ' = 34,7°
0,5
0
5
n,aónviócitia/c
sle
n
′e3
1efeR
σ
dt
e
4
3
2
,adaznila
óm
iso/ercuo
erσ
Δ
P
d
p
n
1 1.0
0,5
0
(d)
(F)
(mi)
1.5
σ'c= 1,50 kg/cm2
b = 0,70
Φ' = 32,6°
,adaa
sie
zcinlao
em
ir–
/se)1rnf3
co
eσ
ieD
σ
d(t
n
1.0
σ'c = 1,50 kg/cm2
σ'c = 1,50 kg/cm2
b = 0,96 (Falla en
dirección vertical) Φ'
= 30,6°
Φ' = 31,8°
b = 0,95 (Fallo en
dirección horizontal)
0,5
0
5
n,aónviócitia/c
sle
n
′e3
1efeR
σ
dt
e
4
3
2
,adaznila
óm
iso/ercuo
erσ
Δ
P
d
p
n
1 1.0
0,5
0
0
5
10
ε1 (%)
15 0
5
10
ε1 (%)
15 0
5
10
ε1 (%)
Figura 11.12 Características tensión­deformación y presión de poro obtenidas de ensayos triaxiales cúbicos en arcilla
'
Grundita remodelada y normalmente consolidada. Pruebas realizadas = 147kN/m2 . Reproducido de Lade y
con σ3 Musante 1978 con permiso de ASCE.
15
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 353
disminuye ligeramente al aumentar la presión de
tivo para valores más altos de b. Las deformaciones principales
consolidación. Este patrón corresponde al patrón de
menores, ε3 , son expansivas en todos los casos y disminuyen al
disminución de la relación de tensión efectiva al aumentar
aumentar los valores de b, como se muestra en la figura 11.13(b).
la presión de consolidación.
Dado que las pruebas se realizaron en condiciones sin
Los resultados de las pruebas triaxiales verdaderas que se
drenaje, la suma de las tres deformaciones principales es
siempre igual a cero. La Figura 11.13 indica que un
muestran en la figura 11.12 indican que para una presión de
consolidación constante la pendiente inicial de la diferencia de esfuerzos:
incremento dado en b tiene un mayor efecto en las relaciones
la deformación y la relación tensión efectiva­deformación
entre las deformaciones principales en valores de b
aumentan continuamente al aumentar el valor de la tensión
pequeños que en valores de b altos.
principal intermedia. La deformación hasta la falla es mayor,
la presión de poro desarrollada en el momento de la falla es
Los puntos correspondientes a la falla según la relación
de tensión máxima efectiva se indican en cada curva en la
la más baja, la resistencia efectiva es la más baja y la
Fig. 11.13. La deformación principal hasta la falla disminuye
resistencia no drenada es la más alta para la compresión
triaxial (b = 0,0). La deformación hasta la falla disminuye y
aproximadamente constante para valores b mayores que
el cambio de presión de poro aumenta inicialmente al
aproximadamente 0,6.
inicialmente al aumentar el valor b y permanece
aumentar el valor b y ambos permanecen aproximadamente
constantes para valores b mayores que aproximadamente
11.2.4 Características de resistencia
0,6. Tenga en cuenta que las pruebas realizadas con
Fuerza de la arena
presiones de consolidación iniciales de 98 y 196 kPa (1,00
y 2,00 kg/cm2 ) mostraron patrones de comportamiento
La variación de los ángulos de fricción medidos con b
similares a los de la figura 11.12.
se muestra en la figura 11.14 para arena Monterey No. 0
densa y suelta. Los ángulos de fricción se calcularon a partir
Relaciones entre cepas principales.
de la expresión de Mohr­
Criterio de falla de Coulomb para suelos no cohesivos, que
Las deformaciones principales intermedias y menores, ε2 y
ε3 , respectivamente, se representan gráficamente frente a
ε1 en la figura 11.13 para muestras consolidadas a 147 kPa
no depende de la tensión principal intermedia, σ2 :
(1,50 kg/cm2 ). La Figura 11.13(a) muestra que las
pecado
deformaciones principales intermedias, ε2 , son expansivas
para valores de b menores que aproximadamente 0,4 y se contraen.
(a)
=
−
σ
1
σ
σ +σ
1
3
(11.3)
3
(b)
0
6
0,95
–2
4
Falla
0,70
–4
0
)%(3ε
)%(2ε
2
0,40
b = 0,00
–6
0,21
0,21
–8
–2
0,70
0,40
Falla
–10
–4
b = 0,00
0,95
–12
–6
12
02468 10
ε1(%)
0
2
4
6
8
10
12
ε1(%)
Figura 11.13 Relaciones entre las deformaciones principales obtenidas de ensayos triaxiales cúbicos en arcilla
'
= 147kN/m2 . Reproducido de Lade y Musante
Grundita remodelada y normalmente consolidada. Pruebas realizadas con σ3
1978 con autorización de ASCE.
Machine Translated by Google
354 Ensayos Triaxiales de Suelos
60
σ1
~
Dos pruebas
Deformación plana
55
= 48,5°
~
= 38,6°
MOHR­COULOMB
Arena densa
superficies de falla
50
Dos pruebas
Arena suelta
olugnÁ
45
Deformación plana
40
Pruebas triaxiales cúbicas
~
35
~
σ3
Una hoja lubricante en cada
de cuatro interfaces
Una hoja lubricante en la parte inferior,
dos en cada una de las otras tres
σ2
Figura 11.15 Superficies de falla para arena Monterey No. 0 densa y
interfaces
suelta mostradas en un plano octaédrico para ensayos en aparatos
30
triaxiales cúbicos. El Mohr–
Las superficies de falla de Coulomb se muestran a modo de comparación.
0
0,2
0,4
b=
0,6
0,8
σ2 – σ3
1
Reproducido de Lade y Duncan 1973 con autorización de
ASCE.
σ1 – σ3
Figura 11.14 Superficies de falla para arena Monterey No. 0 densa y
suelta que se muestran en el diagrama φ­b para ensayos en aparatos
triaxiales cúbicos. Reproducido de Lade y Duncan 1973 con autorización
de ASCE.
Son los más pequeños en compresión triaxial tanto
para la arena densa como para la suelta, y el uso de
valores de φ medidos en compresión triaxial puede
considerarse bastante conservador. A medida que
aumenta la magnitud de b , el ángulo de fricción
aumenta hasta un máximo antes de disminuir
ligeramente cerca de la condición de extensión.
Los datos de la figura 11.14 muestran que la
cantidad de lubricación tiene poca influencia sobre la
resistencia siempre que las muestras se deformen
uniformemente y se haya eliminado la parte
predominante de la restricción terminal.
aproximadamente cierto, pero se cree que la suposición
implica poco error.
En la figura 11.15 también se muestran las secciones
transversales de las superficies de falla de Mohr­
Coulomb correspondientes a las resistencias obtenidas
en compresión triaxial para muestras densas y sueltas.
Estas secciones transversales tienen forma de
hexágonos irregulares, con ángulos agudos y obtusos
en los puntos correspondientes a los estados de
tensión en compresión y extensión triaxial,
respectivamente. Por el contrario, las huellas de las
superficies de falla experimentales en el plano
octaédrico son suaves en toda su longitud.
En la Sección 11.2.3 se señaló que las muestras
eran esencialmente isotrópicas y también se observó
que las resistencias de las muestras de prueba de
extensión eran las mismas ya sea que fallaran
horizontal o verticalmente. Por lo tanto, el intercambio
de las direcciones principales de las tensiones no
tendrá ningún efecto sobre la resistencia de esta
arena. En consecuencia, las huellas de las superficies
La Figura 11.15 muestra los resultados de la prueba
trazados en un plano octaédrico. Al trazar este
diagrama se ha supuesto que la presión de
confinamiento (= σ3 ) no tiene influencia sobre el
ángulo de fricción, de modo que las superficies de falla
en el espacio de tensión principal son conos cuyas
de Esto
falla en
plano octaédrico son simétricas alrededor del
formas de sección transversal se muestran en la figura 11.15.
es el
sólo
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 355
~ σ'C = 1,00 kg/cm2
~ σ'C = 1,50 kg/cm2
~ σ'C = 2,00 kg/cm2
s'1
Aviones de
valor b constante
φ' = 27,4°
0,4
3
1 39,8
Yo/=
0,8
3
I
φ' = 28,4°
0,6
φ' = 30,6°
3
1 42,4
Yo/=
1
s'1
b = 0,2
1
s'1
MOHR­COULOMB
superficies de falla
3
/ =1 38,6
1 3
MOHR­COULOMB
3
superficies de falla
1.0
MOHR­COULOMB
superficies de falla
s'3
s'2
yo
1=
s'3
2,43kg/cm2
s'2
yo
1=
3,80kg/cm2
s'3
s'2
yo
1=
4,95kg/cm2
Figura 11.16 Rastros de superficies de falla en un plano octaédrico para arcilla Grundite remodelada y normalmente
consolidada. Reproducido de Lade y Musante 1978 con autorización de ASCE.
proyecciones de los tres ejes principales de tensión y los
intersecan en ángulos rectos.
compresión ial (b = 0,0) a su /σc ' = 0,38 en extensión
triaxial (b = 1,0) corresponde a un cambio del 30%. Esta
Fuerza efectiva de la arcilla.
drenada no se toma en cuenta por el criterio de falla de
Las trazas de la superficie de falla en términos de tensiones
Tresca, que con mayor frecuencia se supone que se cumple
para la estabilidad total de las tensiones de las estructuras
caída sustancial en la resistencia al corte normalizada y no
efectivas se muestran en la figura 11.16 para ensayos en
arcilla Grundite remodelada y normalmente consolidada.
del suelo. La disminución de su /σc ' desde la compresión
Las ubicaciones de los planos octaédricos están indicadas
triaxial hasta las condiciones de deformación plana, b =
0,40–0,45, para la cual se han desarrollado la mayoría de
por los valores del primer invariante de tensión, I.
1.
Los puntos de falla que se muestran en la figura 11.16
se han proyectado en los planos octaédricos a lo largo de
superficies de falla curvas observadas en planos que
contienen el eje hidrostático y tienen valores b constantes.
los procedimientos de análisis, es del orden del 20% para la
caolinita plástica Edgar remodelada. La línea continua
trazada a través de los datos experimentales se predice
mediante un modelo constitutivo (Lade 1990).
Los resultados experimentales también se muestran en
Resistencia al corte no drenada de la arcilla.
Los resultados de las pruebas triaxiales verdaderas en
caolinita plástica Edgar normalmente consolidada se
muestran en términos de resistencia al corte no drenada
términos de tensiones totales en el plano octaédrico en la
figura 11.17(b). Nuevamente, queda claro que el criterio de
falla de Tresca no es conservador cuando se aplica en
análisis de estabilidad de estructuras geotécnicas.
normalizada, su /σc ', representada versus b en la figura 11.17(a).
El efecto de la tensión principal intermedia es reducir la
11.2.5 Criterios de falla para suelos
resistencia al corte no drenada normalizada al aumentar el
valor b. De este diagrama se desprende claramente que
asumir su /σc ' constante, como implica el criterio = con­
de falla de Tresca, no es conservador si el valor se ha
determinado a partir de ensayos de compresión triaxial. La
Según Mitchell (1976) "las pruebas realizadas en amplios
disminución de esta relación de su /σc ' = 0,54 en triax­
rangos de tensión efectiva muestran que la envolvente de
Muchos materiales de fricción, como gravas, arenas, limos,
arcillas, enrocados, relaves de minas, carbón, cereales
forrajeros, etc., no tienen una cohesión eficaz.
falla por tensión efectiva real es curva", y
Machine Translated by Google
356 Ensayos Triaxiales de Suelos
100
(a)
0,8
Criterio de fallo de Tresca
0,6
η1= 28
I)–(73/321I
su
30
su/σc = 0,54
0,4
metro= 0,093
1
σc
10
0,01
experimentos
0,2
con σc/pa = 2,5
0,03
Predicciones del modelo
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0.3
Figura 11.18 Los parámetros η1 y m en el criterio de falla 3D se
3 /yo – 27)
pueden determinar trazando (I
1
3
1.0
σ2 – σ3
versus (pa /I1 ) en el fallo en un diagrama log­log y localice
la línea recta que mejor se ajuste. La intersección de esta recta
segundo =
(b)
0.1
(Pa/I1)
σ1 – σ3
con (pa /I1 ) = 1 es el valor de η1 y m es la pendiente geométrica
de la recta.
σ1
sc/pa = 2,5
Criterio de falla isotrópica tridimensional
El criterio de falla 3D para materiales
friccionales sin cohesión efectiva presentado
aquí fue desarrollado para suelos con
envolturas de falla curvas (Lade 1977). Este
criterio se expresa de la siguiente manera:
I 13
I3
σ3
σ2
Figura 11.17 (a) Resultados de pruebas triaxiales verdaderas
en caolinita plástica Edgar normalmente consolidada mostrados
en términos de (a) resistencia al corte no drenada
normalizada, su/σc ', representada versus b y (b) en
comparación con el criterio de falla de Tresca. Tenga en cuenta
que la línea continua trazada a través de los datos
experimentales la predice un modelo constitutivo. Reproducido
de Lade 1990 con autorización de ASCE.
en el que yo y yo
1
3
− 27
I1
metro
=
η1
(11.4)
Pensilvania
son el primer y el tercer estrés
invariantes del tensor de tensiones (ver Sección
2.62) y pa es la presión atmosférica expresada en
3
las mismas unidades que las tensiones. El valor/Ide
3 I1
es 27 en el eje hidrostático donde σ1 = σ2 = σ3 .
Los parámetros η1 y m en la ecuación. (11.4) se
3
puede determinar trazando
/I3 –(I1
27) frente a (pa /I1 ) en el
momento de la falla en un diagrama log­log y ubique la
línea recta que mejor se ajuste, como se muestra en la
figura 11.18. La intersección de esta recta con (pa /I1 ) = 1
es el valor de η1 y m es la pendiente geométrica de la recta.
“Esa cohesión es nula o muy pequeña, incluso para
En el espacio de tensión principal, la superficie de
arcillas muy sobreconsolidadas. Por lo tanto, una
falla definida por la ecuación. (11.4) tiene forma de
verdadera cohesión significativa, si se define como
bala asimétrica con el vértice puntiagudo en el origen
la resistencia presente a una tensión efectiva cero,
de los ejes de tensión, como se muestra en la figura
no existe en ausencia de enlace químico (cementación)”.11.19(a). El ángulo del vértice aumenta con el valor de η1 .
Varios estudios de materiales sin cohesión
efectiva bajo condiciones de estrés
bidimensionales (2D) y 3D muestran que estos
La superficie de falla es cóncava hacia el eje
hidrostático y su curvatura aumenta con el valor
de m. Para m = 0 la superficie de falla es recta.
materiales tienen muchas características en común. La figura 11.19(b) muestra un patrón cruzado típico.
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 357
(a)
(b)
metro = 0 metro = 1
σ1
un = 0
m = 1 y ~ η1 = 105
~ η1 = 104
~ η1 = 103
~ η1 = 102
σ1
I1 = 100kg/cm2
(9810kN/m2)
~ η1 = 103 o η1 = 105
~ η1 = 102 o η1 = 104
~ η1 = 10 o η1 = 103
~ η1 = 1 o η1 = 102
Eje hidrostático
I1 = 100kg/cm2
(9810kN/m2)
√ 2 . σ1
√ 2 . σ3
σ3
σ2
Figura 11.19 Características de las superficies de falla mostradas en el espacio de tensión principal. Se muestran
rastros de superficies de falla en (a) un plano triaxial y (b) un plano octaédrico. Reproducido de Lade 1984 con autorización
de John Wiley & Sons.
secciones en el plano octaédrico (I1 = constante)
para m = 0 y η1 = 1, 10, 102, y 103 . A medida que
aumenta el valor de η1 , la forma de la sección
transversal cambia de circular a triangular con
bordes suavemente redondeados de una manera
que se ajusta a la evidencia experimental. La forma
de estas secciones transversales no cambia con el
valor de I1 cuando m = 0. Para m > 0, la forma de
la sección transversal de la superficie de falla
cambia de triangular a más circular con un valor
creciente de I1 . Se observan cambios similares en
la forma de la sección transversal en estudios
experimentales sobre materiales de fricción. Las
secciones transversales en la figura 11.19(b)
103, 104, y 105 a
. m = 1 y η1 = 102
también, corresponden
Comparación de criterios de falla y datos de prueba.
tensiones efectivas para arena densa Monterey No. 0
y caolinita plástica Edgar remodelada y normalmente
consolidada. Los valores de η1 y m adecuados para la
descripción de falla en los dos suelos se dan en la Fig.
11.20. Los puntos de datos se proyectaron en los
planos octaédricos comunes a lo largo de meridianos
curvos (ver Sección 2.7.5) para proporcionar una
comparación correcta entre el criterio de falla y los
datos experimentales. Se puede ver que el criterio de
falla modela las superficies de falla 3D obtenidas
experimentalmente con buena precisión tanto para arena como par
Efectos de las bandas de corte en la falla 3D
Se realizaron verdaderos experimentos triaxiales en
especímenes prismáticos altos de arena de la playa
de Santa Mónica a tres densidades relativas
diferentes para estudiar la aparición de bandas de
corte en condiciones de tensión 3D (Lade y Wang
anteriormente modela las resistencias tridimensionales 2001; Wang y Lade 2001). Para este propósito, se
modificó el verdadero aparato triaxial para aceptar
determinadas experimentalmente de muchos
especímenes altos con H/D = 2,4, lo que permitió el
materiales de fricción (Lade 1982b, 1993b; Kim y
libre desarrollo de las bandas de corte. Los resultados
Lade 1984), incluidas arenas y arcillas, con buena
mostraron que se produjeron bandas de corte en el
precisión en el rango de tensiones donde las
envolventes de falla son cóncavas. hacia el eje
régimen de endurecimiento en el rango medio de los
hidrostático (Lade 1977, 1978; Lade y Musante 1978). valores b para las tres densidades relativas probadas.
Se ha demostrado que el criterio de falla descrito
La Figura 11.20 muestra ejemplos de comparaciones
entre el criterio de falla y los datos de prueba en términos de
Debido a que las bandas de corte ocurren en arenas
que se dilatan y son más débiles que la arena circundante, su de
Machine Translated by Google
358 Ensayos Triaxiales de Suelos
(a)
(b)
Monterey N°0 arena
η1 = 104
Caolinita plástica Edgar
' = 48,5°
s1'
s1'
' = 32,5°
metro = 0,16
Superficies de falla MOHR­COULOMB
η1 = 48
metro = 0,54
s2'
s3'
I 1' = 5,00 kg/cm2
(490kN/m2)
s3'
s2'
I 1' = 5,00 kg/cm2
(490kN/m2)
σ3' = 0,60 kg/cm2
(58,9 kN/m2)
s' consolar = 2,50kg/cm2
(245kN/m2)
Figura 11.20 Comparaciones entre el criterio de falla y los datos de prueba en términos de tensiones efectivas para (a) arena
densa Monterey No. 0 y (b) caolinita plástica Edgar remodelada y normalmente consolidada. Reproducido de Lade 1984 con
autorización de John Wiley & Sons.
60
experimentos
Cargar
50
olugnÁ
Predicciones
Bandas de corte antes
falla pico suave
40
30
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1.0
b= (σ2–σ3)/(σ1–σ3)
Figura 11.21 Comparación entre experimentos y
predicciones de resistencia, incluidas las bandas de corte,
predichas por un modelo constitutivo que involucra el criterio
de falla 3D. Reproducido de Lade 2003 con autorización de
Elsevier.
en el régimen de endurecimiento implicó que no se
logró un fallo máximo suave en estas pruebas y que
la resistencia al corte fue menor de lo que habría
sido si no se hubieran producido bandas de corte.
Las bandas de corte se predijeron con buena
precisión mediante un modelo constitutivo que
involucró el criterio de falla 3D presentado
anteriormente y la comparación entre experimentos
y predicciones se muestra en la figura 11.21.
(Ladé 2003). Por lo tanto, las bandas de corte
juegan un papel importante en la resistencia 3D de
los materiales granulares. Tanto los experimentos
como las predicciones muestran que el fallo
máximo es causado por bandas de corte en el
régimen de endurecimiento en el rango aproximado
de b de 0,18 a 0,85, mientras que ocurre en el
régimen de ablandamiento fuera de este rango de
valores b. Por lo tanto, generalmente no se obtiene
una superficie de rotura lisa y continua para
materiales granulares. Sin embargo, el criterio de
falla suave y continua, que parece coincidir con los
resultados experimentales para materiales con
deformaciones homogéneas, fue parte del modelo
utilizado para predecir los puntos de bandas de corte.
Criterio de falla anisotrópica cruzada
tridimensional
La mayoría de los suelos son anisotrópicos cruzados
debido a su modo de deposición en el campo.
Experimentos triaxiales verdaderos en depósitos
de arena anisotrópicos cruzados en los tres sectores
del plano octaédrico muestran claramente que la
superficie de falla experimental es simétrica
alrededor del eje vertical para la arena pluviada
verticalmente, como se muestra en la Fig. 11.22
(Lade 2008). . La arena es más fuerte en la dirección
vertical que en la horizontal, y esta variación de
resistencia se captura en una versión modificada de la falla.
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 359
2 direcciones
σz
40
η0 = 26,55
Ω1 = –0,240
30
Sector I
20
SectorII
10
η0
l2
Sector III
σx
10
σy
20
30
1, 3 direcciones
Datos de prueba
Criterio de falla isotrópica
Criterio anisotrópico cruzado
Figura 11.22 Experimentos triaxiales verdaderos en
Los depósitos de arena anisotrópicos en los tres sectores
del plano octaédrico muestran que la superficie de falla
experimental es simétrica alrededor del eje vertical para la
arena pluviada verticalmente. Reproducido de Lade 2008
con autorización de ASCE.
criterio dado en la ecuación. (11.4) para materiales
de fricción isotrópicos (Lade 2007, 2008):
I 13
− 27
I3
I1
Figura 11.23 Variación espacial del factor
+Ω 13
metro
=η 0 1+ − Ω
( 1 13
2
2
)
(11.5)
Pensilvania
en el que η0 es el radio de una esfera, como se muestra
en la figura 11.23 y representa un valor promedio de η1
del criterio isotrópico. El factor
2
1 1 3 1Ω
+− (
2 ) , que está controlado por el escalar
2
1−
2 ) indicado por rotacionalmente simétrico
( η0∙
1
forma (alrededor de 2 direcciones) para arena de densidad
media de la playa de Santa Mónica probada en corte de torsión.
Reproducido de Lade 2008 con permiso de ASCE.
b
σz
σy
b
parámetro del material Ω1 y la dirección de carga
σx= σ2
ℓ2 , describe la desviación en tres dimensiones de
la esfera. Por tanto, el lado derecho de la ecuación.
(11.5) describe una forma rotacionalmente
simétrica, como se indica en la figura 11.23. Para cruzarFigura 11.24 Principales condiciones de tensión en ensayos
Materiales anisotrópicos probados en experimentos de
laboratorio comunes en los que se pueden aplicar hasta
tres tensiones normales ortogonales diferentes y una
tensión cortante, la expresión para ℓ2 se convierte en:
2
2
=
σX
2
pecado
22
b + σ y porque b
222 + +
σσσ
X
y
z
(11.6)
triaxiales verdaderos y de corte por torsión en suelos anisotrópicos
cruzados.
en el que (σx , σy , σz ) son tensiones principales como
se indica en la figura 11.24.
Los tres parámetros, m, η0 y Ω1 para el criterio de
falla en la ecuación. (11.5) puede determinarse a partir
de (1) ensayos de compresión triaxial convencionales
Machine Translated by Google
Ensayos triaxiales 360 de suelos
en especímenes verticales y (2) ensayos de compresión
triaxial en especímenes horizontales o ensayos de
extensión triaxial convencionales en especímenes
(a)
(b)
Anillos de control
Goma P
PAG
verticales. Se pueden emplear otros experimentos,
S
pero las resistencias al corte de los experimentos en el
rango medio de valores b pueden verse afectadas por
las bandas de corte y, por lo tanto, estas resistencias
no son representativas de la deformación homogénea
requerida para el criterio de falla para suelos
anisotrópicos cruzados. . Por lo tanto, los datos de
prueba empleados deben producirse cerca de b = 0 y/o b = 1.
Lade (2007, 2008) describe en detalle la determinación
real de los parámetros.
El criterio de falla anisotrópica cruzada se compara
Figura 11.25 (a) Equipo de corte simple SGI. La muestra
con los resultados experimentales para la arena densa
en forma de disco de hockey está restringida de la
expansión lateral mediante una pila de anillos planos
de la playa de Santa Mónica en la figura 11.22, donde
circulares que se ajustan firmemente alrededor de la
esencialmente traza la misma superficie en el plano
muestra fuera de la membrana. Reproducido de
octaédrico. La Figura 11.22 también muestra que las
Kjellman 1951 con autorización de Geotechnique. En el
bandas de corte, que resultan en una menor resistencia, aparato NGI, la membrana de caucho está reforzada
se produjeron en el rango medio de los valores b en
por una espiral de alambre metálico. Reproducido de
Bjerrum y Landva 1966 con autorización de
los tres sectores. Por lo tanto, la falla 3D de los suelos
S
Encuadernación con alambre
se ve afectada por (1) la tensión principal intermedia,
(2) las bandas de corte en el rango medio de los
valores b y (3) la anisotropía cruzada.
Geotechnique. (b) El aparato de corte simple de Cambridge
emplea una muestra cuadrada rodeada por límites rígidos.
Reproducido de Roscoe 1953 con autorización de
Geotechnique.
11.3 Ensayos con direcciones de tensión
principales giratorias
contenido entre las placas terminales y una membrana
de caucho, como se muestra en la figura 11.25(a). En
el equipo SGI (Kjellman, 1951), la muestra está
restringida de la expansión lateral mediante una pila de
anillos planos circulares que se ajustan firmemente
alrededor de la muestra fuera de la membrana. En el
aparato desarrollado en NGI (Bjerrum y Landva 1966),
la membrana de caucho está reforzada por una espiral
de alambre metálico, como se muestra en la figura 11.25(a).
El aparato de corte simple de Cambridge (Roscoe
1953) emplea una muestra cuadrada rodeada por
límites rígidos, como se indica en la figura 11.25(b).
La simplicidad de operación y la sección transversal
circular del aparato SGI/NGI, que lo hace adecuado
para probar muestras de tubos, explican su amplio uso
con fines prácticos.
Los equipos en los que se pueden aplicar esfuerzos
normales y cortantes incluyen: aparatos de corte
simple, de corte direccional y de corte por torsión.
El aparato de corte simple se utiliza a veces para
obtener parámetros del suelo para el diseño, mientras
que los otros dos aparatos se utilizan con fines de
investigación. Los estados de tensión que pueden
crearse en estos equipos simulan en muchos aspectos
aquellos aplicados en condiciones de campo donde la
dirección de la tensión principal principal gira a medida
que se aplican tensiones cortantes. Esto se ilustra en
las figuras 11.1 y 11.2.
11.3.1 Equipo de corte simple
Interpretación de pruebas de corte simples.
Están disponibles dos versiones del aparato de corte
simple. En el equipo del Instituto Geotécnico Sueco/
En ambos equipos, la muestra primero se consolida
bajo un estado de tensión K0 y luego se corta mediante
la aplicación de carga de corte o desplazamiento a la
parte superior o inferior de la muestra.
Instituto Geotécnico Noruego (SGI/NGI), se coloca un
disco circular de suelo.
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 361
(a)
(b)
los ejes principales de incremento de deformación
coinciden con los ejes principales de tensión. Roscoe
et al. han presentado evidencia experimental a este
efecto . (1967), Lade (1975, 1976), Wood et al. (1979)
y Hong y Lade (1989a, b), como se muestra en la
figura 11.28. Partiendo de este supuesto, Davis (1968)
demostró que:
broncearse
==
d
τ yx
pecado porqueψ
pag
(11.7)
σy
Figura 11.26 (a) Distribución no uniforme del esfuerzo
cortante debido a la ausencia de esfuerzos cortantes
complementarios en los extremos de la muestra y (b)
en donde φd y son los ángulos de fricción en φp
distribución no uniforme de los esfuerzos normales para
preservar el equilibrio de momentos de la muestra.
pruebas de corte directo o corte simple y de deformación
Reproducido de Wood et al. 1979 con autorización de ASTM International.
en plano, y ψ es el ángulo de dilatación definido como se
1− pecado pecado ψ
pag
muestra en la figura 11.29:
ψ
pecado
PAG
q
σy=P/A
Área de sección transversal A
τy x=Q/A
Figura 11.27 Mediciones de carga en un aparato de corte
simple en el que y son la única σcomponente
τyx nents determinados.
=­

γ

εv
=­
máximo


ε1 + ε3


ε1 − ε3
(11.8)
Los valores típicos del ángulo de dilatación, ψ, son
hasta 30° menores que el ángulo de fricción, φ.
Interpretación de datos de prueba reales según la
ecuación. (11.7) fue presentada por Frydman (1974),
como se muestra en la tabla 11.1. Muestran que esta
ecuación representa el comportamiento real de la arena
con buena precisión.
Para un material Mohr­Coulomb de plástico rígido
ideal con flujo plástico asociado, el ángulo de dilatación
es igual al ángulo de fricción (ψ = φ). Esta condición
lleva a la interpretación clásica de un ensayo de corte
directo o de corte simple:
La deformación ocurre en un plano y, por lo tanto, la
prueba es una prueba de deformación plana. Los
esfuerzos cortantes complementarios a lo largo de las
superficies verticales de cualquier magnitud significativa
no pueden mantenerse en ninguno de los dos tipos de
τ yx
equipo y, en consecuencia, el estado de esfuerzo que
= t un
=
(11.9)
d
σy
actúa sobre la muestra no es uniforme, como se indica en la figura 11.26.
Además, se desconocen las tensiones normales que
actúan sobre los lados de la muestra. Por lo tanto, las
De esta solución se deduce que la tensión normal
cargas medidas se limitan a la carga normal vertical y
horizontal (σx ) es mayor que la tensión normal vertical
la carga cortante aplicada, como se indica en la figura
aplicada (σy ) en el momento de la falla (σx > σy ).
11.27. Además, se miden las deformaciones verticales
Por otro lado, en el estado crítico en el que no se
y de corte de la muestra. Por lo tanto, la interpretación
producen más cambios de volumen, el ángulo de
de los resultados de ensayos de corte simples es difícil
dilatación es cero y la ecuación. (11.7) se reduce a:
y se requieren suposiciones sobre el comportamiento
τ yx
del suelo.
=
= sen
(11.10)
d
σy
broncearse
pag
máximo
broncearse
pag
Prueba escurrida sobre arena
CV
En este caso, la tensión normal horizontal es igual a
La suposición más frecuentemente empleada para los
la tensión normal vertical aplicada en el momento de
ensayos de corte simple drenado es que cerca de la
falla el suelo se comporta como un material plástico, en el cual
la falla (σx = σy ).
Machine Translated by Google
362 Ensayos Triaxiales de Suelos
60
40
y
ξ
Incremento de tensión
20
δε1
X
–0,04
y
ψ
σ1
–0,02
0,02
Estrés
0,04
–20
X
–40
y
χ
δσ1 Incremento de estrés
ξ
–60
ψ
× χ
X
Figura 11.28 Variación de las direcciones de incremento de deformación, tensión e incremento de deformación en una prueba de corte
simple sobre arena densa (según Wood et al. 1979).
(a)
(b)
σ
τ
pecado ψ
ψ
γ
2
Deformación plana: ε2=
–εv = 0 –(ε1+ε3)
(ε1 – ε3)
= γmáx
ψ
γmáx = (ε1 – ε3)
2
2
ε3
– –εv
=
2
ε
(ε1+ ε3)
ε1
2
Figura 11.29 (a) Deformación de arena que se dilata en corte simple y (b) Círculo de Mohr para incrementos de deformación en
condiciones de deformación plana con la definición del ángulo de dilatación.
Estos dos casos (ψ < φ y ψ = φ en falla)
representan los casos extremos de interpretación
y muestran que σx > en falla, mientras que σy
σx = σy en el estado crítico alcanzado con un corte grande
presiones.
Ensayos sin escurrir sobre arcilla.
En ensayos no drenados sobre arcilla, la resistencia al corte
se presenta con mayor frecuencia en relación con la tensión
de consolidación vertical de manera que:
su
'
σ
vc
=
τ
yx
σ
y
(11.11)
máximo
Luego, esta expresión se usa directamente con la
presión de consolidación vertical en el campo para
calcular la resistencia al corte no drenado para usar
en los procedimientos de diseño.
11.3.2 Celda de corte direccional
La celda de corte direccional es un aparato ideado
por Arthur et al. (1977a, b, 1981), pero se han
hecho relativamente pocas copias de este aparato
(por ejemplo, Arthur et al. 1981; Sture et al. 1985).
La figura 11.30 muestra el principio de funcionamiento de
este dispositivo. Supera los problemas del dispositivo de
corte simple porque todas las tensiones se distribuyen
uniformemente sobre las superficies de la muestra y se
miden directamente. También produce condiciones de
deformación uniformes dentro de la muestra. En la
literatura sólo se han presentado datos de prueba limitados
de la celda de corte direccional. Sin embargo, este
dispositivo es bastante complejo y útil sólo para estudios de investigación
Joer et al. presentaron una variación de este
aparato . (1992, 1998) en el que se utilizan gatos
de tijera para distribuir y producir
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 363
Tabla 11.1 Comparación de valores experimentales y previstos de φd para diferentes materiales granulares.
Reproducido de Frydman 1974 con autorización de ASCE.
Datos
Material
Feldespato (denso)
Valores previstos
φd , experimental
φu = 35,5
φcv = 41
ψ
φd
44
15.6
44.4
32,5
6.3
35
42
18.3
41.3
Feldespato (suelto)
φp = 53
φu = 35,5
φcv = 41
Arena de Mersey (densa)
φp = 41,5
φu = 26
φcv = 32
Arena Mersey (suelta)
φp = 46
φu = 26
φcv = 32
28
5.7
29
Ballotini (denso)
φp = 32
φu = 17
φcv = 24
36,5
20.6
37
Ballotini (suelto)
φp = 39
φu = 17
φcv = 24
25
9.1
25,8
φp = 27
de ángulo de fricción en corte directo o corte simple; φu , ángulo de fricción no drenado; φcv, ángulo de fricción a volumen constante; φp , φd , ángulo
fricción en ensayo de deformación plana.
(a)
(b)
Placa de respaldo rígida
Reforzado
bolsa de presión
tirando de goma
hojas
bolsa de presión
paletas de retención
σa
ψ = 45°
Prisma triangular acrílico
s1'
σb
muestra de suelo
σb
s3'
Toma incrustada
para radiografía
no reforzado
tiras de goma
área τa×
σa
0
50mm
Escala
Figura 11.30 Celda de corte direccional en condición (a) no deformada y (b) deformada (según Arthur et al. 1981).
Machine Translated by Google
364 Ensayos Triaxiales de Suelos
deformación uniforme en los límites de una muestra
rectangular con dimensiones de 55 cm por 41 cm. Estos
lados podrán ampliarse hasta 69 cm y 55 cm, respectivamente.
Los efectos de la rotación de esfuerzos que pueden
estudiarse en el aparato de torsión y corte incluyen: (a) las
direcciones de los incrementos de deformación en relación
Los materiales probados en este aparato son varillas con
con las direcciones de incremento de esfuerzos y las
diferentes secciones transversales, que simulan las
direcciones de los esfuerzos en el espacio físico; (b)
partículas del suelo.
fluencia plástica y direcciones de incrementos de deformación
plástica en varios espacios de tensión adecuados para
representar los resultados de ensayos de torsión y corte
11.3.3 Aparato de corte por torsión
para determinar la fluencia y las superficies potenciales
El equipo preferible y más confiable para estudiar los efectos
plásticas; (c) variación tensión­deformación y resistencia con
de la rotación del esfuerzo principal es un equipo de corte
β y con b en suelos inicialmente isotrópicos y anisotrópicos
por torsión en el que se aplican esfuerzos normales y
cruzados; (d) comportamiento del suelo durante la carga
cortantes a una muestra de cilindro hueco. La figura 11.31
cíclica; y (e) comportamiento del suelo durante grandes inversiones de tensió
muestra las tensiones aplicadas a la muestra de cilindro
hueco. El problema de aplicar tensiones cortantes
La figura 11.32 muestra un diagrama de un aparato de
torsión y corte diseñado y construido por Lade (1981). La
complementarias correctas, conocidas en el aparato de corte
probeta cilíndrica hueca tiene un diámetro medio de 20 cm,
simple, no existe en el aparato de corte por torsión, en el
un espesor de pared de 2 cm y se pueden alojar alturas de
que se generan automáticamente para mantener el equilibrio.
5 a 40 cm. La muestra está contenida entre membranas de
Los equipos existentes se diferencian principalmente en la
forma en que las tensiones axiales, normales y de corte se
caucho exterior e interior y entre la tapa y los anillos de
base. Toda la configuración está contenida en una celda de
generan fuera de la celda y se aplican a la muestra. En
presión, y (1) se aplica la misma presión de confinamiento a
todos los casos se emplean probetas de cilindros huecos,
las superficies interior y exterior de la muestra o (2) se
pero sus dimensiones difieren. Aunque son complejos en
aplican presiones más altas o más bajas en la superficie
construcción y operación, muchos aparatos han sido
interior que en la superficie exterior. .
diseñados y construidos para estudiar el comportamiento
del suelo bajo condiciones de carga estática y cíclica (por
ejemplo, Broms y Casbarian 1965; Lade 1981; Sayao y
Vaid 1991; Saada et al. 1994 ). .
Si se aplica la misma presión dentro y fuera de la
muestra del cilindro hueco, entonces la inclinación, β, de la
tensión principal principal, σ1 , en relación con la vertical se
relaciona con el valor de b de la siguiente manera (Lade et
al. 2008):
b = pecado2
b
(11.12)
Para estudiar los efectos sobre el comportamiento del suelo
del esfuerzo principal intermedio, indicado por b, y los
efectos de la inclinación del esfuerzo principal mayor, β, por
separado, es necesario aplicar diferentes presiones dentro
σy
y fuera de la muestra cilíndrica hueca. Esto requiere la
y
τyz
separación del volumen dentro de la muestra del cilindro
τyx
hueco, por lo que debe presurizarse por separado de la
τxz
celda exterior.
τzx
σz
τzy
X
σx
Aunque la diferencia en el diseño es pequeña, el aparato
que se muestra en la figura 11.32 aplica la misma presión
τxy
dentro y fuera del cilindro hueco. Se pueden aplicar tensiones
cortantes y tensiones desviadoras verticales a la parte
z
Figura 11.31 Componentes de tensión en un sistema
de coordenadas cartesianas para una muestra cilíndrica hueca.
superior e inferior del cilindro hueco. La carga vertical se
transfiere a la muestra mediante una placa de tapa, que es
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 365
2.0
Arena Monterey No. 0 D1= 27%
0,6
Arena de la playa de Santa Mónica
1.5
Lineal
D1= 20%
movimiento
transductores
/ oidem) oardpl.excσσ(
1.0
2.0
3.8
1.0
1.0
2.0
Los valores de σcell (en kgf/cm2) son
indicado en los puntos de datos
calibre de clip
Placa de tapa
y
Diámetro medio = 20 cm
Grosor de la pared=2 cm
Anillo de tapa
altura variable
(5 ­ 40 centímetros)
Anillo base
0
5
10
20
30
40
Altura de la muestra (cm)
Figura 11.33 Efectos de la restricción en los extremos en
ensayos de torsión y corte en una muestra de cilindro hueco.
Reproducido de Lade 1981 con autorización de Elsevier.
Muestra
Eje central
0
brazo de torsión
Carga de corte por torsión
cilindro
Cable
Cilindro de carga vertical
Figura 11.32 Aparato de corte por torsión (según Lade 1981).
conectado a un eje a través de la placa inferior de la
celda, como se ve en la figura 11.32. La tensión
desviadora resultante junto con la presión de la celda
proporciona una tensión normal vertical mayor o menor
que la presión de confinamiento. El torque se transfiere
a la muestra a través del eje central y la placa de tapa.
Los esfuerzos cortantes debidos al par provocan la
rotación de las direcciones principales de los esfuerzos
(cuando el esfuerzo del desviador vertical es diferente
de cero) y generan un estado tensional con tres
esfuerzos principales desiguales.
La presión de la celda es siempre la tensión principal
En los límites de (1) esfuerzos
intermedia, σ2 .
desviadores de compresión y sin esfuerzos cortantes,
σ2 = σ3 y (2) esfuerzos desviadores de extensión y sin
esfuerzos cortantes, σ2 = σ1 .
Durante una prueba de torsión y corte, la carga
vertical, el torque, la presión de la celda (o las presiones
interna y externa de la celda), la deformación vertical
normal, el cambio de volumen de la celda interior, el
cambio de volumen de la muestra y el corte. se miden
las deformaciones. Esto permite el cálculo de todas las
tensiones y deformaciones en la muestra de cilindro
hueco.
Pueden ocurrir concentraciones de tensión en
muestras de cilindros huecos, especialmente si la altura
de la muestra es demasiado pequeña o si la relación
entre los radios interior y exterior de la muestra es
demasiado baja. El esfuerzo normal horizontal tangencial,
σθ , en la pared del cilindro (figura 11.31) no se mide,
pero se supone que es igual al promedio de las presiones
interior y exterior de la celda. Esto es correcto sólo si la
altura de la muestra es suficiente para reducir la
influencia de las restricciones en los anillos de tapa y
base, que cuentan con extremos de fricción para
transferir los esfuerzos cortantes aplicados, pero también
impiden que la muestra se mueva horizontalmente. La
restricción es más pronunciada en el caso de arenas en
dilatación. El análisis de altura suficiente se realizó
basándose en experimentos con arena (Lade 1981) para
las dimensiones horizontales de la muestra cilíndrica
hueca que se muestra en la figura 11.32. Los resultados
se muestran en la figura 11.33 e indican que una muestra
de 20 a 25 cm de altura es suficiente para reducir las
restricciones en los anillos de la tapa y la base.
Machine Translated by Google
366 Ensayos Triaxiales de Suelos
Sayao y Vaid (1991) realizaron análisis elásticos lineales de
las no uniformidades de tensión a través de la pared del cilindro en
muestras con diferentes presiones internas y externas, y los
resultados de estos análisis se muestran en la figura 11.34. Las
faltas de uniformidad de tensiones más severas ocurren cerca de
las esquinas donde (1) b = 0,0 y β = 90° y (2) b = 1,0 y β = 0°,
βR
mientras que las faltas de uniformidad de tensiones más pequeñas
ocurren para inclinaciones, β y b = 0,5 y para todos los valores b
y β = 45°.
Con base en los resultados de estos análisis, Sayao y Vaid
(1991) revisaron las dimensiones de los aparatos de corte por
torsión existentes y produjeron el diagrama en la figura 11.35, que
r
80
indica las dimensiones óptimas de la muestra de cilindro hueco
para ensayos de corte por torsión.
Pruebas escurridas sobre arena.
0
UBC–HCT:
Superficie βR: R = 3
A continuación se indican ejemplos de resultados de experimentos
drenados en arena. Los resultados de dichas pruebas pueden
Figura 11.34 Diagrama que muestra la falta de uniformidad
de tensiones. b = (σ2 − σ3 )/(σ1 − σ3 ); β°, inclinación
de la tensión principal mayor respecto de la vertical; βR, no
expresión dimensional para la falta de uniformidad de
tensiones a lo largo de la pared de la muestra; y R,
relación de tensión principal. Reproducido de Sayao y
Vaid 1991 con autorización de Elsevier.
representarse y analizarse en otros tipos de diagramas según el
objetivo de los análisis.
La Figura 11.36 muestra las direcciones de los principales
incrementos de tensión y deformación en el espacio físico en el
momento de la falla a partir de experimentos en medios.
32
13c
32
40
35
8
(Re ­ Ri = 62)
15
9 13b=17
20=25
34
27 19
22=24
23= 26=28=30
33
4=21
31
7=11=13a 6c=6d
1
15
30
dieciséis
29
25
20
dieciséis
27
20
9=13b 25
17=34
19
22
23 28
4
24 26=30
21
6c
7
10
1
12
6d=11=13a
29
14
6a=6b
18
1,0 0,8
Ri /
Re
3
0,6 0,4 0,2
6a
3
5
2
31
33
15
12
14
10 = 13c
)mm­e
(iR
8=10
18
0,2 0,6 1,0 1,4
6b
2
1,8 2,2 2,6 3,0 3,4
h/
2Re
Figura 11.35 Diagrama que muestra las dimensiones de varios aparatos de torsión y corte. Sayao y Vaid (1991) revisaron
las dimensiones de los aparatos de torsión y corte existentes y produjeron este diagrama que indica las dimensiones óptimas
de la muestra de cilindro hueco para ensayos de torsión y corte. Ri , radio interno de la muestra; Re , radio externo de la muestra; y
H, altura de la muestra del cilindro hueco. Reproducido de Sayao y Vaid 1991 con autorización de Elsevier.
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 367
3
Superficie de falla
σr/pa= 2,0
η1= 44,5
metro = 0,10
2
.
θz
1
/θ,azpετ
0
–1
–2
~Alto = 40 cm
~Alto = 25 cm
–3
–2
–1
1
0
2
3
4
5
(σz­σθ)/(2pa),(ε . z­ε. θ)/2
Figura 11.36 Comparación de las direcciones de los esfuerzos principales con las direcciones de los incrementos de la deformación plástica
principal en el momento de falla en el espacio físico durante la rotación de los esfuerzos principales en ensayos de torsión y corte en la arena
de Santa Mónica Beach. Reproducido de Lade et al. 2009 con autorización de Elsevier.
α = 67,5°
α = 45°
α = 22,5°
Dirección principal de tensión
Dirección de incremento de deformación
Figura 11.37 Patrones esquemáticos de las direcciones principales de incremento de deformación y direcciones principales de tensión
observadas en ensayos de torsión y corte en arena densa de Nevada con anisotrópico cruzado. Reproducido de Rodríguez y Lade 2014
con autorización de Elsevier.
densa arena de la playa de Santa Mónica (Lade et al.
2009). Los datos presentados por Rodríguez y Lade (2014)
mostraron resultados similares para
Pruebas drenadas en arena de anisotropía cruzada.
Las pruebas de torsión y corte en arena fina y densa de
Arena de Nevada anisotrópica, densa y fina, y las direcciones
Nevada depositada por pluviación seca formaron un depósito
no coincidían, incluso en el momento de la falla, como se
altamente anisotrópico cruzado. En estas pruebas se
indica en la figura 11.37. El modelado de este comportamiento
aplicaron diferentes presiones internas y externas para
puede requerir un elastómero anisotrópico cruzado.
realizar pruebas con todas las combinaciones de los
Marco plástico del modelo constitutivo.
parámetros independientes de b y β en todo el rango de estas
La Figura 11.38 muestra el ángulo de fricción trazado
versus el valor b en el momento de falla para las pruebas de
dos variables, es decir, 0 ≤ b.
torsión y corte en arena de densidad media de la playa de
0,25 y el valor de β se cambió en incrementos de 22,5°. La
≤ 1 y 0° ≤ β ≤ 90°. El valor de b se cambió en incrementos de
Santa Mónica. La superficie de falla descrita por la cruz
consiguiente variación 3D en el ángulo de fricción se ve en la
Criterio de falla anisotrópica dado en la ecuación. (11.5)
también se muestra.
figura 11.39.
Machine Translated by Google
368 Ensayos Triaxiales de Suelos
50
σdentro= σfuera= σr = σ2
b = sen2β
45
40
b
olugnÁ
σ1
35
η0= 26,55
Ω1= –0,240
(m=0)
30
βσ3 _
σr = σ2
25
0
σr /pa= 2,0
0,2
0,4
0,8
0,6
1.0
b = (σ2–σ3)/(σ1–σ3)
Figura 11.38 Comparación del criterio de falla con los datos de la prueba de torsión y corte para arena de densidad media y anisotrópica
cruzada de la playa de Santa Mónica. Las bandas de corte en el régimen de endurecimiento reducen los ángulos de fricción en los
rangos medios de los valores b. Reproducido de Lade 2008 con autorización de Canadian Science Publishing.
60
50
olugnÁ
40
30
20
10
0
0
1
22,5
0,75
45
b
0,5
67,5
0,25
90 0
valor b
Puntos experimentales
Figura 11.39 Variación tridimensional en el ángulo de fricción con b y la inclinación del esfuerzo principal β para ensayos de torsión y corte
en arena densa de Nevada. Reproducido de Lade et al. 2014 con permiso de ASCE.
Hay una variación muy significativa en los ángulos
de fricción en estos experimentos. El ángulo de fricción
más alto de 57°, que ocurre en b = 0.75 y β = 0°, es
25° mayor que el ángulo de fricción más bajo de 32°,
que se obtuvo en b = 0.75 y β = 67.5°.
β = 67,5°. Es probable que esto se deba a la alineación
de la dirección de las bandas de corte con el plano
horizontal, que es el más débil debido al lecho en esta
dirección.
La prueba de compresión triaxial en una muestra
Por lo tanto, hay una caída drástica en la resistencia
vertical, correspondiente a b = 0.00 y β = 0°, produjo
un ángulo de fricción de 41°, como se ve en la figura
en b = 0,75 a medida que la dirección σ1 cambia de β
= 0° (vertical) a β = 67,5°. A esto le sigue un pequeño
11.39. Un ángulo de fricción constante de este tipo se
aumento de β = 67,5° a β = 90°. La figura 11.39
aplica a menudo en un proyecto de ingeniería
también indica una depresión o un valle en la superficie de falla
en
geotécnica
determinado, pero no podría sustituirlo.
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 369
90
90
No. 2
80
80
70
70
ψ
60
60
ξ
50
50
40
)sodar,g,ψ
χξ(
)sodar,g,ψ
χξ(
χ
30
40
30
20
20
La carga primaria comienza aquí
10
Puntos de falla
ψ
10
ξ
0
0
12
345
6
0
78
0
1
2
γzθ (%)
No 10
80
χ
80
ψ
ξ
60
60
50
50
ξ
ψ
χ
40
30
20
20
10
10
0
12
345
6
No 16
)sodar,g,ψ
χξ(
)soda,r,ψ
g
χξ
70
30
78
90
70
40
3456
γzθ (%)
90
0
Numero 3
χ
78
γzθ (%)
0
0
1
2
3456
78
γzθ (%)
Figura 11.40 Direcciones de los principales incrementos de tensión y deformación principales en el espacio físico en el momento
de la falla a partir de experimentos con caolinita plástica Edgar reconstituida, normalmente consolidada con K0 . Reproducido de
Hong y Lade 1989b con autorización de ASCE.
para la variación de la resistencia con la dirección principal de
la tensión como se observa en los experimentos presentados
aquí.
Ensayos sin escurrir sobre arcilla.
Interpretaciones de los resultados de pruebas de corte por
Lodo de la Bahía de San Francisco no perturbado, normalmente
consolidado con K0 , se muestran como ejemplos de resultados
de dichas pruebas.
La Figura 11.40 muestra las direcciones de los principales
incrementos de tensión y deformación principales en el espacio
físico en el momento de la falla a partir de experimentos con
torsión no drenadas en reconstituidos, normalmente K0
caolinita plástica Edgar reconstituida, normalmente consolidada
Consolidado Edgar Plastic Kaolinita y en
con K0 (Hong y Lade 1989b). Similar a
Machine Translated by Google
370 Ensayos Triaxiales de Suelos
ψ
σ1
ξ
τzθ/pa, Δεzθ
Δεp1
ξ
N° 7
0,66
ψ
No 6
0,57
ψ
No 12
0,50
σ1
ξ
No 13
0,43
No. 2
0,28
σ1 Δεp
1
Δεp1
No 9
0,19
2ξ
No 15
numero 5
bf = 0,95
0,10
No 14
bf = 0,025
2ψ
No 11
Nos. 8 y 10 bf = 1,00
–0,5
bf = 0,00
0
0,5
σz – σθ
Δεz – Δεθ
2pa , 2
Figura 11.41 Datos de pruebas de torsión y corte en lodo de la Bahía de San Francisco no perturbado, normalmente consolidado con K0 ,
que muestran que las direcciones de los incrementos de deformación en el momento de la falla claramente no están alineadas con las
direcciones de la tensión, lo que indica una influencia significativa de la estructura anisotrópica cruzada en los resultados. . Reproducido
de Lade y Kirkgard 2000 con autorización de Elsevier.
Como resultado de experimentos en arena, las direcciones
rápidamente a medida que la tensión se inclina con respecto
coinciden esencialmente en el momento de la falla, lo que
a la vertical, y con una inclinación de 30° y más, la resistencia
indica un comportamiento que puede caracterizarse por un
al corte no drenado normalizada es aproximadamente
modelo constitutivo elastoplástico isotrópico.
constante en aproximadamente el 80% del valor para la
Para comparar con los resultados de la Fig. 11.40, los
datos de las pruebas de torsión y corte en lodo de la Bahía
muestra vertical. Sin embargo, la resistencia al corte no
de San Francisco no perturbado, normalmente consolidado
con K0 , se muestran en la Fig. 11.41 (Lade y Kirkgard
2000). Las direcciones de los incrementos de deformación
en el momento de la falla claramente no están alineadas con
las direcciones de la tensión, lo que indica una influencia
drenada se reduce ligeramente al aumentar el valor b, y es
más baja en la condición de extensión, donde b = 1,0.
11.3.4 Resumen y conclusión
De la variación observada en el estrés se desprende claramente:
significativa de la estructura anisotrópica cruzada en los resultados.
La variación de la resistencia al corte normalizada y no
deformación, cambio de volumen, presión de poro y
drenada con una inclinación de tensión principal importante
comportamiento de resistencia efectiva en pruebas 3D que
del lodo de la Bahía de San Francisco consolidado con K0 y
no perturbado se muestra en la figura 11.41. Esta variación
de la resistencia al corte normalizada y no drenada es similar
cuando se prueban suelos anisotrópicos cruzados.
a la que se muestra en la figura 11.17(a) para la caolinita
plástica Edgar. El valor más alto de resistencia al corte
normalizado se obtiene para muestras verticales, que es la
orientación habitual y más conveniente de las muestras
ensayadas en compresión triaxial. La fuerza disminuye
la dirección de la tensión principal principal es muy importante
Aún se requiere experimentación para determinar la variación
del comportamiento con la relación de vacíos, la presión de
confinamiento efectiva, el valor relativo de σ2 y la inclinación
de la tensión principal principal en relación con los planos
del lecho.
La revisión anterior se ha ocupado de la carga monótona
de suelos bajo varias cargas 3D.
Machine Translated by Google
Pruebas con tres tensiones principales desiguales 371
condiciones. Aquí no se han discutido la descarga y
recarga y las inversiones de tensión que implican
grandes cambios de tensión en condiciones 3D, así
como la rotación de tensión pura. Estos temas han sido
estudiados experimentalmente.
y los resultados indican un comportamiento interesante
del suelo que requiere modelización mediante modelos
matemáticos más avanzados, como el endurecimiento
cinemático. Esto está más allá del alcance del presente
libro.
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
Apéndice A: Fabricación de látex
Membranas de caucho
La mayoría de las muestras de suelo que se van a
ensayar en compresión triaxial son cilíndricas, pero
algunas muestras para ensayos tridimensionales pueden
tener formas con secciones transversales rectangulares.
Sin embargo, se puede obligar a una membrana cilíndrica
a adoptar casi cualquier forma para rodear la muestra
utilizando un molde de formación con vacío distribuido en
las superficies internas, por lo que puede no ser necesario
producir membranas que no sean aquellas con formas
cilíndricas. Por lo tanto, es posible que no se requieran
esquinas ni bordes.
El proceso de fabricación de membranas de caucho de
látex ha sido descrito por Vaid y Campanella (1973) y
Raymond y Soh (1974) hicieron comentarios y mejoras.
El autor y sus alumnos hicieron observaciones adicionales
que se incluyen en la siguiente descripción.
A.1 El proceso
El proceso de elaboración de una membrana de látex de
caucho consiste en sumergir un molde liso hecho con la
forma de la membrana deseada en el látex de caucho
líquido y retirarlo, tras lo cual se deja secar al aire la
película adherida.
a temperatura ambiente seguido de curado a temperatura
elevada. La membrana se espolvorea con talco y se quita
del molde mientras se aplica más talco a la superficie
interior para evitar que la membrana se pegue a sí misma.
A.2 Productos para la fabricación de
membranas
1. Alcohol etílico (es lo mismo que etanol).
2. Nitrato de calcio: utilice “grado refinado” (cualquier otra
cosa es demasiado cara).
El mejor producto es el 75% de nitrato de calcio
trihidrato.
3. Látex: compuesto de látex de caucho natural.
4. Tanques de inmersión: un tanque de alta resistencia
con tapa que se equipará con un dispositivo de
agitación lenta, a menudo una paleta de movimiento
lento, para evitar que el látex forme una capa gruesa
en la superficie, que se desborde en la parte superior.
Además, hay un tanque para contener nitrato de calcio,
en el que se puede sumergir el molde para crear una
capa de coagulación para la membrana de caucho.
5. Molde de aluminio sobre el que crear la membrana de
goma.
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
374 Apéndice A: Fabricación de membranas de caucho de látex
A.3 Crear un molde de aluminio
El otro tanque debe llenarse con látex líquido. Este tanque
debe tener capacidad suficiente para permitir sumergir el molde
El molde en el que se crea la membrana no tiene que tener
de aluminio por completo, o al menos hasta cubrir la sección de
forma circular, pero la mayoría de las formas pueden crearse a
la membrana. Una paleta giratoria debe mantener el látex líquido
partir de membranas circulares. El molde puede formarse a
en un estado de agitación suave para evitar que se desborde en
partir de una pieza plana de placa de aluminio con bordes
la superficie superior. Se debe tener cuidado para evitar que
redondeados, digamos con un radio de 1,27 cm (0,5 pulgadas).
entren burbujas de aire en el líquido, ya que pueden provocar
También se pueden utilizar otros metales como el latón, pero
pequeños orificios en la membrana.
no se recomienda el plástico ni la madera. Los bordes afilados
deben redondearse para evitar zonas delgadas durante la
inmersión. El látex se encogerá a medida que se seca y cura, y
Ambos tanques deben tener tapas ajustadas para evitar que
cuando la membrana se despegue del molde será más pequeña
el látex forme una capa delgada en la superficie y se cure. Con
que el molde. La cantidad de contracción depende del tipo de
látex utilizado.
años.
una tapa hermética, el látex se puede almacenar durante 2 a 3
Puede ocurrir una contracción del 4 al 7%. Por lo tanto, el molde
debe diseñarse para que sea más grande por la cantidad de
A.5 Preparación del molde
contracción.
Una vez fabricado el molde, se le puede equipar con dos
Todo el molde debe desengrasarse y limpiarse con jabón y luego
cáncamos en la parte superior para fijar un cordón o cuerda para
con acetona para asegurarse de eliminar todos los aceites y
sumergirlo y manipularlo. Esto es para evitar tocar el molde con
otras impurezas de la superficie del molde. A partir de este
momento el molde sólo se debe tocar con guantes esterilizados.
la membrana durante el proceso. Asegúrese de que los pernos
estén colocados de manera que el molde cuelgue en una
condición relativamente vertical.
El molde se debe precalentar colocándolo en un horno a unos
El molde debe lijarse utilizando papel de lija progresivamente
100°C durante 6 h o toda la noche.
más fino, comenzando con papel de lija húmedo de grano 100 y
trabajando hasta llegar a un papel de lija húmedo de grano 400.
Es posible que el paño Emory no funcione tan bien como el paño húmedo/
papel de lija seco. Después de que el molde esté completamente
liso, use pulidor de metales para terminar de alisar la superficie.
A.6 Procesos de inmersión
Asegúrese de trabajar en un área bien ventilada ya que el
amonio que constituye gran parte del compuesto de látex líquido
es muy volátil y formará una cantidad considerable de vapor
durante el proceso de inmersión.
A.4 Dos tanques
Además, debe haber un gancho para colgar el molde durante
Un tanque (acero inoxidable o PVC) debe llenarse con etanol y
el secado. Es aconsejable colocar un tapete debajo del anzuelo
luego mezclarse completamente con nitrato de calcio al 30%,
ya que puede gotear un poco de látex durante el curado.
que actúa como coagulante para el látex de caucho. La solución
debe quedar relativamente clara cuando se complete la mezcla.
La concentración de sal en el alcohol controla el espesor del
depósito de la película de látex. Vaid y Campanella (1973)
Retira el molde del horno y sumérgelo directamente en la
mezcla de etanol. Cuelgue el molde en el gancho y observe que
el etanol debe “desprenderse” del molde dejando una capa de
informan que una concentración del 20% en peso daría como
polvo uniforme de nitrato de calcio. Si el molde se ha calentado
resultado membranas con espesores de 0,010 a 0,012 pulgadas
lo suficiente, esto debería tardar menos de 5 min.
(0,25 mm) con una sola inmersión. Concentraciones mayores o
menores producirían membranas más gruesas o más delgadas.
Dependiendo de qué tan bien se agite el tanque de inmersión
de látex, el molde se puede sumergir directamente en
Machine Translated by Google
Apéndice A: Fabricación de membranas de caucho de látex 375
el látex líquido, o se puede dejar enfriar, digamos durante unos
15 minutos, antes de sumergirlo en el látex líquido. Si se
Luego se puede sumergir la membrana en un baño de agua
para eliminar cualquier exceso de coagulante de las superficies.
sumerge directamente, el calor hará que el látex se cure muy
rápidamente.
Sumerge el molde de manera suave y uniforme. Intente dejar
que el molde entre en el látex de manera uniforme y lo más
A.7 Postproducción
rápido posible sin atraer burbujas de aire hacia el látex.
Deje que el molde repose en el látex líquido durante 20 a 60
s para obtener un espesor de membrana de entre 0,012
pulgadas (en la parte superior) y 0,025 pulgadas (en la parte
Inspeccione la membrana para detectar áreas débiles. A veces,
dicha zona se encuentra cerca del borde del molde. Cualquier
área cerca de la mitad del molde que constantemente produzca
mala calidad debe volverse a lijar y limpiarse a fondo.
inferior del molde).
Saque el molde del látex a una velocidad de 1 cm/s, mientras
Es probable que la solución de nitrato de calcio no se esté
el exceso de látex regresa al tanque.
esparciendo uniformemente en esta área debido a irregularidades
en la superficie.
Colgar el molde con la membrana recién formada en el
gancho para que se seque durante un mínimo de 12 h. El
tiempo de curado variará según la temperatura del molde, la
A.8 Almacenamiento
temperatura ambiente y la ventilación.
Lo ideal es almacenar las membranas terminadas en un
Asegúrese de espolvorear el exterior de la membrana con
refrigerador, donde la temperatura sea baja, pero no helada, y
talco (talco para bebés) antes de quitarla del molde, ya que de
donde esté oscuro.
lo contrario la nueva membrana tenderá a adherirse a sí misma.
Esto es para prevenir o disminuir la tasa de deterioro que se
produce debido a la luz y las temperaturas más altas.
También espolvoree el interior de la membrana para que
sea “antiadherente”.
El proceso de vulcanización se puede completar colocando
la membrana sobre papel o tela en el horno a 140°C durante
A.9 Reparación de membrana
aproximadamente 12 h. Alternativamente, la membrana se
puede colgar en el laboratorio y dejar secar al aire. Esto no
Las membranas con fugas se pueden reparar sellando los
logrará el 100% de vulcanización, pero no hay riesgo de “cocinar
demasiado” la membrana. Un curado insuficiente tiende a dejar
orificios con látex líquido, que luego se seca en la superficie.
las membranas con tasas de fuga excesivas.
contraluz.
Los agujeros se pueden descubrir estirando la membrana a
Los agujeros se pueden rodear con un rotulador resistente al
agua para poder encontrarlos nuevamente.
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
Apéndice B: Diseño del diafragma
Células de carga
En ocasiones resulta práctico poder diseñar una celda
de carga de diafragma para instalarla en determinadas
ubicaciones del equipo triaxial. La celda de carga de
diafragma es conveniente porque este disco relativamente
plano puede caber en la tapa de la muestra triaxial o
puede caber debajo de la base sin ocupar demasiado
espacio. Por lo tanto, aquí se revisa el diseño de tales
celdas de carga (Timoshenko y Woinowski­Krieger
kP
t =
σ
(B.2)
máximo
Y la deflexión del punto central, wmax, es:
=
semana
máximo
1
pa
2
yt
3
(B.3)
1959).
en el que E es el módulo de Young del material utilizado
para la celda de carga de diafragma, y k1 está relacionado
con la relación a/b de la siguiente manera:
B.1 Células de carga con
diafragma uniforme
La Figura B.1 muestra la deflexión de una celda de
carga de diafragma con espesor uniforme t, y cargada
en el centro con P mientras está apoyada a lo largo del
borde circular. La tensión normal máxima es proporcional
a P e inversamente proporcional al espesor al cuadrado:
σ
máximo
=
kP
2
a/b 1,25
k
k1
1.5
2.0
3.0
4.0
5.0
0,115 0,220 0,405 0,00129
0,703 0,933 1,13
0,0064 0,0237 0,062 0,092 0,114
Las propiedades físicas (módulo de Young, E
y el límite elástico, σrendimiento) de los metales para celdas de carga son
(B.1)
como sigue:
toneladas
en el que k es un factor adimensional relacionado con
la relación a/b, en el que a y b son los radios interior y
exterior del diafragma, respectivamente.
El espesor, t, del diafragma se encuentra a partir de la
ecuación. (B.1):
Aluminio: E = 70 GPa; σrendimiento = 415 MPa
=520MPa
Acero inoxidable: E = 200 GPa;
=345 MPa
σrendimiento Cobre berilio: E = 125 GPa;
σrendimiento Se sugiere utilizar entre el 80% y el 90% del
límite elástico como σmáx.
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Machine Translated by Google
378 Apéndice B: Diseño de celdas de carga de diafragma
k
PAG
PAG
k
1.0
revendedor
estaño
Interno
Wmáx
1.0
b
Wmáx
a
b
a
0,8
0,8
diafragma uniforme
espesor:
0,6
t=
k ∙P
0,6
σmáx
0,4
0,4
Exterior
0,2
0,2
0
a/b
0
1
2
4
3
5
a/b
0
Figura B.1 Deflexión esquemática de una celda de carga de
diafragma con espesor uniforme cargada en el centro con
P y apoyada a lo largo del anillo circular, y factor k utilizado para
calcular el espesor uniforme.
Lo siguiente se refiere a una celda de carga con
diafragma cónico. Los espesores interior y exterior se
calculan sobre la base de que se logra el mismo
momento por unidad de longitud de la circunferencia,
mientras se maximiza la señal de las galgas
extensométricas.
1.25
1.5
2.0
3.0
4.0
2
4
3
5
Figura B.2 Factores k(in) y k(out) para el cálculo de los espesores
del diafragma en los diámetros interior y exterior.
B.3 Ejemplo: Diseño de una celda
de carga de cobre­berilio de 5 kN
B.2 Células de carga con diafragma
cónico
a/b
1
0
5.0
k(pulg) 0,115 0,220 0,405 0,703 0,933 1,13
k(fuera) 0,0984 0,168 0,257 0,347 0,390 0,415
α
0,0013 0,0064 0,0237 0,062 0,092 0,114
El diámetro exterior y el diámetro del pomo interior se
estiman en función del espacio disponible para la
celda de carga. Por lo tanto, el diámetro exterior se
establece en 10,00 cm y el diámetro (interior) de la
perilla es de 2,00 cm. El diámetro exterior del
diafragma es 2a = 6,86 cm y el diámetro interior es 2b
= 2,0 cm para una relación de a/b = 3,43/1,00 = 3,43.
Para un diafragma de espesor uniforme el valor de
k = 0,81 y k1 = 0,075, lo que produce:
t=
Las relaciones entre a/b y k(in) y k(out)
se muestran en la Fig. B.2.
El valor de α se utiliza para calcular la deflexión, lo
0 .81510
3
norte
2
=
0 .0000135
6 300 10 SUST.
/
= 0 .00367 mmm
= .
3 67
que permite diseñar la protección contra sobrecarga:
w
máximo
en el que t = tavg = (t
=
α pa
yt
en
2
3
+ todo)/2 se utiliza.
(B.4)
wmáx = 0 .075
5 10
3
norte
9
(
3 .43 10
2
125 10 SUST.
/
= 0 .0 000714m∙m= 0,0714m
(
− 2
metros
)
2
0 .00367 metro )
3
Machine Translated by Google
Apéndice B: Diseño de celdas de carga de diafragma 379
B.3.1 Fallo de punzonado
Para un diafragma cónico, el valor de k(in) es el
mismo que para el diafragma uniforme, mientras que
k(out) = 0,37 para el diafragma cónico.
Por lo tanto,
La carga puede producir fallas de punzonado en la
superficie interna, donde el área está
2π
Por= cierto
touter
0 .37 5 10
=
2
=
0 .0000062
6 300 10 SUST.
/
Esfuerzo cortante =
= 0 .00248 mmm
= .
2 48
t enner = 3 .67 mm como
( para el diafragma uniforme
t
= 1
promedio
2
wmáx = 0 .075
5 10
norte
9
(
3 .43 10
2
125 10 SUST.
/
= 0. . 000121m=
2π0 01. 0 00367
(
5 10
3
norte
0 .000231 metro
2
6
= 21 .6 10 Pa
< 300 10
)
6
Pa
En la superficie exterior:
( 2 .48 3+ 67. 3 ) = .08 milímetros
3
=
= 0 .000231 metro 2
3
norte
interno
−
2
metros
)
un =en2π
2
0 .00308 metro )
exterior
=
. 0 00248
.
2π0 0343
= 0 .000535 metro 2
3
Esfuerzo cortante =
metro 0 121 metro
5 10
3
norte
0 .000535 metro
= 0 .935 10
Por lo tanto, se calcula una distancia de 0,121 mm
entre el pomo y la placa de cubierta de la célula de
carga, de modo que la tapa de la membrana se detiene
en esa desviación.
6
2
Pa 3< 10
6
Sin fallos de punzonado.
En la figura B.3 se muestra el diseño de una celda
de carga de 5 kN con diafragma cónico hecho de cobre
berilio.
100.0
68,6
20.0
12.0
Pensilvania
2.48
3.67
0,12
Figura B.3 Diseño de una celda de carga de 5 kN con diafragma cónico fabricado en cobre berilio. Ángulo cónico = 2,8°.
Todas las medidas se dan en milímetros.
Machine Translated by Google
Machine Translated by Google
Referencias
Abrantes, AE y Yamamuro, JA (2002) Técnicas experimentales
Caolín con comportamiento anisotrópico normalmente consolidado.
Suelos y cimientos, 52(1), 146–159.
y de análisis de datos utilizadas para pruebas de alta tasa de
deformación en suelos sin cohesión. Revista de pruebas
geotécnicas, 25 (2), 128–141.
Anderson, DG y Stokoe, KH, II (1978) Módulo de corte: una
propiedad del suelo dependiente del tiempo. En: Pruebas
Ackerly, SK, Hellings, JE y Jardine, RJ (1987)
geotécnicas dinámicas, ASTM STP 654
Discusión sobre un nuevo dispositivo para medir
(eds. ML Silver y D. Tiedemann), págs. 66–90.
deformaciones locales en muestras triaxiales. Geotecnia,
37(3), 413–417.
ASTM, Filadelfia, PA.
Andreasen, A. y Simons, NE (1960) Equipo y técnica triaxial
Adachi, K. (1988) Muestreo de suelos sin cohesión y con grava.
noruegos. Actas de la Conferencia de investigación de la
En: El arte y la ciencia de la ingeniería geotécnica en los
albores del siglo XXI
(eds. ET Cording, WJ Hall, JD Haltiwanger, AJ
ASCE sobre la resistencia al corte de suelos cohesivos,
Boulder, CO, EE. UU., págs.
Arthur, JRF, Bekenstein, S., Germaine, JT y Ladd, CC (1981)
Hendron y G. Mesri), págs. 206­220. Prentice Hall, Upper
Pruebas de trayectoria de tensión con rotación controlada de
Saddle River, Nueva Jersey.
Adams, JI y Radhakrishna, HS (1971) Pérdida de fuerza debido
las direcciones principales de tensión. En: Resistencia al
corte de suelos en laboratorio, ASTM STP 740 (eds RN
al muestreo en un depósito de lago glacial.
En: Muestreo de suelo y roca, ASTM STP 483 (eds BB
Gordon y CB Crawford), págs.
Young y FC Townsend), págs. 516–540. ASTM, Filadelfia,
PA.
Arthur, JRF, Chua, KS y Dunstan, T. (1977a)
ASTM, Filadelfia, PA.
Akai, K., Adachi, T. y Ando, N. (1975) Existencia de una relación
tensión­deformación­tiempo única para arcillas.
Suelos y cimientos, 15(1), 1–16.
Ali, SR, Pyrah, IC y Anderson, WF (1995)
Una técnica novedosa para la evaluación de la penetración
Anisotropía inducida en una arena. Geotecnia, 27(2), 13–30.
Arthur, JRF, Dunstan, T., AlAni, QAJL y Assadi, A. (1977b)
Deformación plástica y falla en medios granulares. Geotécnica,
27(1): 53–74.
Arthur, JRF, James, RG y Roscoe, KH (1964)
de membranas. Geotecnia, 45(3), 545–548.
Allam, MM y Sridharan, A. (1980) Influencia de la técnica de
contrapresión en la resistencia al corte de los suelos. Revista
La determinación de los campos de tensiones durante la
deformación plana de una masa de arena. Geotecnia, 14, 283–308.
ASTM D698 (2014) Métodos de prueba estándar para las
de pruebas geotécnicas, 3(1), 35–40.
características de compactación del suelo en laboratorio
Altschaeffl, AG y Mishu, LP (1970) Técnicas de capacitancia
para deformaciones radiales. Revista de la División de
Cimentaciones y Mecánica de Suelos, 96 (SM4), 1487–1491.
utilizando un esfuerzo estándar (12,400 ft­lb/ft3 (600 kN­m/
m3 )). ASTM Internacional, West Conshohocken, PA.
ASTM D1557 (2014) Métodos de prueba estándar para las
características de compactación del suelo en laboratorio
mediante esfuerzo modificado (56 000 ft­lb/ft3 (2700 kN­m/m3 )).
ASTM Internacional, West Conshohocken, PA.
AlvaHurtado, JE y Selig, ET (1981) Estudio de dispositivos de
laboratorio para medir el cambio de volumen del suelo.
Revista de pruebas geotécnicas, 4(1), 11–18.
ASTM D2850 (2014) Método de prueba estándar para prueba
de compresión triaxial no consolidada y sin drenaje en suelos
cohesivos. ASTM Internacional, West Conshohocken, PA.
Ampuda, S. y Tatsuoka, F. (1989) Un sistema triaxial
automatizado de control de trayectoria de tensión. Revista
de pruebas geotécnicas, 12 (3), 238–243.
Anantanasakul, P., Yamamuro, JA y Lade, PV
ASTM D4767 (2014) Método de prueba estándar para
(2012) Comportamiento drenado tridimensional de
Ensayos triaxiales de suelos, primera edición. Poul V. Lade.
© 2016 John Wiley & Sons, Ltd. Publicado en 2016 por John Wiley & Sons, Ltd.
Compresión triaxial consolidada sin drenaje
Machine Translated by Google
382 Referencias
Prueba de suelos cohesivos. ASTM Internacional, West
Conshohocken, PA.
ASTM D5311 (2014) Método de prueba estándar para la
resistencia triaxial cíclica del suelo con carga controlada.
ASTM Internacional, West Conshohocken, PA.
ASTM D6836 (2014) Métodos de prueba estándar para la
determinación de la curva característica del agua del
suelo para la desorción utilizando una columna colgante,
un extractor de presión, un higrómetro de espejo enfriado
y/o una centrífuga. ASTM Internacional, West
Conshohocken, PA.
ASTM D7181 (2014) Método de prueba estándar para
prueba de compresión triaxial drenada consolidada para
suelos. ASTM Internacional, West Conshohocken, PA.
Atkinson, JH, Evans, JS y Ho, EWL (1985)
No uniformidad de muestras triaxiales debido a
consolidación con drenaje radial. Geotecnia, 35(3), 353–
355.
Aydilek, AH y Kutay, ME (2004) Desarrollo de un innovador
sistema de desaireación de agua controlado por
computadora para pruebas hidráulicas de geosintéticos.
Revista de pruebas y evaluación, 32 (2), 161–166.
Balasubramaniam, AS (1976) Deformaciones locales y
patrones de desplazamiento en muestras triaxiales de
una arcilla saturada. Suelos y cimientos, 16(1), 101–114.
Balasubramaniam, AS y WaheedUddin (1978)
Respuesta a la discusión sobre “Características de
deformación de la arcilla de Bangkok erosionada en
extensión triaxial”, por Balasubramaniam, AS y Waheed
Uddin, Geotechnique, 27(1):7592. Geotecnia, 28(3), 231–
234.
Baldi, G., Hight, DW y Thomas, GE (1988)
Una reevaluación de los métodos de prueba triaxiales
convencionales. En: Pruebas triaxiales avanzadas de
suelos y rocas, ASTM STP 977 (eds RT Donaghe, RC
Chaney y ML Silver), págs. 219­263. ASTM, Filadelfia,
PA.
Baldi, G. y Nova, R. (1984) Efectos de penetración de
membranas en pruebas triaxiales. Revista de Ingeniería
Geotécnica, 110(3): 403–420.
Baligh, MM (1976) Expansión de cavidades en arena con
envolturas curvas. Revista de la División de Ingeniería
Geotécnica, 102 (GT11), 1131–1146.
Barden, L. (1972) La relación entre la estructura del suelo y
la ingeniería geológica del suelo arcilloso. Trimestral del
Journal of Engineering Geology, 5(1–2), 85–102.
Barden, L. y McDermott, RJW (1965) Uso de extremos
libres en ensayos triaxiales de arcillas. Revista de la
División de Cimentaciones y Mecánica de Suelos, 91
(SM6), 1–23.
Barron, RA (1948) Consolidación de suelos de grano fino
mediante pozos de drenaje. Transacciones, ASCE, 113,
718–754.
Becker, DE (2010) Pruebas en diseño geotécnico.
Revista de Ingeniería Geotécnica de SEAGS & AGSSEA,
41(1), 1–12.
Berre, T. (1982) Pruebas triaxiales en el Instituto Geotécnico
de Noruega. Revista de pruebas geotécnicas, 5(1/2), 3–
17.
Bishop, AW (1958) Los requisitos para medir el coeficiente
de presión del suelo en reposo. Actas de la Conferencia
de Bruselas sobre Problemas de Presión Terrestre,
Bruselas, Bélgica, vol. 1, pág. 214.
Bishop, AW (1973) La influencia de un cambio no drenado
en la tensión sobre la presión de poro en medios porosos
de baja compresibilidad. Geotecnia, 23(3), 435–442.
Bishop, AW y Blight, GE (1963) Algunos aspectos del estrés
efectivo en suelos saturados e insaturados.
Geotecnia, 13(3), 177–197.
Bishop, AW y Donald, IB (1961) El estudio experimental de
suelos parcialmente saturados en el aparato triaxial.
Actas de la Quinta Conferencia Internacional sobre
Mecánica de Suelos e Ingeniería de Cimentaciones,
París, Francia, vol. Yo, págs. 13­21.
Bishop, AW y Eldin, AKG (1950) Ensayos triaxiales no
drenados en arenas saturadas y su importancia en la
teoría general de la resistencia al corte.
Geotecnia, 2, 13–32.
Bishop, AW y Gibson, RE (1964) La influencia de las
disposiciones para el drenaje límite sobre las
características de resistencia y consolidación de los
suelos medidas en el aparato triaxial. En: Pruebas de
corte de laboratorio de suelos, ASTM STP 361, págs. 435–458. ASTM, Fi
Bishop, AW y Green, GE (1965) Influencia de la restricción
final en la resistencia a la compresión de un suelo sin
cohesión”, Geotechnique, 15(3): 243–266.
Bishop, AW y Henkel, DJ (1962) La medición de las
propiedades del suelo en la prueba triaxial, 2ª ed.
St. Martin's Press, Nueva York, NY.
Bishop, AW y Wesley, LD (1975) Un aparato triaxial
hidráulico para pruebas de trayectoria de tensión controlada.
Geotecnia, 25(4), 657–670.
Bjerrum, L. (1954) Propiedades geotécnicas de las arcillas
marinas noruegas. Geotecnia, 4(2), 49–69.
Bjerrum, L. y Landva, A. (1966) Ensayos de corte simple
directo en arcilla rápida noruega. Geotecnia, 16(1), 1–20.
Black, DK y Lee, KL (1973) Saturación de muestras de
laboratorio mediante contrapresión. Revista de la División
de Cimentaciones y Mecánica de Suelos, 99 (SM1), 75–93.
Machine Translated by Google
Referencias 383
Blight, GE (1963) El efecto de las presiones de poro no uniformes
en las mediciones de laboratorio de la resistencia al corte de
Carter, JP (1982) Predicciones del comportamiento no homogéneo
de la arcilla en la prueba triaxial. Geotecnia, 32(1), 55–58.
los suelos. En: Pruebas de corte de laboratorio de suelos,
ASTM STP 361, págs. 173–184. ASTM, Filadelfia, PA.
Casagrande, A. (1975) Licuefacción y deformación cíclica de
arenas: una revisión crítica. Actas de la V Conferencia
Blight, GE (1967) Observaciones sobre las pruebas de corte de
arcillas fisuradas endurecidas. Actas de la Conferencia
Geotécnica, Oslo, Noruega, vol. 1, págs. 97­102.
Panamericana sobre Mecánica de Suelos e Ingeniería de
Cimentaciones, Buenos Aires, Argentina, vol. 5, págs. 79­133.
AA Balkema, Róterdam.
Cha, M. y Cho G. (2007) Estimación de la resistencia al