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UNIVERSIDAD DE CHILE FACULTAD DE CIENCIAS FÍSICAS Y MATEMÁTICAS DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA CIVIL

CORRELACIONES GEOMÉTRICAS EN SUELOS INTERNAMENTE INESTABLES

MEMORIA PARA OPTAR AL TITULO DE INGENIERO CIVIL

MAURICIO EDUARDO ORTÚZAR BARRERA

PROFESOR GUIA

RICARDO MOFFAT COVARRUBIAS

MIEMBROS DE LA COMISION

CLAUDIO FONCEA NAVARRO

ALDO TAMBURRINO TAVANTZIS

SANTIAGO DE CHILE

SEPTIEMBRE 2010

Contenido

Listado de tablas ............................................................................................................................ 9 RESUMEN ................................................................................................................................... 10 1 Introducción ........................................................................................................................... 2

1.1 Descripción de erosión interna ........................................................................................ 3 1.2 Objetivos del estudio ....................................................................................................... 5 1.3 Metodología a utilizar ...................................................................................................... 6 1.4 Organización de la tesis. ................................................................................................. 6

2 Revisión bibliográfica ............................................................................................................. 8 2.1 Terminología ................................................................................................................... 8 2.2 Evaluación de la susceptibilidad a erosión interna en base a criterios geométricos ..... 11

2.2.1 Isotomina (1957) .................................................................................................... 11 2.2.2 Lubochkov (1969) .................................................................................................. 12 2.2.3 De Mello (1975) ...................................................................................................... 12 2.2.4 Kezdi (1979) ........................................................................................................... 13 2.2.5 Sherard (1979) ....................................................................................................... 14 2.2.6 Kenney y Lau (1985, 1986) .................................................................................... 15 2.2.7 Chapuis (1992) ....................................................................................................... 17 2.2.8 Burenkova (1993) ................................................................................................... 19 2.2.9 Tomlinson y Vaid (2000) ........................................................................................ 20 2.2.10 Garner et al (2002) ................................................................................................. 21 2.2.11 Moffat (2002) .......................................................................................................... 22 2.2.12 Wan y Fell (2004a) ................................................................................................. 23 2.2.13 Raut (2006) ............................................................................................................ 25 2.2.14 Wan and Fell (2008) ............................................................................................... 27 2.2.15 Li (2008) ................................................................................................................. 28

2.3 Evaluación de la susceptibilidad a erosión interna en base a criterios hidromecánicas30 2.3.1 Terzaghi (1939) ..................................................................................................... 30 2.3.2 Skempton and Brogan (1994) ................................................................................ 31 2.3.3 Tomlinson y Vaid (2000) ........................................................................................ 33 2.2.4 Garner et al (2002) ................................................................................................. 33 2.2.5 Moffat (2002) .......................................................................................................... 33 2.2.6 Wan (2004) ............................................................................................................ 33 2.3.7 Moffat (2005) .......................................................................................................... 34 2.3.8 Bendahmane et al (2008) ....................................................................................... 36 2.3.9 Li (2008) ................................................................................................................. 37

2.4 Descripción cualitativa de erosión interna ..................................................................... 37

2.4.1 Kenney y Lau (1985) .............................................................................................. 37 2.4.2 Tomlinson y Vaid (2000) ........................................................................................ 38 2.4.3 Moffat (2002) .......................................................................................................... 38 2.4.4 Wan (2002) ............................................................................................................ 38

2.5 Efectos del porcentaje de finos en la estabilidad interna .............................................. 39 3 Características del equipo de erosión interna ...................................................................... 44

3.1 Introducción ................................................................................................................... 44 3.2 Condiciones de diseño utilizadas .................................................................................. 44

3.2.1 Dirección del flujo ................................................................................................... 45 3.2.2 Aplicación y medición de carga vertical. ................................................................ 45 3.2.3 Aplicación y medición de gradientes hidráulicos .................................................... 45 3.2.4 Tamaño de la muestra a ensayar. ......................................................................... 46 3.2.5 Condiciones y características del agua a utilizar. .................................................. 46 3.2.6 Medición de la permeabilidad durante el ensayo. ................................................. 47

3.3 Descripción del equipo de erosión interna y su instrumentación. ................................. 47 3.3.1 Celda permeámetro ............................................................................................... 50 3.3.2 Sistema de carga vertical ....................................................................................... 52 3.3.3 Desplazamiento vertical ......................................................................................... 56 3.3.4 Sistema de abastecimiento de agua ...................................................................... 57 3.3.5 Sistema de control de flujo de entrada. .................................................................. 59 3.3.6 Medición de gradientes hidráulicos ........................................................................ 61 3.3.7 Medición de permeabilidad de la muestra ............................................................. 63 3.3.8 Sistema de adquisición de datos ........................................................................... 63

4 Propiedades de los suelos y procedimiento de ensayo ....................................................... 66 4.1 Propiedades de los suelos ............................................................................................ 66

4.1.1 Suelos de ensayos preliminares ............................................................................ 66 4.1.2 Suelos para ensayos finales .................................................................................. 67 4.1.2.1 Suelos finos ........................................................................................................ 67 4.1.2.1 Suelos granulares ............................................................................................... 69 4.1.2.3 Curvas granulométricas ...................................................................................... 72 4.1.2 Filtro o dren ............................................................................................................ 76

4.2 Confección de la muestra .............................................................................................. 79 4.2.1 Colocación de la muestra ....................................................................................... 79 4.2.1 Ensamblado del permeámetro ............................................................................... 81

4.3 Procedimiento de ensayo .............................................................................................. 83 4.3.1 Consolidación ......................................................................................................... 83 4.3.2 Flujos de agua ........................................................................................................ 83 4.4 Observaciones post - ensayo .................................................................................... 85

4.5 Programa de ensayo ..................................................................................................... 85 5 Resultados ........................................................................................................................... 87

5.1 Definiciones ................................................................................................................... 87 5.1.1 Gradiente hidráulico local (ijk) y promedio (iav) ....................................................... 87 5.1.2 Conductividad hidráulica ........................................................................................ 88 5.1.3 Definición del inicio de la inestabilidad interna ....................................................... 88

5.2 Resultado ensayos preliminares ................................................................................... 88 5.2.1 Prueba A-1 ............................................................................................................. 89 5.2.2 Prueba A-2 ............................................................................................................. 93

5.3 Programa principal ........................................................................................................ 96 5.3.1 Prueba S-05-D ....................................................................................................... 96 5.3.2 Prueba S-10-D ..................................................................................................... 102 5.3.3 Prueba S-10-A ..................................................................................................... 106 5.3.4 Prueba S-15-D ..................................................................................................... 113 5.3.4 Prueba S-20-D ..................................................................................................... 119 5.3.4 Prueba S-25-D ..................................................................................................... 125 5.3.4 Prueba S-20-D-R ................................................................................................. 131

5.4 Resumen ..................................................................................................................... 137 6 Análisis y discusión de resultados ..................................................................................... 139

6.1 Carácter de la inestabilidad interna ............................................................................. 139 6.1.1 Presencia de suffusion ......................................................................................... 139 6.1.2 Presencia de suffosion ......................................................................................... 140

6.2 Efecto de la falla por flujo de agua en la granulometría del suelo ............................... 140 6.2.1 Tasa de erosión para muestras con diferentes porcentajes de finos ................... 140 6.2.2 Comparaciones de curvas granulométricas ......................................................... 144

6.3 Influencia hidromecánica en la inestabilidad interna ................................................... 146 6.3.1 Gradientes hidráulicos locales ............................................................................. 146 6.3.2 Porcentaje de finos en la muestra ........................................................................ 147 6.3.3 Esfuerzo efectivo .................................................................................................. 149 6.3.4 Dirección del flujo ................................................................................................. 155 6.3.5 Envolventes hidromecánicos ............................................................................... 155 6.3.6 Influencia de la aplicación de impulso de carga vertical ...................................... 158

7 Conclusiones y recomendaciones ..................................................................................... 160 7.1 Conclusiones ............................................................................................................... 160 7.2 Recomendaciones ....................................................................................................... 162

7.2.1 Recomendaciones para mejorar el equipo .......................................................... 162 7.2.2 Recomendaciones para estudios futuros ............................................................. 163

Bibliografía ................................................................................................................................. 164

Listado de figuras

Figura 1.1 Suelo gap graded ......................................................................................................... 4

Figura 1.2 Suelo widely graded ..................................................................................................... 4

Figura 1.3 Suelo poorly graded .................................................................................................... 5

Figura 2.1 Método De Mello para suelos gap-graded ................................................................. 13

Figura 2.2 Método de Kezdi ......................................................................................................... 14

Figura 2.3 Método de Sherard ..................................................................................................... 15

Figura 2.4 Aparato utilizado por Kenney and Lau ....................................................................... 16

Figura 2.5 Método Kenney and Lau ............................................................................................ 17

Figura 2.6 Método de pendientes Chapuis .................................................................................. 18

Figura 2.7 Criterio Burenkova ...................................................................................................... 20

Figura 2.8 Máquina usada por Tomlinson y Vaid ........................................................................ 21

Figura 2.9 Permeámetro utilizado por Garner et al (2002) .......................................................... 22

Figura 2.10 Esquema del permeámetro utilizado por Moffat (2002) ........................................... 23

Figura 2.11 Equipo utilizado por Wan para flujos descendentes ................................................. 24

Figura 2.12 Equipo utilizado por Wan para flujos ascendentes ................................................... 25

Figura 2.13 Configuración del permeámetro utilizado por Li (2008) ............................................ 29

Figura 2.14 Equipo utilizado por Skempton y Brogan (1994) ...................................................... 32

Figura 2.15 Relación entre gradiente hidráulico crítico y (H/F)min ................................................ 32

Figura 2.16 Esquema del permeámetro utilizado por Moffat (2005). .......................................... 35

Figura 2.17 Esquema del triaxial utilizado por Bendahmane et al. (2008) .................................. 36

Figura 2.19 Efecto del contenido de fino y plasticidad de los finos en el gradiente hidráulico ... 40

promedio a la cual comienza la erosión de las partículas finas en muestras gap-graded. ......... 40

Figura 2.20 Efecto del contenido de fino y plasticidad de los finos en el gradiente hidráulico ... 41

promedio a la cual comienza la erosión de las partículas finas en muestras no gap-graded. .... 41

Figura 2.21 Influencia del contenido de arcilla y del gradiente hidráulico ................................... 42

en la erosión de la arcilla a confinamiento de 100 kpa ................................................................ 42

Figura 2.22 Influencia del confinamiento en la erosión de la arcilla y arena (backward erosion) 42

con 10% de contenido de arcilla .................................................................................................. 42

Figura 3.1 Esquema del equipo de erosión interna con flujo descendente (Ordenes 2008) ....... 48

Figura 3.2 Esquema del equipo de erosión interna con flujo descendente ................................. 49

Figura 3.3 Esquema de la celda .................................................................................................. 51

Figura 3.4 Fotografía de la celda ................................................................................................. 52

Figura 3.5 Vástago de transmisión y gata hidráulica ................................................................... 53

Figura 3.6 Marco de reacción y celda de carga ........................................................................... 53

Figura 3.7 Diseño de soportes e instalación de strain gage ........................................................ 54

Figura 3.8 Strain gage y su sistema de aislación ........................................................................ 55

Figura 3.9 Calibración de patas ................................................................................................... 55

Figura 3.10 Instrumentos para medir deformación ...................................................................... 56

Figura 3.11 Esquema del sistema de abastecimiento de agua (ordenes 2008). ......................... 57

Figura 3.12 Estanque deseairiador .............................................................................................. 58

Figura 3.13 Estanque hidroneumático ......................................................................................... 58

Figura 3.14 Compresor y membrana de goma utilizada en el 2º estanque ................................. 59

Figura 3.15 Regulador de presión de agua potable .................................................................... 60

Figura 3.16 Configuración para flujos descendentes .................................................................. 60

Figura 3.17 Configuración para flujos ascendentes .................................................................... 61

Figura 3.18 Posición de los transductores de presión ................................................................. 62

Figura 3.19 Transductores de presión y su conexión .................................................................. 62

Figura 3.20 Sistema de medición de permeabilidad .................................................................... 63

Figura 3.21 Laptop y sistema de adquisición de datos ................................................................ 64

Figura 3.22 Sistema de adquisición de datos y acondicionar de señal ....................................... 65

Figura 4.1 Distribución granulométrica de la arena de lepanto ................................................... 67

Figura 4.2 Suelo fino utilizado ..................................................................................................... 68

Figura 4.3 Curva granulométrica del suelo fino ........................................................................... 69

Figura 4.4 Forma de las partículas gravosas .............................................................................. 71

Figura 4.5 Aspecto de las partículas arenosas ............................................................................ 72

Figura 4.6 Granulometrías muestras principales ......................................................................... 73

Figura 4.7 Variación de H/F con el porcentaje de masa .............................................................. 74

Tabla 4.4 Porcentaje al cual se logra (H/Fmin) ............................................................................. 74

Figura 4.8 Variación de D85/d15 con el porcentaje de masa ......................................................... 75

Figura 4.9 Granulometría del filtro utilizado ................................................................................. 77

Figura 4.10 Aspecto del filtro utilizado ......................................................................................... 77

Figura 4.11 Malla número 4 ......................................................................................................... 79

Figura 4.12 mezclado de la muestra ........................................................................................... 80

Figura 4.13 Colocación de la muestra ......................................................................................... 80

Figura 4.14 Malla número 30 colocada sobre suelo S-20 ........................................................... 81

Figura 4.15 Ensamblado del permeámetro ................................................................................. 82

Figura 4.16 Programa de ensayos .............................................................................................. 86

Figura 5.1 Gradiente hidráulico en el tiempo ensayo A-1 ............................................................ 90

Figura 5.2 Tensión vertical en zona inferior en el tiempo ensayo A-1 ......................................... 90

Figura 5.3 Gradiente hidráulicos en el tiempo ensayo A-1 .......................................................... 91

Figura 5.5 Confinamiento y deformación en el tiempo ensayo A-1 ............................................. 92

Figura 5.6 gradiente hidráulico en el tiempo ensayo A-2 ............................................................ 93

Figura 5.7 Conductividad hidráulica en el tiempo ensayo A-2 ..................................................... 94

Figura 5.8 Conductividad hidráulica y deformación en el tiempo ensayo A-2 ............................. 95

Figura 5.9 Deformación y confinamiento en el tiempo ensayo A-2 ............................................. 95

Figura 5.10 Gradiente hidráulico en el tiempo ensayo S-05-D .................................................... 97

Figura 5.11 Gradiente hidráulico en el tiempo ensayo S-05-D .................................................... 98

Figura 5.12 Granulometría post-ensayo, muestra S-05-D ........................................................... 98

Figura 5.13 Conductividad hidráulica en el tiempo ensayo S-05-D ............................................. 99

Figura 5.14 Gradiente hidráulico y iav en el tiempo ensayo S-05-D ........................................... 100

Figura 5.15 Deformación y confinamiento en el tiempo ensayo S-05-D ................................... 101

Figura 5.16 Gradiente hidráulico/deformación en el tiempo ensayo S-05-D ............................. 101

Figura 5.17 Gradiente hidráulico en el tiempo ensayo S-10-D .................................................. 103

Figura 5.18 Gradiente hidráulico en el tiempo ensayo S-10-D .................................................. 103

Figura 5.19 Conductividad hidráulica en el tiempo ensayo S-10-D ........................................... 104

Figura 5.20 Deformación/confinamiento en el tiempo ensayo S-10-D ...................................... 105

Figura 5.21 Gradiente hidráulico promedio/deformación en el tiempo S-10-D .......................... 105

Figura 5.22 Gradiente hidráulico en el tiempo S-10-A ............................................................... 107

Figura 5.23 Inicio de la inestabilidad interna ensayo S-10-A ..................................................... 107

Figura 5.24 Conductividad hidráulica en el tiempo ensayo S-10-A ........................................... 109

Figura 5.25 Kav y iav en el tiempo ensayo S-10-A ...................................................................... 109

Figura 5.26 Deformación y confinamiento en el tiempo ensayo S-10-A .................................... 110

Figura 5.27 Gradiente hidráulico 2-3 y deformación en el tiempo S-10-A ................................. 111

Figura 5.28 Granulometría post-ensayo, muestra S-10-A ......................................................... 112

Figura 5.29 Gradiente hidráulico en el tiempo S-15-D .............................................................. 114

Figura 5.30 Inicio de la inestabilidad interna ensayo S-15-D .................................................... 114




Figura 5.34 Gradiente hidráulico 2-3 y deformación en el tiempo S-15-D ................................. 117

Figura 5.35 Granulometría post-ensayo, muestra S-15-D ......................................................... 118





Figura 5.40 i2-3 y confinamiento en el tiempo ensayo S-20-D .................................................... 123

Figura 5.41 i2-3 y deformación en el tiempo ensayo S-20-D ...................................................... 123






Figura 5.47 iav y confinamiento en el tiempo ensayo S-25-D ..................................................... 129


Figura 5.49 Gradiente hidráulico en el tiempo S-20-D-R ........................................................... 132

Figura 5.50 Inicio de la inestabilidad interna ensayo S-20-D-R ................................................. 132

Figura 5.51 Conductividad hidráulica en el tiempo ensayo S-20-D-R ....................................... 133

Figura 5.52 Deformación/confinamiento en el tiempo ensayo S-20-D-R .................................. 135

Figura 5.53 iav/confinamiento en el tiempo ensayo S-20-D-R .................................................... 135

Figura 5.54 i2-3/deformación en el tiempo ensayo S-20-D-R ..................................................... 136

Figura 6.1 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba T-0-25-D, 0% de finos, (Moffat

2005).......................................................................................................................................... 141

Figura 6.2 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba T-5-175-U, 5% de finos (Moffat

2005).......................................................................................................................................... 142

Figura 6.3 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba C-20-50-U, 20% de finos (Moffat

2005).......................................................................................................................................... 142

Figura 6.4 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba C-30-25-U, 30% de finos (Moffat

2005).......................................................................................................................................... 143

Figura 6.5 Comparación curvas granulométricas ...................................................................... 145

Figura 6.6 H/F de las curvas granulométricas comparadas ...................................................... 145

Figura 6.7 Gradiente hidráulico promedio pre-falla versus porcentaje de finos ........................ 147

Figura 6.8 Gradiente hidráulico crítico versus porcentaje de finos ............................................ 148

Figura 6.9 Respuesta ideal del esfuerzo efectivo sin flujo ......................................................... 149

Figura 6.10 Respuesta ideal del esfuerzo efectivo bajo efecto de un flujo unidireccional ......... 150

Figura 6.11 Esfuerzo vertical efectivo en el suelo tipo S-05 ...................................................... 151


Figura 6.13Esfuerzo vertical efectivo en el suelo tipo S-15 ....................................................... 152



Figura 6.16 Envolvente de falla hidromecánica ......................................................................... 156

Figura 6.17 Variación de la envolvente de falla hidrodinámica ................................................. 157

Figura 6.18 Gradientes hidráulicos promedio críticos versus confinamiento superior .............. 159

Figura 6.19 Gradientes hidráulicos críticos versus confinamiento superior .............................. 159

Listado de tablas

Tabla 4.1 Índice de plasticidad de suelos finos ........................................................................... 68

Tabla 4.2 intervalos de tamaños tamizados ................................................................................ 70

Tabla 4.3 Características de los suelos ....................................................................................... 73

Tabla 4.5 Porcentaje al cual se logra (D85/d15 )max en cada suelo ................................................ 75

Tabla 4.6 Coeficientes del método de Kezdi (1969) para los distintos tipos de suelo ................. 78

Tabla 5.1 Resumen datos ensayos de laboratorio .................................................................... 138

Tabla 6.1 Resumen esfuerzo vertical efectivo ........................................................................... 154

Tabla 6.2 Presiones de poros en la inestabilidad interna. ......................................................... 155

RESUMEN

El presente estudio trata el tema de inestabilidad interna en suelos. Este fenómeno se

produce por el arrastre del material más fino de un suelo cuando es sometido a fuerzas

producto de un flujo de agua que lo atraviesa. Este tipo de fenómenos se puede observar

principalmente en presas de tierra construidas con suelos internamente inestables.

El objetivo de la investigación es analizar la incidencia de la curva granulométrica

(geometría), en suelos no-cohesivos, sobre la estabilidad interna. Más específicamente se

busca determinar una relación entre el gradiente hidráulico crítico, y el porcentaje de finos

presentes en la muestra, buscando con esto establecer la importancia de la presencia de suelos

finos en el inicio de la inestabilidad interna.

En este trabajo se utilizó un permeámetro existente, el cual fue mejorado en algunos

aspectos, para ensayar modelos a escalas de filtros, el cual permite analizar probetas con

dimensiones de 300 mm de diámetro y largo variable (300 a 700 mm), el cual puede aplicar

gradientes hidráulicos que aumentan progresivamente de forma escalonada. El equipo,

además, permite aplicar y medir un confinamiento superior, y cuantificar el confinamiento

inferior.

Con el equipo antes mencionado, se puede emular algunas condiciones que se dan en

presas, tales como la filtración y tensión. Se puede reconocer el inicio de la inestabilidad interna

de forma visual, a través de la turbidez del agua y de forma instrumental, midiendo los cambios

bruscos que se producen en los gradientes hidráulicos a través de la probeta. Con ensayos de

granulometría pre y post ensayos, se puede cuantificar el grado de erosión interna que sufrió un

suelo.

Los resultados de esta investigación demuestran que existen una relación entre la

cantidad de finos presentes en la muestra y el inicio de la inestabilidad interna, aunque, dado

los ensayos y los parámetros utilizados, no pueda generalizarse a otros tipos de suelo, debido a

la falta de ensayos y datos, con que se cuenta actualmente.

AGRADECIMIENTOS

Agradezco a mis padres, Vilma y Jaime, que con tanto sacrificio dieron todo de ellos

para que sus hijos estudiaran lo que quisiesen. Ellos me inculcaron la responsabilidad y el

deber de realizar los trabajos que uno desarrolla de buena manera, para que de esta forma,

sentirse pleno, orgulloso y satisfecho por el trabajo realizado. Les agradezco además, la

comprensión, paciencia, apoyo y sobre todo amor, que me dieron para realizar esta memoria, y

terminarla, con un final feliz.

A mis hermanos Lorena y Gonzalo, por preocuparse de cuanto me pasaba durante el

desarrollo de esta memoria y en mi vida en general, y por darme el apoyo y los concejos

necesarios durante los duros meses de trabajo.

A Isabel, mi bella polola, por levantarme el ánimo siempre y a cada momento, aún en los

peores momentos durante el desarrollo de este trabajo (los cuales no fueron pocos).Por su

constante apoyo y paciencia y por la correcciones ortográficas que tanto la hicieron sufrir.

Gracias por darme ese cariño, que tan bien me hicieron para realizar este trabajo.

Al profesor Ricardo Moffat, que tanta paciencia fue acompañándome durante el

transcurso de esta investigación, que no estuvo exenta de problemas.

A mis amigos del laboratorio MECESUP, encargados, ayudantes y memoristas, por los

consejos dados, por acompañarme en los momentos más tediosos en el desarrollo de esta

memoria, sacando una sonrisa cuando más se necesitaba. Y también por ayudarme a realizar

esos tediosos procesos de lavado y tamizado.

GRACIAS A TODOS

2

1 Introducción

La inestabilidad interna en suelos se caracteriza por el arrastre y migración del material

fino a través del material grueso (esqueleto del suelo), cuando las partículas son sometidas a

fuerzas provenientes de un gradiente hidráulico (flujo de agua). Se produce, generalmente, en

suelos ampliamente graduados (widely-graded) o con formas irregulares (gap-graded). Los

problemas causados por el arrastre de las partículas finas son variados; por ejemplo, deterioro

de los drenajes de los pavimentos en carreteras, problemas de piping y erosión en presas de

tierra, los que pueden llegar a producir su colapso.

La inestabilidad interna depende, principalmente, del tipo de suelo (su granulometría,

contenido de finos y su plasticidad), de las condiciones hidrodinámicas del flujo y del

confinamiento al que está sometido (Kezdi, 1979; Kenny and Lau, 1985; Moffat, 2005).

El proceso de inestabilidad interna en un suelo dado se puede reconocer mediante dos

métodos: el primero, visual, relacionado con la turbidez del agua que ha sido drenada, y el

segundo, detectando el inicio de la variación brusca del gradiente hidráulico, previo al colapso.

Luego se comparan, posterior al término del ensayo, algunos de las siguientes situaciones: (i)

los gradientes hidráulicos durante el proceso de ensayo; (ii) deformaciones verticales y carga

vertical; (iii) cambio repentino del confinamiento inferior de la muestra; (iv) las curvas

granulométricas pre y post ensayo, para cuantificar la magnitud de la erosión interna.

En la literatura se pueden encontrar diversos estudios (Kenney y Lau 1985, 1986; Kezdi

1979) donde se definen distribuciones granulométricas capaces de soportar adecuadamente la

inestabilidad interna que pueden presentarse en drenes de presa, que son obras expuestas a

flujos de agua (Sherard, 1979; Ordenes 2008). Estos estudios en estos tipos de obras de

ingenierías que son realizadas con suelos presentes en los mismos lugares de construcción,

ayudan a comprender y esclarecer si existen los resguardos necesarios para la construcción

utilizando únicamente suelos presentes en los sitios de construcción, si es necesario la

aplicación de medidas extras para alcanzar factores de seguridad adecuados o la realización de

medidas paliativas en estructuras construidas previamente a la existencia de estos estudios ,

como la utilización de geotextiles o la inyección de grouting (mortero inyectado para mejorar las

propiedades del suelo). Aparte, el presente estudio tiene como finalidad comparar modelos a

escala, los cuales presentarán cambios en la geometría de las curvas granulométricas, más

3

específicamente en los porcentajes de finos, llevándolos a la falla a través del aumento

paulatino del gradiente hidráulico y encontrar así, una tendencia de la curva granulométrica que

aumente el gradiente hidráulico crítico en los modelos a escala comparados. Con esto, se

puede llegar a una mejor comprensión de la importancia de la cantidad de porcentaje de finos

no plásticos presentes en suelos frente a la inestabilidad interna, y si es que, la mayor o menor

presencia de suelos finos (no plásticos) sería un factor importante a considerar.

1.1 Descripción de erosión interna

Cuando se habla de suelos potencialmente inestables, no quiere decir que el suelo sea

inestable por sí mismo, sino que necesita fuerzas dentro de él para producir la inestabilidad

(migración de partículas). Estas fuerzas son producidas cuando un flujo de agua atraviesa el

suelo arrastrando partículas por el interior de éste. El fenómeno se debe a que la fuerza que

produce el flujo de agua sea capaz de provocar la migración de la fracción más finas del suelo,

también llamado suelo base o matriz, pasando entre la fracción más gruesas, llamadas “filter

soil” o esqueleto, y de esta manera comience la migración de partículas. Si este movimiento de

partículas puede ser iniciado, se dice que el suelo es internamente inestable, y el momento en

que la migración comienza, es llamado inicio de la inestabilidad interna.

Para que las partículas de la fracción fina del suelo, o suelo base, pasen por entre las

gruesas o esqueleto, estas últimas tienen que dejar espacio suficiente entre ellas para permitir

el movimiento, por muy pequeña o grande que sea la fuerza que el flujo de agua requiera para

causar la migración de partículas. A este criterio se le llama “criterio geométrico”, y está

gobernado por la distribución del tamaño de partículas o por la distribución de los espacios

(Raut, 2006). Los criterios geométricos más importantes desarrollados, son los realizados por

Kezdi (1979), o también llamado (D15c/D85f)min, y el de Kenney y Lau (1985, 1986) o también

llamado H/Fmin. Según estudios, los suelos más proclives a presentar inestabilidad interna son

los gap-graded y los widely-graded, debido a que los espacios que quedan entre las partículas

más gruesas son mayores, mientras que suelos poorly graded no tienen problemas, debido a la

inexistencia de parte fina o parte gruesa, ya que el tamaño de partículas es uniforme.

Se define H/Fmin como el mínimo coeficiente entre F y H, donde F es la fracción de

material que pasa a través de un diámetro D arbitrario y H el porcentaje de material contenido

entre los tamaños de partículas D y 4D. D15c es el diámetro por el que pasa el 15% de la masa

de la parte gruesa, y D85f el diámetro por el que pasa el 85% de la masa de la parte fina.

4

Suelos gap-graded son aquellos que presentan ausencia de algún tamaño específico de

partículas, y es por esto, que son particularmente inestables. Un ejemplo de esto, se ve en la

figura 1.1.

Suelos widely-graded son los que poseen un amplio espectro de partículas, de grandes

y pequeñas dimensiones. Las partículas de tamaños mayores dejan suficiente espacio entre

ellas para que las menores pasen a través del suelo. Un ejemplo de esto está en la figura 1.2.

Suelos poorly graded son los que poseen tamaños de partículas parecidos, y es la

uniformidad de los tamaños de partículas lo que hace al suelo estable frente a la erosión

interna, ya que no existen espacios suficientemente grandes para que las partículas puedas

desplazarse. Un ejemplo de esto se ve en la figura 1.3.

Figura 1.1 Suelo gap graded

Figura 1.2 Suelo widely graded

5

Figura 1.3 Suelo poorly graded

Cuando a un suelo potencialmente inestable, se le ejerce una fuerza debido a un flujo de

agua, el inicio de la inestabilidad interna va a depender de qué tan grande sea la fuerza ejercida

sobre las partículas del suelo; en otras palabras, según Kovacs (1981) “la velocidad o el

gradiente hidráulico crítico (del flujo de agua), encima del cual las partículas comienzan a

moverse”. A esto, se le llama condición hidromecánica.

Además de estas variables que influencian el inicio de la inestabilidad interna, existen

otros factores, como: (i) esfuerzo efectivo; (ii) vibración producida por temblores u otras

situaciones; (iii) contenido de aire en la muestra y agua; (iv) viscosidad y densidad del fluido; (vi)

dirección del flujo.

1.2 Objetivos del estudio

El objetivo general es analizar la incidencia de la curva granulométrica (geometría), en

suelos no-cohesivos, sobre la inestabilidad interna de los modelos a escala, específicamente en

el gradiente hidráulico (ic), a través de ensayos a confinamiento constante. Los ensayos serán

desarrollados en un permeámetro de grandes dimensiones.

Los objetivos específicos son:

- Mejorar la instrumentación del permeámetro existente, adquiriendo mayor cantidad y

mejor calidad de información de lo que pasa con los gradientes hidráulicos locales

dentro de la muestra y los esfuerzos efectivos en la base del suelo.

- Determinar una relación entre el gradiente hidráulico crítico (ic) y el porcentaje de

finos presente en la muestra, manteniendo un confinamiento inicial constante bajo un

valor inalterado de un criterio geométrico.

6

- Establecer la importancia del contenido de finos no plásticos en el inicio de la erosión

interna.

1.3 Metodología a utilizar

Este trabajo comienza con un estudio recopilatorio de las investigaciones realizadas

sobre la inestabilidad interna en suelos. Al mismo tiempo, se mejora y pone en servicio el

permeámetro para ser utilizado en los ensayos. El mejoramiento de la precisión del gradiente

hidráulico local se realiza a través de la instalación de instrumentos de medición adicionales,

específicamente transductores de presión y el de los esfuerzos efectivos en la base de la

probeta, a través de la instrumentación de 3 soportes especialmente diseñados para mejorar la

sensibilidad.

Se continúa con la confección y experimentación de seis probetas de dimensiones de

300 mm de diámetro y 300 mm de largo, con suelos no-cohesivos, al aparato construido por

Sergio Ordenes (2008) y perteneciente al laboratorio de sólidos. A los cinco modelos a escala

se les variarán los porcentajes de fino de 5, 10, 15, 20 y 25%, mantendrán constante el

coeficiente del criterio geométrico (H/F)min= 0.4, realizando un ensayo para comprobar la

repetitividad de los ensayos. Todos los modelos se ensayarán a una presión de confinamiento

constante y se llevarán hasta la falla caracterizada por el gradiente hidráulico crítico. Los

modelos serán suelos reconstituidos de varios tipos de suelos con partículas semejantes.

Los resultados serán graficados para observar los gradientes hidráulicos versus los

parámetros geométricos basados en las curvas granulométricas, explicando así, el fenómeno

que gobiernan los resultados obtenidos.

1.4 Organización de la tesis.

Esta memoria cuenta con 7 capítulos, los cuales se resumen a continuación:

• Capítulo 1 se entrega un breve resumen del fenómeno de la inestabilidad interna, de los

objetivos del estudio y la metodología a utilizar.

7

• Capítulo 2 se revisa los anteriores estudios de la inestabilidad interna, donde se hace

una lista de los métodos más utilizados para evaluar el potencial de inestabilidad junto

con los descubrimientos y limitaciones de los estudios de la inestabilidad interna.

• Capítulo 3 se describe el permeámetro utilizado para el presente estudio.

• Capítulo 4 se describen los tipos de suelos y los procedimientos que se utilizarán para

los ensayos.

• Capítulo 5 se presentan los resultados obtenidos de los ensayos realizados.

• Capítulo 6 se presentan los análisis de los resultados de las curvas granulométricas pre

y post ensayos, de la influencia del porcentaje de fino y la aplicación de impulsos en la

susceptibilidad a la erosión interna de suelo

• Capitulo 7 conclusiones del estudio

8

2 Revisión bibliográfica

El estudio de la inestabilidad interna de suelos ha sido realizado por numerosos

investigadores. En este capítulo, se hace una breve revisión de los resultados encontrados, de

la terminología ocupada, de los criterios utilizados para establecer si un suelo es internamente

inestable y, de la forma para comprender cómo se inicia la erosión interna a través de

condiciones hidráulicas.

2.1 Terminología

La erosión interna se define como la migración de la fracción fina a través de los

espacios porosos de un suelo, producto de flujos de filtración. Puede ser definida también,

como la inhabilidad de la parte gruesa del suelo de prevenir la migración de la parte fina, debido

a flujos de filtración (Fannin and Moffat, 2006). Algunos términos asociados a inestabilidad

interna son: estabilidad inherente, “suffusion”, “suffosion” y “piping”, los que se definen más

adelante.

La fracción fina de un suelo, o matriz, es definida como la parte del suelo que contiene

las partículas de menor tamaño en un suelo. Esta se diferencia de las partículas finas, ya que

mientras la fracción fina puede contener arenas y suelos finos, las partículas finas (o también

llamados suelos finos) son suelos de tamaño de partícula menores a 0.074 mm. La fracción

gruesa a su vez, es definida como la parte de suelo que contiene al resto de las partículas que

no contiene la fracción fina, o sea, contiene las partículas de mayor tamaño de un suelo.

En 1953, la U.S. Army Corps of Engineers definió el término estabilidad inherente

(inherent stability) como “la resistencia del filtro para segregarse y realizar piping dentro de sí

mismo”, que fue resultado de una amplia investigación de filtros. Luego, Kenney and Lau (1985)

definieron el término estabilidad interna como “la habilidad del material granular para prevenir la

pérdida de sus partículas más pequeñas debido a agentes perturbadores como filtraciones y

vibraciones”.

Suffusion es definido por Kezdi (1979) como “un fenómeno donde el agua que fluye a

través de los poros provoca un movimiento de partículas finas, sin destruir la estructura de

suelo”. Según Kovacs (1981), el proceso de suffusion puede ser diferenciado de dos formas:

internal suffusion que es “una redistribución de partículas finas al interior de las capas (de

9

material) cuando el volumen de sólido en la capa no cambia y la permeabilidad local de la

muestra es alterada”. La otra forma es external suffusion, “limpieza (scouring) de las partículas

finas cuando el volumen de sólido en la matriz es reducida, acompañado por un aumento de la

permeabilidad, donde la estabilidad de la composición del esqueleto (skeleton) de las partículas

gruesas no es afectada”.

El término “suffosion” fue utilizado por Kenney y Lau (1985) para describir el “transporte

de partículas pequeñas desde un suelo”, a partir de un trabajo de Lubochkov (1969) que hizo en

Rusia durante los años treinta. Charles (2001) también lo empleó para describir “la erosión

interna en una masa de suelo que es internamente inestable, provocando cambios en la

porosidad, permeabilidad y estructura de la muestra”.

En base a lo anterior, Moffat y Fannin (2006) diferenciaron suffosion y suffusion.

Suffosion se produce cuando la partícula migra provocando un cambio en el volumen total de

suelo; y suffusion es cuando la parte fina de un suelo internamente inestable, se mueve dentro

de la fracción gruesa de éste sin existir pérdida en la integridad de la matriz o cambio en el

volumen total.

El presente estudio define como erosión interna el proceso en que la partícula migra de

la muestra de suelo, provocando un cambio en el volumen total del suelo, afectando la

estructura del suelo y provocando cambios en la porosidad y permeabilidad de la muestra.

Wan y Fell (2004b) definieron tres criterios, en base a estudios anteriores, para precisar

cuándo puede existir suffosion, estos son:

- El tamaño de la fracción fina del suelo deben ser más pequeñas que el tamaño de los

espacios que quedan entre la fracción gruesa del suelo, las que forman su esqueleto

básico.

- La cantidad de fracción fina de suelo no debe alcanzar a llenar los espacios dejados por

la parte gruesa (o esqueleto básico). Si la fracción fina completara los espacios, la parte

gruesa estaría “flotando” en la matriz formada por las partículas finas, por lo tanto, el

esqueleto básico del suelo no se formaría.

10

- La velocidad de flujo a través del suelo base (esqueleto del suelo) debe ser lo

suficientemente grande para producir movimiento, y con esto, la pérdida del material

más fino entre los espacios dejados por las partículas de mayor envergadura.

Los dos primeros criterios son llamados “criterios geométricos”, ya que, se refieren al

tamaño de partícula y a la distribución de éstas dentro del suelo y, el tercer criterio es llamado

“criterio hidráulico”, que se refiere a las fuerzas hidráulicas producidas por un flujo de agua y

que producen movimiento en las partículas de suelos.

El término “piping” fue definido por Terzaghi (1939) como “un proceso de erosión que

comienza en el punto de salida de las filtraciones (aguas abajo) y que continúa por erosión

retrógrada hasta que un canal interno se forma a través de la presa”. Kovacs (1981) definió

“piping o efecto boiling” así: “cuando un movimiento considerable de partículas a lo largo de la

línea de flujo crea un canal de alta permeabilidad dentro de la capa y las partículas sólidas

aparentan hervir a la salida de este canal”. Richards y Reddy (2007), en un artículo

recopilatorio, establecen como “piping”, cuando las partículas son progresivamente desplazadas

desde la matriz del suelo a través de fuerzas de atracción producidas por filtraciones de agua

intergranulares.

Un concepto clave para el desarrollo de este estudio es la determinación del inicio de la

erosión interna. El comienzo de este fenómeno es atribuido a más de una condición, y cambian

dependiendo del autor. Algunas de las situaciones con las que se define el inicio de la erosión

interna, son las siguientes:

- Un cambio en la curva granulométrica antes y después del ensayo (Kenney and Lau,

1985)

- Un cambio en la pendiente de la curva de velocidad de filtración v/s gradiente hidráulico

(Skempton and Brogan, 1994)

- Tasa de pérdidas de partículas finas (Moffat, 2005).

- Variación brusca en los gradientes hidráulicos en el tiempo (Moffat, 2005).

- Detección de manera visual, esto es, cuando se aprecia turbidez en el agua que sale de

la muestra.

11

Otro concepto clave para el actual estudio, es el gradiente hidráulico crítico. Este se

define como un incremento desproporcionado en el flujo de agua, atribuido a un cambio en la

conductividad hidráulica del suelo (Moffat, 2005), es decir, se inicia la erosión interna cuando se

presenta el gradiente hidráulico crítico (ic).

2.2 Evaluación de la susceptibilidad a erosión interna en base a criterios geométricos

A través del tiempo, han surgido diversos criterios elaborados por distintos autores para

poder evaluar la susceptibilidad de los suelos a la erosión interna. Básicamente, existen dos

tipos de criterios de evaluación reconocidos: los geométricos y los hidráulicos. El criterio

geométrico, como se dijo anteriormente, se basa en la comparación de los tamaños entre la

fracción fina y la gruesa y de los espacios que la fracción gruesa deja para que la fracción fina

pueda ser arrastrada entre estos por un flujo de agua. Los criterios geométricos caracterizan la

potencionalidad a la erosión interna de las curvas granulométricas.

Los límites que imponen los criterios geométricos se han sido estudiados en diversos

ensayos de laboratorio, cuyos resultados concuerdan generalmente con lo que éstos predicen,

aunque en esta revisión la utilidad y asertividad de cada método no será discutida.

A continuación, se hace un resumen de los diferentes criterios geométricos surgidos a

través del tiempo.

2.2.1 Isotomina (1957)

Isotomina (1957, ver Kovacs, 1981) propuso un criterio simple para evaluar la

inestabilidad en suelos en base a los coeficientes de uniformidad (Cu=D60/D10). El criterio es el

siguiente:

- Si Cu < 10, el suelos es internamente estable

- Si 10 < Cu < 20 el material está en transición de estabilidad

- Si Cu > 20 el suelo es internamente inestable

12

2.2.2 Lubochkov (1969)

Lubochkov (1969) propuso que no todos los suelos con Cu ≥ 20 son susceptibles a

inestabilidad interna y que la movilización de la parte más fina o suffusion depende, en gran

medida, de la forma en la que está distribuida la curva granulométrica. Propuso un método

basado en la hipótesis de que una capa no es susceptible a suffosion si la pendiente de la curva

granulométrica es igual o menor a un límite dado por intervalos que dependen del tamaño de

las partículas del suelo. Las condiciones son presentadas matemáticamente por Kovacs (1981).

Si 10 ; ∆

∆ 1

Si 5 ; ∆

∆.

1

Si 2.5 ; ∆

∆.

1

Donde

Dn: Es un tamaño de gramo arbitrario en la curva granulométrica;

Dn-1, Dn+1: Está determinada por Dn multiplicado o dividido por 10, 5, o 2.5;

∆S1 = Sn-1 - Sn: Es la diferencia entre el porcentaje de peso que hay entre el tamaño de

partícula Dn-1 y Dn;

∆S2 = Sn - Sn+1: Es la diferencia entre el porcentaje de peso que hay entre el tamaño de

partícula Dn y Dn+1;

El factor 10 es para un factor de seguridad de 1, el de 5 para uno de 1.5 y el 2.5 para un

factor de seguridad de 2.3.

2.2.3 De Mello (1975)

De Mello propuso un método cuantitativo similar al método de Kezdi (1969) para suelos

gap-graded. Su criterio, al igual que el de Kezdi, se basa en separar el suelo en una parte fina y

otra gruesa y, que cumpla la regla D15c/D85f ≤ 5. Es importante recalcar que el estudio fue hecho

sólo para suelos gap-graded. La separación entre parte fina y gruesa se puede ver en la figura

2.1. D15c es el diámetro por el que pasa el 15% de la masa de la parte gruesa, y D85f el diámetro

por el que pasa el 85% de la masa de la parte fina.

13

Figura 2.1 Método De Mello para suelos gap-graded

2.2.4 Kezdi (1979)

Kezdi (1979) fue uno de los primeros que estudió directamente el comportamiento de

suelos internamente inestables. Para ello, analizó los resultados de una investigación realizada

anteriormente por Bernatzik (1947), donde 3 suelos gap-graded experimentaron una

significativa erosión de las fracciones más finas. Propuso un criterio para evaluar la inestabilidad

interna de un suelo separándolo en una parte gruesa y otra fina, en algún punto arbitrario de la

curva granulométrica, asignándole a la parte gruesa la capacidad de retener el componente fino

actuando como filtro. Luego si D15 de la parte gruesa (D15c) dividido en el D85 de la parte fina

(D85f) cumple que es menor o igual a 4, regla recomendada por Terzaghi (1939) para suelos

uniformemente graduados y experimentalmente verificada por Bertram (1940), se considera el

suelo internamente estable.

2.2.5

presas

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quien

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no es

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14

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15

Figura 2.3 Método de Sherard

1) Típico suelo inestable del tipo broadly graded

2) Distribución granulométrica de la parte gruesa

3) Distribución granulométrica de la parte gruesa

2.2.6 Kenney y Lau (1985, 1986)

Kenney y Lau (1985), para entender mejor el concepto de la estabilidad interna y la

influencia de las fuerzas de filtración y vibraciones en el inicio de la inestabilidad, desarrollaron

una serie de experimentos. Éstos consistían en ensayar el material a carga constante de 10

Kpa, con flujos unidireccionales descendentes, en muestras de dos tamaños distintos; las

primeras tenían 245 mm de diámetro y de 450 mm de largo y las segundas, 580 mm de

diámetro y 860 mm de largo. La configuración del dispositivo de erosión se presenta en la figura

2.4. Los suelos bases utilizados estaban compuestos por gravas arenosas bien graduadas y,

los materiales del filtro, por gravas uniformes más gruesas. Para reproducir unas condiciones de

terreno más severas durante la etapa de filtración, se incorporaron vibraciones a las muestras.

Se realizaron granulometrías antes y después de los ensayos para comprobar si se presentó la

inestabilidad interna.

16

El método fue propuesto en base a una descripción de la forma que tiene la curva

granulométrica y, consiste en definir un valor de F como la fracción de material que pasa a

través de un diámetro D arbitrario. Luego, se estima el valor H como el porcentaje de material

contenido entre los tamaños de partículas D y 4D (ver figura 2.5.a). Después, se repite el

procedimiento para distintos valores de D y posteriormente, se grafica la nube de puntos

obtenida (F, H). Si la evolvente de estos puntos queda bajo un valor determinado H/F, y sobre

una porción de su parte fina dado por F ≥ 2 para suelos con una estructura primaria

ampliamente graduada, y por F ≤ 0.3 para suelos con una estructura primaria pobremente

graduada, el suelo es considerado inestable (ver figura. 2.5.b). Aunque originalmente el

valor límite H/F fue definido en 1.3, estudios y discusiones posteriores de Lubochkov (Kenney

and Lau, 1985), Milligan (1986), Sherard y Dunnigan (1986) y Ripley (1986) concordaron que el

límite era conservativo, dejando H/F ≤ 1.

Figura 2.4 Aparato utilizado por Kenney and Lau

17

Figura 2.5 Método Kenney and Lau

2.2.7 Chapuis (1992)

Chapuis comparó los métodos de Sherard, Kezdi y Kenney y Lau y, demostró que los

criterios de pendientes podían ser expresados en forma simple pero similar.

Para el método de Sherad, el procedimiento consiste en que la pendiente de la curva

granulométrica en cualquier punto donde se tenga que separar el suelo entre grueso y fino

(llamado punto A), podía ser aproximada a la pendiente de la línea secante BC (donde B es el

punto de 85% de la parte fina y C el 15% de la parte gruesa) (ver figura 2.6). Luego, tenemos

que , y después de un cambio de variables, nos da que la pendiente ≤

0.15 ⁄ 5 . Para el método de Kezdi, el procedimiento es similar, cambiando el límite a

pendiente ≤ 0.15 ⁄ 4 .

18

Figura 2.6 Método de pendientes Chapuis

Con el método de Kenney y Lau, el punto A corresponde al tamaño de partícula Dz

(tamaño desde donde se considera F) (z ≤ 20) y E (ver figura 2.6) corresponde a 4Dz. Luego

, luego de hacer cambios de variables se debe cumplir el límite pendiente

≤ ⁄ 4 .

Además, Chapuis destacó el hecho que el criterio debía ser aplicado en forma cautelosa

y por personas con experiencia, especialmente cuando hay poca información de la influencia de

ciertos factores, como (i) la intensidad de las fuerzas perturbadoras, debido a flujos o

vibraciones (ii) de estabilidad o inestabilidad de efectos de fuerzas perturbadoras (iii) índice de

vacíos, y (iv) la segregación inicial del suelo.

19

2.2.8 Burenkova (1993)

Burenkova (1993) propuso un método predictivo basado en resultados de veintidós

pruebas desarrolladas en el laboratorio, con suelos gravo-arenosos no cohesivos, de tamaño

máximo de partícula de 100 mm y coeficiente de uniformidad, Cu, sobre 200. Se basó en la

suposición que las partículas de tamaño más pequeño no formaban parte del esqueleto básico

del suelo, y que no producían un aumento del volumen cuando se mezclaba con la parte

gruesa. Para los ensayos, los suelos fueron divididos en varios tamaños de partículas, poniendo

en un contenedor la porción gruesa del suelo y midiendo su volumen. Luego, una parte más

fina, en comparación con la agregada anteriormente, fue añadida al contenedor y el volumen de

la mezcla fue medido nuevamente. El procedimiento siguió añadiendo partes más finas hasta

que todas las porciones de la muestra inicial fueron agregadas. Si el volumen de la muestra

aumentaba al adicionar una porción más fina, esta porción era considerada parte del esqueleto

básico del suelo, y si por el contrario, al adicionar la porción más fina no había un cambio de

volumen, se consideraba la porción como parte de las partículas que se pierden.

Acorde con Burenkova (1993), la estabilidad interna de un suelo dependen de dos

factores, h` y h`` llamados factores de uniformidad:

`

``

Basados en estos dos factores, Burenkova (1993) presentó límites para separar “suelos

suffosive” de “suelos non-suffosive”, tal como muestra la figura 2.7. La zona I y la zona III

representan los “suelos suffosive”; la zona II representan los “suelos non-suffosive” y la zona IV

representa suelos artificiales. El dominio de los resultados de “suelos non-suffosive” pueden ser

aproximadamente evaluados desde el factor d90/d60, donde se debe cumplir:

0.76 log 1 1.86 log 1

20

Figura 2.7 Criterio Burenkova

2.2.9 Tomlinson y Vaid (2000)

Tomlinson y Vaid (2000) realizaron diecisiete pruebas donde se utilizaron partículas de

vidrio en vez de suelo con la intención de controlar la forma, textura superficial y uniformidad de

tamaño en las partículas del suelo. El suelo base estaba compuesto por esferas equivalentes en

tamaño a arena fina y el material de filtro a esferas de entre 2 a 3 mm. La combinación entre el

suelo base y el filtro no fue usada, sino que se puso el filtro y encima, el suelo base (sistema

suelo-filtro). La configuración del dispositivo de erosión se muestra en la figura 2.8 y permitía

ensayar muestras de 100 mm de diámetro y unos 60 mm de largo. Se impusieron presiones de

confinamiento desde 50 hasta 400 Kpa y flujo descendente con una carga hidráulica máxima de

100 cm.

Los resultados del estudio arrojaron como conclusiones: (i) el factor D15c/D85f es el

parámetro más importante para determinar si un sistema suelo-filtro es susceptible a la erosión

interna; (ii) muestras con parámetros D15c/D85f < 8 no presentaron erosión interna.

21

Figura 2.8 Máquina usada por Tomlinson y Vaid

2.2.10 Garner et al (2002)

Garner et al. (2002) analizaron la inestabilidad interna de suelos gap-graded de

origen glacial que normalmente son utilizados como materiales de núcleo y el efecto de gases

disueltos en el inicio de este proceso de erosión. Para esto, desarrolló un que permitía ensayar

muestras de 66 cm de largo y 30 cm de diámetro bajo una carga axial de 600 kpa con flujo

ascendente. Para evitar la formación de burbujas al interior de la probeta utilizó un suministro de

agua desaireada. La presión de poros a través de la muestra fue controlada y medida por medio

de la instalación de siete transductores de presión, ubicados equidistantes a lo largo de la

muestra. Además, para cuantificar la magnitud de la erosión, a lo largo de la muestra, utilizó un

dispositivo de escaneo de imágenes CTscan de alta resolución, tal como se muestra en la figura

2.9.

22

Figura 2.9 Permeámetro utilizado por Garner et al (2002)

Los resultados de este estudio permitieron concluir que el criterio de inestabilidad interna

de Kenney y Lau de H/F = 1 puede ser extendido a suelos con un porcentaje de finos mayor al

20%.

2.2.11 Moffat (2002)

Moffat (2002) realizó pruebas en suelos con granulometrías publicadas anteriormente

por Kenney and Lau (1985) y Honjo et al (1996), para determinar su inestabilidad interna, por

medio de la utilización de la regla empírica de Kezdi (1979). El permeámetro utilizado en la

investigación se detalla en la figura 2.10. Las dimensiones de las muestras ensayadas eran de

100 mm de longitud y de 100 mm de diámetro. Se aplicó una sobrecarga de 25 Kpa en la parte

superior de la muestra y se usó un martillo neumático para aplicar vibraciones a la muestra. Se

utilizó agua destilada y desaireada con flujo descendente para un rango de gradiente hidráulico

que varió entre 0.1 y 18.

23

Con los resultados obtenidos Moffat (2002) concluyó que: (i) el método de Kezdi (1979)

probó ser muy certero; (ii) regla empírica de Kenney and Lau (1985, 1986) parece razonable.

Sin embargo, puede ser extremadamente limitada por un valor del porcentaje fino (F, %) sobre

el cual el límite H:F de 1:1 es evaluado.

Figura 2.10 Esquema del permeámetro utilizado por Moffat (2002)

2.2.12 Wan y Fell (2004a)

Wan y Fell (2004) investigaron la estabilidad interna de suelos gravo-areno-limo-arcilloso

y gravo-areno-limoso, los cuales presentaban porcentaje de finos variables, siendo estos

plásticos y no plásticos. Veinte tipos de suelos, de los cuales nueve eran evaluados como

internamente inestables, fueron ensayados y compactados en una celda cilíndrica de diámetro

300 mm. El estudio se realizó imponiendo flujos descendentes y ascendentes. Veinticuatro

pruebas de flujo descendente, de veinte tipos de suelos distintos, se realizaron con un largo de

muestra de 300 mm. Se le agregó una capa en la parte superior de 25 mm de espesor de un

suelo homogéneo con solo un tamaño de partícula, lo cual tenía la finalidad de asegurar que la

presión del agua que venía por encima fuera lo más uniforme posible en la muestra de suelo

24

ensayada (ver figura 2.11). Se ensayaron dieciocho pruebas de catorce suelos diferentes con

flujo ascendente con largo de 250 mm, por lo tanto, con 50 mm menos para reducir el probable

efecto arco que se produce debido a las restricciones de los lados de la celda (ver figura 2.12).

Durante las pruebas, el color del agua que surgía fue constantemente observado para notar

algún signo de erosión de las partículas finas. Granulometrías se determinaron antes y después

de los ensayos para observar cambios que determinarían la presencia de inestabilidad interna.

Figura 2.11 Equipo utilizado por Wan para flujos descendentes

25

Figura 2.12 Equipo utilizado por Wan para flujos ascendentes

Con los resultados obtenidos, se evaluaron los criterios de estabilidad disponibles: (i) el

coeficiente de uniformidad Cu (Isotomina, 1957), método poco asertivo de inestabilidad interna;

(ii) métodos en los que se corta la curva granulométrica en una parte gruesa y otra fina (Kezdi,

1969, De Mello 1975, Sherard, 1979), métodos muy conservativos, clasifica a suelos

internamente estables como inestables; (iii) el método de estabilidad numérica, H/F (Kenney &

Lau 1985, 1986), método conservador, ya que cataloga suelos internamente estables como

inestables; (iv) el método de Burenkova (1993), método menos conservativo que el de Kenney y

Lau (1985, 1986), ya que, suelos que aparecían clasificados como inestables con el método

Kenney y Lau, aparecen clasificados como suelos estables.

2.2.13 Raut (2006)

Raut (2006) estableció un procedimiento matemático alternativo para analizar y diseñar

suelos que puedan protegerse de la erosión interna producto de un flujo de agua. El método

consiste en determinar la distribución de tamaño de espacio (constriction size distribution o

CSD) de un filtro, a través de un procedimiento computacional por el cual se obtiene el CSD. El

criterio de diseño del filtro fue sugerido en base al análisis de los espacios de algunos de los

26

principios fundamentales de filtración. Algunas de las conclusiones a las que llegó con el

estudio se detallan a continuación:

(i) durante la filtración las partículas de la base se infiltran a través de los espacios y, es el

tamaño de los espacios dentro del filtro más que el tamaño de partícula lo que gobierna la

filtración.

(ii) la distribución del tamaño de partícula basado en el área de superficie modela el filtro de

mejor manera comparado con aquellas basadas en la masa o número de partículas. Si la

distribución de partículas se obtiene después de que es dado el tamizado, la distribución

por área puede ser calculada matemáticamente

(iii) el control del tamaño de apertura de un filtro granular es definido como el tamaño de la

partícula base más grande que pueda penetrar en un filtro determinado, y puede ser dado

por el tamaño de espacio, Dc35, que se define como el tamaño de apertura del filtro donde

el 35% de los espacios es más pequeño. Este parámetro toma en cuenta filtros sueltos o

compactados estimando los espacios relativamente más pequeños en los compactos.

(iv) Cuando se produce la filtración, las partículas de la base son transportadas por el filtro, y

sólo las partículas gruesas más grandes que el tamaño de control de espacio son

inicialmente capturadas. Estos espacios que, progresivamente se hacen más finos con las

partículas de la base, forman una capa self-filtering.

(v) El tamaño de espacio self-filtering de un filtro es definido como el tamaño tal que la

partícula de la base más grande que este tamaño no puede moverse dentro del filtro, y

está dado por Dc95, que se determina como el tamaño de espacio de un filtro donde el

95% de los espacios es más fino.

(vi) un filtro granular puede ser comparado con un tamiz mecánico con su apertura

equivalente al control del tamaño de apertura, Dc35 del filtro. Un filtro mecánico granular de

tamiz, análogamente, provee un criterio de filtro basado en el espacio, Dc35 ≤ d85SA, donde

d85SA es el tamaño de partícula base, donde el 85% de las partículas de la base por

superficie son más finas. Este criterio de filtro separa exitosamente filtros efectivos de

inefectivos al igual que filtros granulares no cohesivos.

(vii) Con el uso del Dc95 es posible determinar matemáticamente la fracción self-filtering de un

suelo base con respecto a un filtro dado. Una vez que la fracción self-filtering es

determinada, también es posible calcular analíticamente la curva del grado de la curva

self-filtering de la capa.

(viii) Este criterio describe los filtros efectivos en la mayoría de los suelos bases y materiales

de filtro sin ser demasiado conservativo, a diferencia del método Kenney and Lau (1985)

27

el cual es ligeramente moderado en la descripción de inestabilidad interna de suelos base

broadly-graded.

(ix) La comparación del criterio propuesto con las guías de diseños existentes revela que el

criterio propuesto permite diseños más realistas sin ser conservativos y aún mantener un

factor de seguridad adecuado.

(x) El mínimo espesor de suelo requerido para que cumpla el diseño del método es en

función del tamaño medio de partículas (Dm), y debe ser superior a 225 (Dm).

En base al mismo método estudiado, Idratana et al. (2007) determinó que el método

propuesto es efectivo sólo para suelos bases no cohesivos, ya que, para suelos bases

cohesivo, los estudios realizados han dado resultados muy disímiles entre ellos.

2.2.14 Wan and Fell (2008)

Wan and Fell, debido a los que ellos califican como una pobre habilidad predictiva de los

métodos existentes para asegurar la estabilidad de un suelo gravo areno limoso y gravo areno

limo arcilloso, propusieron una regla modificando el método de Burenkova (1993) (ver sección

2.2.9). Se basaron en los resultados de veinte ensayos realizados en la Universidad New South

Wales (mayor detalle de las muestras ver sección 2.2.14), además de los resultados de veinte

ensayos en gravas arenosas que obtuvo Kenney et al. (1983, 1984) y Kenney y Lau (1984 y

1985); tres ensayos con mezcla de “ballotini beads” realizados por Lafleur et al. (1989); ocho

ensayos en gravas areno limosas ejecutadas por Burenkova (1993); cuatro ensayos en gravas

arenosas realizadas por Skempton y Brogan (1994); y tres test hechos por Chapuis et al (1996).

Para suelos con graduaciones broadly graded y gap graded, el método no da un límite

claro entre suelos estables e inestables, sino que este modelo define contornos de igual

probilidad de estabilidad interna.

La probabilidad que el suelo sea internamente inestable está dado por;

/ 1 (1)

28

Donde para suelos gravo areno limoso y gravo areno limo arcilloso con un índice de plasticidad

menor al 13% y porcentaje de limos menor al 10% (porcentaje pasando los 0.002 mm) Z se

calcula de la siguiente manera:

2.378 `` 3.648 ` 3.701 (2)

Y para suelos gravo arenosos con menos de 10% de limos no plásticos Z se calcula:

3.875 `` 3.591 ` 2.436 (3)

2.2.15 Li (2008)

Li (2008) para ampliar el estudio iniciado por Moffat (2005), tener mayor cantidad de

datos en la caracterización de la inestabilidad interna de los suelos y establecer la relación entre

la tensión efectiva y el gradiente hidráulico crítico, ensayó seis tipos de graduaciones distintas

con índices geométricos (H/F)min desde 0.4 a 1 y D15c/D85f desde 4 a 11. Los ensayos fueron

realizados en dos permeámetros diferentes. En el primero (ver configuración del permeámetro

en figura 2.13) se realizaron diez ensayos donde las muestras se confeccionaron de 102 mm de

diámetro y 102 mm de largo, y se aplicó confinamiento vertical en la parte superior de la

muestra entre 25 a 200 kpa, midiendo cargas verticales en la parte superior e inferior de la

muestra. Se utilizó agua potable desaireada con flujos descendentes y con gradientes

hidráulicos máximos de 15. En el segundo permeámetro se testearon once muestras y se confeccionaron probetas de 279 mm de diámetro y de alturas de 300 a 500 mm de longitud y

se aplicó confinamiento vertical en la parte superior de la muestra entre 25 a 150 kpa. Se utilizó

agua potable desaireada con flujos unidireccionales descendentes y ascendentes con

gradientes hidráulicos máximos de 65. Para ensayos en ambos permeámetros, se fue

incrementando el gradiente hidráulico hasta alcanzar la falla.

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30

2.3 Evaluación de la susceptibilidad a erosión interna en base a criterios hidromecánicas

Como ya se dijo, el criterio geométrico se basa en el hecho de que las partículas

gruesas dejen espacios suficientes para que la parte fina del suelo pueda pasar a través de

ellas, debido a la fuerza producida por un flujo de agua. Es decir, aunque un suelo sea

catalogado como potencialmente inestable, el suelo no es por sí mismo inestable, sino que

necesita de una fuerza “externa” dada por flujos de agua, que presenten grandes gradientes

suficientemente altos para lograr problemas de suffosion o erosión interna. Por lo tanto, es

factible la utilización de suelos internamente inestables en terraplenes o muros de contención

donde los gradientes hidráulicos no sean un problema considerable.

A continuación se revisan los criterios hidromecánicos que influencian el inicio de la

inestabilidad interna en suelos potencialmente inestables.

2.3.1 Terzaghi (1939)

Terzaghi fue el primero en formular una teoría acerca de la fallas por flujos en columnas

uniformes de arena. El desarrollo teórico fue hecho en base a la suma de las fuerzas de flujo

verticales ejercidas por un flujo ascendente de agua y las fuerzas hacia abajo producidas por el

peso sumergido de las partículas de suelo. Cuando el gradiente hidráulico causa una condición

de esfuerzo efectivo cero, debido a que se igualan las presiones de poro por flujo de agua en

cierto nivel y esfuerzo del peso sobre ese nivel, entonces la falla ocurre. El gradiente hidráulico

crítico queda expresado por:

`

1 1

Donde:

Gs = peso específico de las partículas del suelo

= porosidad del suelo

` = peso unitario sumergido

= peso unitario del agua

31

2.3.2 Skempton and Brogan (1994)

Skempton y Brogan (1994) desarrollaron pruebas de laboratorio para estudiar la

inestabilidad interna en gravas arenosas bien graduadas y gap-graded. Realizaron cuatro

muestras, las cuales fueron ensayadas en un equipo (ver figura 2.14) de 139 mm de diámetro y

155 mm de largo. Una vez saturada la muestra en el permeámetro, se impuso un flujo

ascendente pequeño, que luego se fue incrementando hasta lograr la falla del suelo. En cada

ensayo, los suelos lavados de la muestra fueron recogidos, secados y pesados.

De los resultados arrojados, ellos concluyeron que la velocidad de flujo de filtración se

incrementaba desproporcionadamente cuando se presentaba la inestabilidad interna.

Interpretaciones de los resultados fueron usadas para confirmar los criterios de estabilidad

interna tanto de Kezdi (1979) y Kenney y Lau (1985, 1986). Se graficaron los gradientes

hidráulicos críticos (ic) v/s el índice (H/F)min, lo que arrojó una relación no lineal entre el

gradiente crítico (ic < 1) y el índice de Kenney y Lau (H/F)min (ver figura 2.15). Skempton y

Brogan notaron cómo el gradiente hidráulico crítico aumenta rápidamente mientras más cerca

está el índice (H/F)min de 1, que representa el límite entre graduaciones estables e inestables,

aunque comentaron que esta relación requiere más investigaciones para establecer la influencia

de la densidad de compactación y la cantidad de gravas que posee el suelo.

Skempton y Brogan además encontraron que el gradiente hidráulico crítico para gravas

arenosas internamente inestables, podría llegar a ser desde 1/3 hasta 1/5 menor al gradiente

hidráulico crítico teórico dado por Terzaghi (ver punto 2.3.1) para suelos granulares

homogéneos con la misma porosidad. Ellos explican que la diferencia ocurre porque gran parte

de la sobrecarga que existe sobre suelos internamente inestables se la lleva la estructura

primaria (o parte gruesa) hecha por partículas gravosas, dejando a la arena una presión

relativamente mucho más pequeña.

32

Figura 2.14 Equipo utilizado por Skempton y Brogan (1994)

Figura 2.15 Relación entre gradiente hidráulico crítico y (H/F)min

33


Tomlinson y Vais (2000) concluyeron en su estudio (ver sección 2.2.9) que para

entender el fenómeno de “piping”, además de controlar la razón del tamaño partículas, hay que

controlar el espesor del filtro y la magnitud de la tasa de incremento de los gradientes, las

cuales pueden influir en el comienzo del “piping”.

2.2.4 Garner et al (2002)

Gerner et al (2002) en su estudio (ver sección 2.2.10) sometió las muestras a dos

etapas. La primera, tenía la finalidad de determinar si el aumento de gradiente hidráulico por sí

mismo, era suficiente para iniciar el proceso de erosión. Luego, durante la segunda etapa, se

introdujo agua gasificada a las muestras, con el objetivo de gatillar el proceso de suffosion. De

los resultados de los ensayos concluyó que el proceso de suffosion puede ser iniciado por la

introducción de agua con gases disueltos;

2.2.5 Moffat (2002)

Moffat (2002) en el estudio desarrollado (ver sección 2.2.11) concluyó que mientras hay

una base razonablemente confiable en identificar suelos que son internamente estables, el rol

de las influencias hidrodinámicas y las consecuencias de cualquier inestabilidad (en términos de

la masa total pérdida de suelo) no puede ser descrita con confianza.

2.2.6 Wan (2004)

Wan (2004) en la investigación desarrollada (ver sección 2.2.12) concluyó, en cuanto a

los factores que podían influenciar el inicio de la inestabilidad de un suelos: (i) No existe una

relación clara entre el contenido de finos en una muestra y estabilidad interna para suelos silt-

sand-gravel (grava areno limosas) y clay-silt-sand-gravel (grava arenosa limo arcillosas),

aunque en gravas arenosas con menos de 10% de finos no-plásticos es más probable

experimentar inestabilidad interna que en suelo gravoso areno limoso; (ii) experimentalmente, la

plasticidad de los finos no muestra una influencia significativa en la inestabilidad interna para

suelos gravo arenoso limo arcillosos; (iii) suelos gap-graded con más de 60% de grava (>4.75

mm) pero con falta de suelos arenosos son vulnerables a la suffusion. Sin embargo, suelos gap-

34

graded similares con bajo contenido de finos (menores al 10%) no muestran una pérdida

significante de material en el proceso de suffusion. Es posible que la cantidad de suelo

erosionada en la muestra fuera muy pequeña para ser detectada; (v) los resultados en los

ensayos de flujo descendente no sugieren una influencia significativa en la estabilidad de un

suelo con la densidad que presente, sin embargo, en los resultados de flujo ascendentes

indican que la erosión de las partículas del suelo comenzaron a gradientes hidráulicos

comparativamente menores en suelos con menor compactación que en los más compactados

(compactación en forma seca).

En cuanto a las condiciones hidráulicas, según la interpretación de los autores, los

resultados obtenidos son los siguientes: (i) La erosión selectiva de las partículas finas de suelo

comienzan en gradientes menores que el gradiente teórico critico, ic, para todos los suelos

internamente inestables y para muchos suelos internamente estables. Para los suelos

internamente inestables probados, todos comenzaron a erosionar con gradientes de 0.8 o

menos, y muchos con menos de 0.5. Esta erosión es relativamente en una menor tasa e incluso

en los suelos internamente estables, no llevó a una condición de “turbiedad extrema” cuando la

erosión puede haber sido obvia; (ii) no existe una relación matemática definitiva entre el

gradiente hidráulico crítico y el coeficiente de uniformidad Cu, el coeficiente (H/F)min y el

contenido de finos; (iii) suelos con alta porosidad tienden, en general, a erosionarse a

gradientes hidráulicos menores que los de alta porosidad, aunque, debido a lo disperso de los

datos obtenidos, no se puede considerar una relación matemática fiable entre estas dos

variables; (iv) suelos con finos arcillosos (kaolin) aparecen erosionados a gradientes hidráulicos

relativamente mayores que suelos similares sin presencia de finos arcillosos; (v) la densidad en

suelos tiene un efecto significativo en el gradiente hidráulico crítico. Los suelos con densidades

mayores presentaron un gradiente hidráulico mayor, dado el mismo contenido de finos; (vi)

suelos gap-graded son erosionados a un gradiente hidráulico relativamente más bajo que los

suelos no gap-graded, con los mismos contenidos de finos.

2.3.7 Moffat (2005)

Moffat (2005) estudió la estabilidad interna de cuatro suelos areno gravosos y areno limo

gravoso usados comúnmente como materiales de núcleos y zonas de transición en embalses

de Britisth Columbia, Canadá. La configuración del permeámetro utilizado se muestra en la

figura 2.15. Las dimensiones de las muestras ensayadas eran de 279 mm de diámetro y de 300

35

ó 500 mm de longitud. El objetivo del estudio era establecer el efecto del confinamiento efectivo

superior y la influencia de la dirección del flujo en el inicio de la inestabilidad interna. Por tanto,

el diseño del equipo permitía la aplicación de presiones de confinamiento entre 25 y 175 Kpa

sobre la muestra estudiada, su medición en la parte superior e inferior de la probeta y la

aplicación de flujos unidireccionales tanto ascendentes como descendentes. Los gradientes

hidráulicos eran controlados por una serie de transductores de presión e incrementados hasta

lograr la inestabilidad interna. Para asegurar la saturación y eliminación de sólidos en

suspensión se utilizó agua potable filtrada y desaireada. El inicio de la inestabilidad interna se

determinó por una observación visual y la medida de varios gradientes hidráulicos locales.

De los resultados obtenidos, Moffat concluyó: (i) inicio de la inestabilidad interna es

activado por un aumento del gradiente hidráulico aplicado; (ii) existe una relación lineal entre el

gradiente crítico y la tensión efectiva vertical; (iii) cada graduación produce diferentes caminos

hidromecánicos, los cuales caracterizan el inicio de la inestabilidad interna; (iv) la tasa de

incremento del gradiente hidráulico promedio no se encontró que ejerciera un control

significativo en el gradiente hidráulico crítico que gobierna el inicio de la inestabilidad interna

Figura 2.16 Esquema del permeámetro utilizado por Moffat (2005).

36

2.3.8 Bendahmane et al (2008)

Bendahmane et al (2008) desarrollaron estudios en suelos areno arcillosos. Las arenas

eran del tipo Loire Sand, y las arcillas eran kaolinita, las cuales presentan un índice de

plasticidad igual al 33. Realizaron cuatro tipos de mezclas areno arcillosas, que presentaban

porcentajes de arcillas de 5, 10, 20, 30%. Se desarrollaron treinta ensayos distintos que se

llevaron a cabo en celdas de triaxiales, las que permitían muestras de dimensiones de 50 mm

de diámetro y 50 mm de alto. A las muestras se les aplicó gradientes hidráulicos constantes

entre 5 y 160 y confinamiento isotrópico de 100, 150, 200 y 250 kpa. La detección de la erosión

en el efluente se realizó a través de un aparato óptico y del pesado de los granos de arena

erosionados presentes en el fluido. Un esquema del equipo utilizado se muestra en la figura

2.17.

Figura 2.17 Esquema del triaxial utilizado por Bendahmane et al. (2008)

Los autores establecieron dos tipos de erosión: suffusion y backward erosion. El primero

se definió como la erosión que se produce en suelos granulares con matriz fina y en el que sólo

las partículas más finas del suelo se erosionaban, mientras que el segundo lo definieron como

la separación de las partículas desde la superficie aguas abajo producto del la fuerza de

filtración. En base a esto, concluyeron lo siguiente: (i) la erosión de la arcilla, no afecta la

distribución de partículas o el volumen de la muestra, y sólo hace que la permeabilidad

decrezca (suffusion); (ii) la tasa de suffusion aumenta de acuerdo al gradiente hidráulico; (iii) el

contenido inicial de arcilla afecta significativamente la suffusion, alcanzando tasas casi del doble

cuando se cambia de 20 a 10% en el contenido de arcilla; (iv) la porosidad inicial (estudiado

para el caso que dependa de la presión de confinamiento) también afecta en gran medida a la

37

suffusion, doblando la tasas de ésta cuando el confinamiento decrece de 150 a 100 kpa; (v)

cuando el incremento del gradiente hidráulico alcanza un segundo umbral, comienza la erosión

de la arena y la arcilla causando un colapso total en la muestra (backward erosion); (vi) los

gradientes críticos de backward erosion son altos y aumentan cuando los confinamientos

disminuyen; (vii) backward erosion se ve afectado por el porcentaje de arcilla presente en la

muestra; para contenidos superiores al 10% no se presentó el fenómeno.

2.3.9 Li (2008)

En el estudio desarrollado (ver sección2.2.15), concluyó con los resultados de estos

ensayos qué: (i) una combinación de tensión efectiva y gradiente crítico influencia el inicio de la

inestabilidad interna, existiendo un camino hidrodinámico que es definido desde la variación de

la tensión efectiva con el gradiente. Bajo filtración, el camino hidromecánico se acerca al límite

en el cual el inicio de la inestabilidad interna ocurre, considerando este límite como la

envolvente hidromecánica; (ii) la envolvente hidromecánica es definida como una relación entre

el gradiente crítico y la tensión efectiva normalizada, siendo diferente para cada graduación. La

diferencia puede ser atribuida a la granulometría y en los que sean más susceptibles a la

erosión interna, las pendientes de la envolvente hidromecánica serán menores; (iii) el gradiente

hidráulico crítico es proporcional al tensión efectiva normalizada.

2.4 Descripción cualitativa de erosión interna

Como parte de los estudios de erosión interna, también es importante entender el

porqué se produce, y cuáles son los elementos que constituyen el proceso de erosión interna,

tanto de forma natural, como cuando es reproducido en el laboratorio.

A continuación se muestran los estudios que han descrito de forma cualitativa la erosión

interna en suelos

2.4.1 Kenney y Lau (1985)

Kenney y Lau (1985) en su estudio (revisar sección 2.2.6) sugirieron que la fracción

suelta en un suelo es poco menos del 30%, y la que puede ser lavada está entre 20 y 30% del

peso total del suelo.

38


Tomlinson y Vais (2000) concluyeron en su estudio (ver sección 2.2.9) que la presión de

confinamiento tiene un impacto negativo menor en la estabilidad del suelo, aparentemente,

debido al derrumbamiento de arcos que ocurre en la arena suelta en la zona de filtración con el

aumento de la tensión.

2.4.3 Moffat (2002)

Además, Moffat (2002) en su investigación (ver sección 2.2.11) dio ciertas

recomendaciones para estudios de inestabilidad interna en permeámetros, tales como: (i)

medición de la carga axial en la parte superior e inferior de la muestra estudiada, para

caracterizar la influencia de la fricción de las paredes de la celda; (ii) medición de la presión de

poros en lados opuestos para caracterizar la variación espacial en la migración de suelos; (iii)

control en el suministro de agua para mantener la presión de agua constante a través de la

muestra; (iv) monitorear el suelo de la muestra para asegurarse la saturación o evaluar el rol del

aire disuelto en el comportamiento del suelo.

2.4.4 Wan (2002)

Wan (2002) en su estudio (ver sección 2.2.12) concluyó que el valor máximo teórico de

peso erosionable del material fino en un suelo internamente inestable es aproximadamente

41%, más conservativo que el 30% propuesto por Kenney y Lau (1985, 1986).

39

2.5 Efectos del porcentaje de finos en la estabilidad interna

Esta tesis estudia los efectos del contenido de finos no plásticos (partículas bajos #200)

en la inestabilidad interna. Específicamente, se estudian cambios en las condiciones

hidromecánicas en el inicio de la inestabilidad interna para diferentes porcentajes de finos

manteniendo el criterio geométrico constante de (H/F)min. Aquí se hace un recuento de los

estudios antes mencionados y que hacen mención de la influencia que tiene los finos sobre la

estabilidad.

Como punto de partida, Kenney and Lau (1985) sugirieron que la fracción que es capaz

de ser movilizada, en un suelo internamente inestable, y llevada fuera del suelo es entre 20 y

30% del total de la masa. Skempton and Brogan (1994) además, indican que la parte del suelo

que actúa como matriz (no necesariamente finos) cuando no se presenta en gran cantidad, no

recibe esfuerzo, encontrándose suelto entre el esqueleto del suelo, que se lleva gran parte de la

sobrecarga.

Vallejo (2001) estudió la resistencia al corte y la rigidez en mezclas de arena gravosa

con “glass beads” y mezcla de arena con limo, cambiando la concentración de finos para

determinar la influencia del esfuerzo de corte en las mezclas. Vallejo concluyó que cambios en

el esfuerzo de corte son explicados por cambios en la porosidad. Un cambio en la porosidad

ocurre con el cambio del porcentaje por peso del fino existente. A medida que se va agregando

porcentaje por peso de finos a la mezcla, se alcanza un mínimo, que luego de alcanzarlo, la

porosidad empieza nuevamente a crecer a medida que se va agregando más fino a la mezcla.

Esto lo explica debido a que después de alcanzado el mínimo, no hay más espacio entre las

partículas gruesas para agregar mayor cantidad de finos y, éstas comienzan a separarse y el

suelo fino o base comienza a dominar en la mezcla. El porcentaje de la fracción fina en que se

alcanza el mínimo está en el rango de 25 a 30%. Este valor, es además, comparable con los

peak de esfuerzo de corte encontrado en las mezclas, que son alcanzados aproximadamente al

20% (ver figura 2.18). Con esto, se puede concluir que el contenido de finos en el suelo puede

influir en aspectos como la transferencia de carga entre la parte fina y gruesa del suelo y la

cantidad de fracción fina erosionable (o lavable) dentro de los espacios del esqueleto.

Es importante destacar, como el porcentaje máximo de fracción fina “lavable” (entre 20 y

30%) en el estudio de Kenney y Lau (1985) es equivalente al valor del porcentaje de fracción

fina (entre 25 y 30%) que tiene que tener la muestra para alcanzar la mínima porosidad y al

40

valor de fracción fina (20%) que tiene que tener un suelo para alcanzar el esfuerzo de corte

peak, encontrados por Vallejo (2001).

En el estudio de Wan (2004), no se encontró una relación clara entre el contenido de fino

en la muestra y la estabilidad interna (ver figura 2.19 y 2.20), para suelos gravo areno limosos y

gravo areno limo arcillosos, aunque destaca que la probabilidad de experimentar inestabilidad

interna en suelos con menos de 10% de finos no plásticos es más probable. Además, en su

estudio concluye que la plasticidad de los finos no muestra una influencia significativa en la


Figura 2.19 Efecto del contenido de fino y plasticidad de los finos en el gradiente hidráulico

promedio a la cual comienza la erosión de las partículas finas en muestras gap-graded.

41

Figura 2.20 Efecto del contenido de fino y plasticidad de los finos en el gradiente hidráulico

promedio a la cual comienza la erosión de las partículas finas en muestras no gap-graded.

A diferencia de Wan (2004), Bendahmane et al (2008) (ver más detalles en sección

2.2.17) encontraron que con el incremento del porcentaje de finos plásticos si afecta la

estabilidad interna (figura 2.21), concluyendo que para porcentajes mayores al 10%, no se

presenta inestabilidad. También destacaron que, el aumento del confinamiento intensifica el

fenómeno de backward erosion (figura 2.22).

42

Figura 2.21 Influencia del contenido de arcilla y del gradiente hidráulico

en la erosión de la arcilla a confinamiento de 100 kpa

Figura 2.22 Influencia del confinamiento en la erosión de la arcilla y arena (backward erosion)

con 10% de contenido de arcilla

43

Como se ha visto en los estudios mencionados, no existe una claridad en cuanto a los

efectos de los porcentajes y al tipo de finos presentes en una muestra sobre la estabilidad

interna del suelo, y es precisamente esto, uno de los puntos que esta tesis pretende abarcar.

44

3 Características del equipo de erosión interna

3.1 Introducción

La mayoría de las reglas empíricas, para determinar la estabilidad de un suelo,

consideran los criterios geométricos (curvas granulométricas) como base del análisis. Como ya

se ha visto, la erosión interna es uno de los factores más importantes y estudiados, que afecta

la estabilidad de un suelo frente a una fuerza, producto de la infiltración de agua. Estos métodos

dan una regla general para la predicción de la inestabilidad de un suelo, pero no dicen para qué

condiciones hidrodinámicas un suelo es inestable, qué tan cerca se está de la inestabilidad bajo

condiciones específicas, ni tampoco las condiciones límites para un problema particular (aparte

del geométrico). Es por esto, que el equipo de erosión interna del estudio fue elaborado con el

objetivo de analizar aquellos parámetros que gobiernan el inicio de la estabilidad interna,

específicamente la relación entre el gradiente hidráulico crítico, los cambios en la curva

granulométrica y el confinamiento utilizado.

El equipo a utilizar en el presente trabajo, fue diseñado y creado por Sergio Ordenes

(2008), y modificado para desarrollar el estudio. Para la creación del equipo y su

implementación se consideraron los aportes realizados en este tema, por distintos

investigadores, a través de los años. Los trabajos más importantes y reconocidos que se

incluyeron para la elaboración del presente trabajo son: Kenney y Lau (1985), Garner et al.

(2002), Moffat (2002, 2005) y Li (2008), entre otros.

3.2 Condiciones de diseño utilizadas

Como ya se ha visto, para comprender el fenómeno de inestabilidad interna hay que

entender y analizar los factores que influencian el comienzo de este proceso. Es por esto, que

el equipo fue diseñado y conceptualizado para medir estos factores y además, imponer

condiciones necesarias para que los ensayos resulten acordes con la realidad. Es así, que el

equipo puede realizar etapas de consolidación, filtración bajo distintas cargas verticales y

gradientes hidráulicos variables.

45

3.2.1 Dirección del flujo

Se aplicaron flujos descendentes unidireccionales en las siete muestras hasta lograr la

falla. Para los casos en que la falla no se obtuviera con este tipo de flujos, se le impuso flujos

ascendentes hasta lograr que la probeta fallara. Esto se realizó a través de cambios en la

configuración de mangueras y válvulas, que se detallarán más adelante.

3.2.2 Aplicación y medición de carga vertical.

Para conocer la influencia de la tensión efectiva, en el proceso de erosión interna, fue

necesario que el equipo permitiera imponer distintas magnitudes de tensiones verticales y medir

las variaciones de éstas, tanto en la base como en la parte superior de la probeta, para

cuantificar las variaciones de tensiones efectivas (Moffat, 2002) y así, analizar la envolvente

hidromecánica (Moffat, 2005; Li, 2008).

3.2.3 Aplicación y medición de gradientes hidráulicos

Para conocer la influencia del gradiente hidráulico en el inicio del proceso de erosión

interna, fue necesario que el diseño del equipo considerara la aplicación y medición de

gradientes hidráulicos en distintos niveles a través de la probeta. Para lograr la aplicación de

gradientes hidráulicos constantes, pero que variaran cuando fuese necesario, se incluyó un

sistema presurizado que permitiera mantener constante la aplicación de agua a presión y así,

regularla a medida que fuese necesario. Se descartó que el equipo estuviese conectado

directamente a la red de agua potable, porque no era capaz de asegurar una presión continua

durante todo el ensayo, debido a que el rango de presiones que suministra es inferior al

necesario y la cantidad de aire presente en el agua potable es elevado para ser utilizado en los

ensayos, pudiendo afectar los resultados (Garner, 2002). Para la medición de gradientes

hidráulicos a través de la probeta o gradientes hidráulicos locales, se instrumentó el equipo con

cuatro transductores de presión, a distintos niveles (ver especificación en sección 3.3.6).

46

3.2.4 Tamaño de la muestra a ensayar.

La dimensión de la celda de ensayo da el tamaño máximo de partículas con el que se

puede ensayar. La ASTM (D 2434), recomienda para ensayos de permeabilidad standard en

suelos granulares, una razón mínima entre el diámetro del permeámetro (Dcp) y el tamaño

máximo de partículas (dmp) entre 8 y 12.

En la presente investigación la celda permeámetro posee un diámetro interno de 300

mm y el tamaño máximo de partículas utilizadas es de 50 mm, obteniéndose una razón

Dcp/dmp de 6, valor que es un poco inferior al mínimo recomendado. Aún así es necesario

tener en cuenta que sólo el 20% de las partículas del material no cumplen con dicho mínimo

para el ensayo con 5% de finos y un 10% para los ensayos con 10 y 15% de finos.

Observaciones visuales durante la depositación del material aseguran que nunca dichas

partículas de mayor tamaño estuvieron en contacto, además se encontró que los resultados

estaban de acuerdo a lo esperado para estos tipos de materiales. Por lo anterior y sumado a

estudios anteriores (Moffat 2005 y Ordenes 2008) se puede inferir que el tamaño máximo de

partículas empleado no es suficiente para influenciar la respuesta del suelo en la etapa de

filtración y que el diámetro del permeámetro empleado es satisfactorio para el desarrollo del

programa de pruebas.

Por otro lado, el largo de ensayo en pruebas de filtración es adecuado usar un factor

que varía entre 1 y 2 veces el diámetro de ésta (Moffat, 2002), y para este estudio se

ensayarán muestras con un factor igual a 1, o sea, 300 mm de largo.

3.2.5 Condiciones y características del agua a utilizar.

Estudios anteriores (Garner, 2002) indican que en pruebas de filtración, para asegurar la

saturación de la muestra y evitar cambios no contemplados en la permeabilidad de la

probeta, es necesario utilizar agua desaireada. Por lo tanto, el equipo cuenta con un sistema

que permite desairear el agua a utilizar.

Además, Ordenes (2008) concluyó que la utilización de agua destilada, en vez de agua

potable, no influye en los ensayos de erosión interna con el actual equipo. Cabe destacar

además, que los suelos utilizados no reaccionan químicamente con el agua potable, ya que son

suelos granulares, tales como arenas y gravas, y finos extraídos de las arenas de relave, los

47

cuales son básicamente, rocas pulverizada. Por lo tanto, los ensayos se realizarán con agua

potable desaireada.

3.2.6 Medición de la permeabilidad durante el ensayo.

Para medir los cambios de permeabilidad en el ensayo, producto de variaciones

volumétricas y de la migración de partículas en la etapa de filtración, se implementó un

estanque que recolectara y midiera el caudal de agua que surgía de la muestra. Este sistema

será detallado posteriormente.

3.3 Descripción del equipo de erosión interna y su instrumentación.

Las Figuras 3.1 y 3.2 muestran el diseño final del equipo de erosión, diseñado para flujos

descendentes y ascendentes, respectivamente. El equipo está constituido por:

1.- Una celda permeámetro en la que se pueden ensayar muestras de diámetro 295 mm

y largo (L) entre 300 y 700 mm. Para este estudio se operó con un largo de 300 mm. Dicha

celda va montada sobre un marco de reacción que permite la aplicación de la carga vertical.

2.- Un sistema de abastecimiento de agua desaireada y presurizada que permite aplicar

gradientes hidráulicos graduales.

3.- Un estanque suspendido para medir el caudal de agua que sale de la muestra y la

permeabilidad.

4.- Un sistema de adquisición de datos para recolectar en forma continua los datos del

ensayo.

Es importante destacar, que sólo se cambió la configuración para realizar flujos

ascendentes y descendentes, y que los instrumentos y conexiones eléctricas se mantuvieron

invariables para todos los ensayos.

Figura 3.1 Esquema del equipo de er

48

rosión interna

a con flujo desscendente (OOrdenes 2008

)

A cont

Fig

tinuación se

gura 3.2 Esqu

darán a con

uema del equi

nocer los co

49

ipo de erosión

mponentes

n interna con

del equipo,

flujo descend

detalladame

dente

ente.

50

3.3.1 Celda permeámetro

La celda de ensayo es de paredes rígidas y sus dimensiones interiores son: 295 mm de

diámetro y 1000 mm de largo. Originalmente, la celda poseía 4 válvulas, y para el presente

estudio se le adicionaron 2. Por lo tanto, posee seis válvulas para medir los distintos gradientes

hidráulicos a lo largo de la muestra. La primera válvula se encuentra a una distancia de 20 cm

de la parte superior, y es donde se encuentra instalado el primer transductor de presión que

medirá la presión de poros por sobre la muestra. La segunda válvula se encuentra a 20 cm de

la primera, y no será utilizada en el actual estudio. La tercera y cuarta válvula se encuentra a 30

y 40 cm respectivamente de la primera, y es el lugar donde se situará el segundo y tercer

transductor. En la quinta válvula se encuentra el cuarto transductor de presión, y se utilizará

para medir las presiones de poros fuera de la muestra (ver Figura 3. 3.). La sexta válvula será

usada para llevar el agua, que ha pasado por la muestra, al sistema recolector externo de agua.

51

Figura 3.3 Esquema de la celda

La celda fue pintada en su interior con pintura epóxica para evitar el óxido que pueda

producirse por el paso del agua. Además, se le agregó rugosidad a las paredes de la celda para

que la falla no se presente en éstas zonas por su bajo roce, sino que se alcance en el centro de

la muestra. (Ver Figura 3.4)

espes

3.3.2

alta re

diáme

vástag

sobre

P300d

La celda e

or.

Sistema d

La carga a

esistencia de

etro, que per

go permite a

La carga e

un marco d

d, es capaz d

está sellada

de carga ver

axial es trans

e 28 mm de

rmite la distr

aplicar una c

es transmiti

de reacción

de aplicar un

Figura 3.

a, en su pa

rtical

smitida a la m

e diámetro u

ribución unifo

arga máxim

da al vásta

n (ver Figura

na carga má

52

.4 Fotografía

arte superior

muestra por

unido a una

orme de car

a vertical má

ago por una

a 3.6). La g

áxima de 50

de la celda

r e inferior,

r medio de u

placa perfo

rga vertical e

áxima de 10

gata hidrá

gata hidrául

ton.

por dos o-

n vástago d

orada con o

e hidráulica

0 kg/cm2 (ve

ulica (ver F

ica de marc

-rings de 8

e carga de a

orificios de 8

a la muestr

er Figura 3.5

Figura 3.5) m

ca Simplex,

mm de

acero de

8 mm de

ra. Dicho

5)

montada

modelo

monta

LCH-1

acond

la celd

carga

los sis

Las tensio

ada una celd

10tv con cap

icionador de

da de carga

fue diseñad

stemas de ad

Figur

nes efectiva

da de carga

pacidad de 1

e señal marc

al sistema d

do e implem

dquisición de

Fig

ra 3.5 Vástago

as sobre la

sobre el vá

10.000 kgf y

ca Validyne,

de adquisici

mentado por

e datos.

gura 3.6 Marc

53

o de transmis

superficie d

stago. La ce

y una precis

, modelo SG

ón de datos

Ordenes (2

co de reacción

sión y gata hid

de la muestr

elda de carg

sión de 30 k

G71 el cual e

s. El sistema

2008), y cam

n y celda de c

dráulica

ra se conoce

ga es de ma

kgf, la cual e

envía el volt

a de aplicaci

mbiando en

carga

en debido a

arca Kyowa,

está conecta

aje de respu

ón y ransm

el presente

a que va

modelo

ada a un

uesta de

misión de

e estudio

de 8 m

ensay

los tre

puente

esfuer

sensib

figura

kg/cm

Figura

diseña

presió

La parte in

mm de diám

yada. Para c

es soportes

e entero. S

rzos produci

bilidad de 1

3.7). Los s

2 por medio

a 3.8). El si

ado en el a

ón.

nferior del pe

metro que p

cuantificar la

de la plac

Se diseñaro

idos por el c

kpa en la m

strain gages

o de tres se

stema para

ctual estudi

Figura 3.

ermeámetro

ermite el pa

a carga axial

ca inferior, s

on los tres

confinamient

medición de l

están prote

ellos de fuga

cuantificar

o, y se real

.7 Diseño de

54

está compu

aso del agu

l en la parte

se instalaro

soportes d

to superior,

la presión de

egidos para

a, los cuales

la carga ax

lizó para me

soportes e in

uesto por un

a y del mat

e inferior del

n cuatro str

e manera

la carga hid

e la muestra

soportar pr

s fueron silic

xial en la p

ejorar la se

nstalación de

na placa de s

terial erosion

permeámet

rain gages

tal que pud

dráulica y ad

a en la zona

resiones hid

cona, pvc y

arte inferior

nsibilidad e

strain gage

soporte con

nado de la

tro, en cada

configurado

dieran sopo

demás, tuvie

a inferior (ve

dráulicas de

resina epóx

r de la prob

n la medició

orificios

muestra

a uno de

os como

ortar los

eran una

er diseño

hasta 5

xica (ver

beta, fue

ón de la

55

Figura 3.8 Strain gage y su sistema de aislación

Los seis strain gage son marca BLH Electronics, modelo FAE-06-12-S6L, poseen

resistencias de 120 ohm con un porcentaje de error del 5%. La figura 3.9 muestra la calibración

realizadas a las patas. Si bien, se ve que las 3 funcionan bien, al someterla a un flujo de agua, 1

de ellas (pata 3) se descalibró, por lo que se tuvo que eliminar para los análisis.

Figura 3.9 Calibración de patas

y = 1574,x ‐ 1165,

y = 1340,x + 609,7y = 3505,x + 618,4

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

‐0,5 ‐0,3 ‐0,1 0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 1,1 1,3

Carga [kgf]

Voltaje registrado [volt]

Pata 1

Pata 2

Pata 3

3.3.3

conso

(1) un

aparat

voltaje

variar

ensay

config

realiza

(2) un

Figura

optaro

datos

Desplazam

Para cono

lidación y en

potencióme

to, está con

e de 14 volt

su calibrac

yo, el instru

uración com

ados.

dial análog

a 3.10), los

on por los d

de deformac

Ambos ins

miento verti

ocer los d

n el de filtrac

etro marca N

nectado a u

, con lo cua

ción. Para la

umento est

mo los cable

go marca Mi

cuales prop

dos sistemas

ción.

trumentos fu

Figu

ical

esplazamien

ción, se cuen

Novotechink

na fuente d

al el potenci

a recolecció

tá conectad

es utilizados

tituyo, mode

porcionan la

s de medici

ueron implem

ura 3.10 Instru

56

ntos vertica

nta con dos

k, modelo TS

de poder de

ómetro está

ón de datos

do al siste

s, se mantu

elo GLX518

s deformaci

ión de desp

mentados en

umentos para

ales en la

sistemas:

S50 el cual

32 volt por

á alimentado

de la defo

ma de adq

vieron cons

que posee

iones de la

plazamiento

n el actual e

a medir deform

muestra,

tiene un err

r medio de

o con voltaje

ormación en

quisición d

stantes para

una precisió

probeta en

para tener

estudio.

mación

en el proc

ror de 0,1 m

un estabiliz

e constante

todo mome

e datos. T

a todos los

ón de 0,01

todo mome

un respaldo

ceso de

mm. Este

zador de

para no

ento del

Tanto la

ensayos

mm (ver

ento. Se

o de los

3.3.4

sistem

hidráu

ello, fu

para in

capac

para e

interio

veintic

equipa

presió

Sistema d

Para evita

ma de abast

ulicos a la m

ue necesario

nyectar agua

cidad de 200

evitar la co

or del estanq

cuatro perno

ado en su p

ón máxima d

Figura

de abastecim

ar la formac

tecimiento d

muestra, con

o la constru

a presurizad

0 lts, está co

rrosión deb

que, se inst

os, para evit

parte superi

e 0.85 bar.

a 3.11 Esque

miento de a

ción de burb

de agua pre

bajos nivele

ucción de do

da al permeá

onstruido en

ido al agua

taló una tap

tar el ingres

or, con una

ema del sistem

57

agua

bujas de air

esurizado qu

es de burbu

os estanque

ámetro (ver

acero y pin

a (ver Figura

pa sellada p

so de aire d

a bomba de

ma de abaste

re al interior

ue permitier

ujas de oxige

s: un estanq

Figura. 3.11

ntado interio

a 3.12). Ad

por una gom

urante el pr

e vacío que

cimiento de a

r de la mue

ra entregar

eno presente

que para de

1). El primer

rmente por

emás, para

ma de neop

roceso de d

permite de

agua (ordenes

estra, se dis

distintos gra

es en el agu

esairear agu

r estanque ti

una pintura

a verificar e

rén y apern

deseairiación

sairear agu

s 2008).

señó un

adientes

ua. Para

ua y otro

ene una

epóxica

l estado

nada por

n y, está

a a una

extern

compr

interna

compl

oxígen

El segund

namente con

resor, impon

amente con

etamente a

no presentes

do estanque

n acero gal

ner presione

n una memb

islada del a

s en el agua

Figura 3.1

e es hidrone

vanizado y

es máximas

brana de go

aire del com

a se manteng

Figura 3.13

58

12 Estanque d

eumático de

que permit

de 700 Kpa

oma (Figura

mpresor, lo

ga constante

3 Estanque hi

deseairiador

e 500 litros

te, gracias

a. Debido a

a 3.14), el a

que asegur

e durante to

droneumático

s (ver Figur

a la presió

que el esta

agua desair

ra que el ni

do el ensayo

o

ra 3.13), co

n neumática

nque está e

reada se en

ivel de burb

o.

onstruido

a de un

equipado

ncuentra

bujas de

de ag

sobrec

mirilla

cantid

(2008)

3.3.5

de la i

figura

minim

conex

varía

equipo

de sal

figura

(2008)

flujos a

Fig

Es importa

gua al inter

cargar la me

que indica

ad de agua

El sistema

).

Sistema d

La carga h

incorporació

3.15) que

izar la pérd

xiones, se in

según la co

o quedó seg

ida de agua

3.17

El sistema

) para flujos

ascendentes

gura 3.14 Com

ante destaca

rior del est

embrana, po

el nivel de

incorporada

a de abaste

de control d

hidráulica de

ón de un reg

permite la

ida de carga

nstaló el reg

onfiguración

gún la figura

a, son invert

a de control

s descenden

s.

mpresor y me

ar que, debid

tanque hidr

or lo que fue

dicho estan

a al estanque

ecimiento de

e flujo de e

e entrada al

gulador de p

variación de

a hidráulica

ulador de p

n del flujo i

3.16. Para

idos en sus

de flujos de

ntes y mod

59

mbrana de go

do a la impo

roneumático

e necesario

nque y, de

e hidroneum

e agua, fue

ntrada.

permeámet

resión de ag

e presión d

de entrada

presión en la

mpuesto. P

flujos ascen

posiciones

e entrada fu

ificado en e

oma utilizada

osibilidad de

, se debe

incorporar e

esta forma,

mático.

e diseñado

tro fue cont

gua marca A

e agua a u

al sistema,

a válvula de

Para flujos d

ndentes, tan

originales y

ue diseñado

el presente

a en el 2º esta

saber con e

tener muc

en el estanqu

, tener una

e impleme

rolada manu

Aquamark, m

una máxima

por concep

e entrada de

descendente

to regulador

y quedando

e implemen

estudio par

anque

exactitud el v

cho cuidado

ue desairea

aproximació

ntado por O

ualmente po

modelo RE2

a de 700 kp

pto de mang

el permeáme

es, el arreg

r como la m

tal como mu

ntados por O

ra realizar, a

volumen

o de no

dor, una

ón de la

Ordenes

or medio

400 (ver

pa. Para

gueras y

etro que

lo en el

anguera

uestra la

Ordenes

además,

Figur

Figur

ra 3.15 Regu

a 3.16 Config

60

lador de pres

guración para

sión de agua p

a flujos descen

potable

ndentes

3.3.6

transd

marca

estos

rango

fuente

alimen

adquis

muest

transd

precis

adquir

Medición

Para medi

ductores de

a Roxspur M

aparatos pu

hasta 600 k

e de poder

ntar a los

sición de da

tra, durante

ductores se

ión de uno.

Los transd

ridos e imple

Figur

de gradient

ir los gradie

presión, dis

eseasureme

ueden medir

kpa, con una

de 32 volt,

instrumento

atos y dan u

el proceso

puede obte

ductores de

ementados e

ra 3.17 Config

tes hidráuli

entes hidráu

stribuidos co

ent and Con

hasta 1000

a precisión d

a través de

os con volts

una lectura

de filtració

ner la medi

presión fuer

en el actual e

61

guración para

cos

ulicos, tanto

omo indica la

ntrol Ltd. mod

0 kpa, con un

de 0.3 kpa.

e un regula

s constante

constante d

n. Con las

ción de gra

ron, para la

estudio.

a flujos ascen

medio com

a Figura 3.1

delo RS type

na precisión

Los transdu

ador de volta

es. Estos s

de las presi

presiones d

diente hidrá

medición de

ndentes

mo locales,

18. Los trans

e 461 (ver F

de 0.5 kpa.

uctores está

aje de 14 v

e conectan

ones que s

de poros y

áulico en ca

e gradientes

se utilizaron

sductores so

Figura 3.19).

. El cuarto p

n enchufado

volt, el cual

n a un sist

e tienen en

las distancia

da estrato,

s hidráulicos

n cuatro

on de la

Tres de

posee un

os a una

permite

ema de

n toda la

as entre

con una

s, fueron

Figura

Figura

a 3.18 Posició

a 3.19 Transd

62

ón de los tran

ductores de p

nsductores de

presión y su c

e presión

conexión

3.3.7

de filt

registr

(ver F

agua e

capac

señal

sistem

(2008)

3.3.8

se req

compo

Medición

Par

ración, el e

ra en cada m

igura 3.20).

en un determ

cidad de 100

marca Valid

ma de adqu

).

Sistema d

Dada la gr

quiere de u

onente del

de permeab

ra medir los

equipo cuen

momento el

Asumiendo

minado tiem

00 kgf y una

dyne, modelo

isición de d

Figur

de adquisici

ran cantidad

n sistema q

equipo. Par

bilidad de la

cambios de

ta con un e

peso da ag

que el peso

mpo. La celd

a presión de

o SG71 el cu

datos. Este

ra 3.20 Sistem

ón de datos

d de datos q

que permita

ra esto, se

63

a muestra

e la permea

estanque su

ua que sale

o del agua es

a de carga

e 1 kgf, la cu

ual envía el

sistema fue

ma de medició

s

que se nece

a registrar y

utilizaron d

abilidad en la

uspendido s

e desde el p

s de 1 kg po

es de marca

ual está con

voltaje de re

e diseñado

ón de permea

esita obtener

y almacenar

os sistemas

a muestra, d

sobre una c

ermeámetro

or litro, se ob

a Kyowa, m

nectada a un

espuesta de

e impleme

abilidad

r y procesar

r los datos

s de adquis

durante los

celda de ca

o, durante el

btiene el volu

modelo TPL1

n acondicion

la celda de

entado por O

r para cada

obtenidos d

sición de da

ensayos

arga que

l ensayo

umen de

000 con

nador de

carga al

Ordenes

ensayo,

de cada

atos, los

cuales

estuvie

CFP18

los str

tanto

marca

datos

NIPCI

presió

distinto

acond

está c

recibid

s tomaron la

eron coordin

El primer s

804 y módu

rain gage de

por el confin

a Toshiba, q

(ver figura 3

El segund

6014 y regis

ón y las dos

os. Como s

icionador de

conectado a

da. Estos ins

a informació

nados para q

sistema de a

los modelo C

e los 3 sopo

namiento y

que irá guard

3.21).

Figura

do sistema

strará los vo

celdas de c

se había dic

e señal prod

a un compu

strumentos p

ón durante e

que los dato

adquisición,

CFPCB-1, e

ortes utilizad

por la carga

dando la inf

a 3.21 Laptop

de adquis

oltajes que e

carga, lo qu

cho, éste rec

ductos de do

utador de e

pueden vers

64

el proceso d

os proporcion

es de marca

el cual prove

os debido a

a hidráulica.

formación e

y sistema de

sición, es d

entreguen el

ue significa q

cibirá la info

os celdas de

scritorio ma

se en la figur

de consolida

nados no tuv

a National In

eerá y regist

a la carga en

. Este sistem

entregada po

e adquisición

de marca

potencióme

que obtendr

ormación de

e carga. El s

arca Dell, e

ra 3.22

ación y en

vieran desfa

nstrument co

trará los volt

n la parte in

ma está con

or el sistema

de datos

National In

etro, los cuat

rá informació

e dos canale

sistema de a

l cual guard

la etapa de

ase en el tiem

on un chasis

tajes produc

ferior de la

nectado a u

a de adquis

nstruments, tro transduc

ón de siete

es provenie

adquisición d

dará la info

e flujo, y

mpo.

s modelo

cidos por

probeta,

n laptop

sición de

modelo

ctores de

canales

entes del

de datos

ormación

F

Ambos sist

Figura 3.22 Si

temas de ad

istema de adq

dquisición de

65

quisición de d

e datos fuero

datos y acond

on implemen

dicionar de se

ntados para

eñal

el actual esstudio

66

4 Propiedades de los suelos y procedimiento de ensayo

Como se ha dicho, la finalidad de este trabajo es estudiar la influencia del porcentaje de

finos no cohesivos, a un valor constante del criterio geométrico (H/F)min, en la respuesta del

suelo frente a la inestabilidad interna, y seguir con los estudios iniciados por Moffat (2005) y

continuados por Li (2008), acerca de las envolventes hidromecánicas gobernantes de la

inestabilidad interna. Para esto, en el trabajo se desarrollaron seis ensayos distintos, de suelos

con diferentes porcentajes de finos no-cohesivos, a un valor constante del criterio geométrico

(H/F)min, más uno adicional para comprobar la repetitividad de los ensayos. Previamente a los

siete ensayos, se realizaron dos ensayos para comprender de mejor manera el funcionamiento

del equipo de erosión interna.

En esta sección se mostrarán las características de los materiales ensayados, la forma

en que fueron constituidos, la técnica de depositación utilizada y los procedimientos del ensayo.

4.1 Propiedades de los suelos

Se realizaron 2 etapas de ensayos. La primera etapa consistió de ensayos preliminares,

que se realizaron para entender el funcionamiento del equipo. La segunda etapa fue en la que

se desarrollaron los ensayos tendientes a analizar la validez de las hipótesis planteadas, así

como observar otras características.

4.1.1 Suelos de ensayos preliminares

Los suelos utilizados para ensayos preliminares, fueron arenas finas “A”, comúnmente

llamadas “arena de Lepanto”. Se realizaron dos ensayos con este tipo de suelo y, fueron

elegidos porque permitían una lectura de gradientes hidráulicos lo bastante elevada para estar

por sobre el error asociado a su cálculo. La granulometría de esta arena se muestra en la figura

4.1. Tiene un contenido de finos de 3%

era só

4.1.2

menor

finos u

0.4, de

4.1.2.1

más d

son su

obtenc

granul

malla

tambo

vez de

A este sue

ólo analizar e

Suelos pa

La finalidad

res a 0.074

utilizados fue

e Kenney y L

1 Suelos fin

Para logra

de una clase

uelos no-coh

ción de la

lar, a través

#200, vertie

ores, los que

ecantado el

Figura 4.1

elo no se le r

el sistema de

ara ensayos

d del estudio

mm) y con

eron de 5, 1

Lau (1986).

nos

ar que el su

e de suelos.

hesivos que

parte fina a

del lavado

endo agua

e luego se d

suelo, se e

Distribución

realizó estud

e medición d

s finales

o es realizar

n parámetros

10, 15, 20 y

uelo tuviera

. Para el su

e tienen un g

a agregar, s

del suelo. E

sobre la mu

dejaban en

extraía el ag

67

granulométri

dio de estab

de gradiente

r ensayos co

s geométric

25% y el p

distintos po

elo fino, se

gran conten

se realizó s

Esto se ejec

uestra y rec

reposo para

gua y se de

ca de la aren

ilidad interna

e hidráulico y

on distintos

os de (H/F)

arámetro ge

orcentajes d

eligieron ar

ido de finos

separando lo

utó poniend

copilando el

a que la par

ejaba la pel

a de lepanto

a, porque el

y permeabili

porcentajes

)min iguales.

eométrico ut

de finos, fue

renas de rel

s (sobre el 5

os finos de

o las arenas

l agua con

rte el suelo f

lícula de su

objetivo de

dad.

s de finos (pa

Los porcen

tilizado fue

e necesario

laves, debid

55%). El pro

el suelo de

s de relave

los suelos

fino decanta

uelo en el fo

l ensayo

artículas

tajes de

H/Fmin =

mezclar

do a que

oceso de

la parte

sobre la

finos en

ara. Una

ondo del

tambo

grados

pulver

luego

suelos

resto d

(NCh

condic

índice

resulta

de sue

or, la que era

s. El suelo

rizados. Est

ser aplastad

s, se guarda

del suelo. La

Debido a q

1517/1 Of

ción impuest

de plasticid

Se realizó

ado 2.74. Es

elo un valor

a puesta en

fino, al ser

e proceso c

dos por piso

aron en bols

a figura 4.2 m

que se busca

f.79, NCh

ta, dando co

dad resulta s

Ta

una prueba

ste resultado

de 2.8. Para

n pailas, que

secado tien

consistía en

ones, molién

sas para ma

muestra el a

Figura 4

an finos no-

1517/2 Of.

omo resultad

ser 1.49, indi

Índ

L.L.

L.P.

I.P.

abla 4.1 Índice

a para obten

o se ajusta

a este estud

68

e se secaba

nde a forma

n poner los

ndolos hasta

antenerlos s

almacenamie

4.2 Suelo fino

-plásticos, fu

79) para co

do lo que se

icando que e

dice de plastic

e de plasticida

er el peso e

a dato obte

io se consid

n en hornos

ar terrones c

terrones so

a pasar la m

ecos a la e

ento y aspec

o utilizado

ue necesario

omprobar qu

e muestra la

el suelo es n

cidad

18.7

17.7

1.5

ad de suelos

específico de

nido de la li

eró el peso

s a una tem

compactos,

obre una su

alla 200. Un

spera de se

cto del mate

o realizar pru

ue los suelos

a tabla 4.1. P

no plástico

finos

e los sólidos

teratura, qu

específico o

peratura de

los que deb

uperficie pla

na vez obten

er mezclado

rial obtenido

uebas de pla

s cumpliera

Puede verse

s (Gs), que d

e otorga a e

obtenido de

e setenta

bían ser

ana para

nidos los

os con el

o.

asticidad

n con la

e, que el

dio como

este tipo

2.74.

69

Además, se realizaron dos pruebas de hidrómetro para establecer la distribución

granulométrica (ASTM D422-63) de la parte fina. Los resultados se muestran en la figura 4.3, y

se tomó como curva definitiva, el promedio de ambas.

Figura 4.3 Curva granulométrica del suelo fino

4.1.2.1 Suelos granulares

Para lograr un coeficiente H/Fmin = 0.4, fue necesario tamizar y separar por tamaño de

partículas para, posteriormente, mezclar en proporciones adecuadas. Los intervalos de tamaños

se encuentran en la tabla 4.2.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,001 0,010 0,100

Porcen

taje que

pasa %

Tamaño de partícula [mm]

Ensayo nº1

Ensayo nº2

70

Entre malla Intervalo tamaño [mm]

200 ‐ 100 0.074 ‐ 0.15

100 ‐ 50 0.15 ‐ 0.3

50 ‐ 40 0.3 ‐ 0.43

40 ‐ 30 0.43 ‐ 0.6

30 ‐ 10 0.6 ‐ 2

10 ‐ 8 2 ‐ 2.4

8 ‐ 4 2.4 ‐ 4.8

4 ‐ 3/8'' 4.8 ‐ 9.5

3/8'' ‐ 1/2'' 9.5 ‐ 12.5

1/2'' ‐ 3/4'' 12.5 y 19

3/4'' ‐ 1'' 19 y 25

1'' ‐ 1 1/2'' 25 y 37.5

1 1/2'' 2'' 37.5 y 50

Tabla 4.2 intervalos de tamaños tamizados

Los suelos granulares están constituidos por gravas extraídas de la ribera del río

Aconcagua. Estas fueron lavadas y secadas en hornos para extraer suelos finos, y de esa

manera, tener un porcentaje de finos sólo proveniente de las arenas de relave. Una vez lavadas

y secadas las muestras de gravas, se procedió a separar el suelo entre las mallas antes

mencionadas. Por lo tanto, se separaron 13 grupos de suelo de tamaño uniforme, los cuales

eran almacenados en bolsas para evitar que se humedecieran. Una vez obtenido los diferentes

grupos, fueron mezclados de acuerdo a la curva granulométrica obtenida.

Visualmente se puede notar que las partículas gruesas son predominantemente

redondeadas y sub-redondeadas, aunque existen algunas partículas sub angulares y en menor

medida angulares. En la figura 4.4 se pueden apreciar las formas de todos los tamaños de

partícu

izquie

ocupa

de pa

izquie

ulas gravos

rda y de arri

En la figur

adas para la

artículas des

rda y de arri

as, desde b

iba hacia ab

F

ra 4.5 se pu

elaboración

sde bajo la

iba hacia ab

bajo dos pu

bajo.

igura 4.4 Form

uede apreci

n de las mue

malla 3/8 d

bajo.

71

ulgadas has

ma de las pa

iar el aspec

estras de ens

de pulgada

sta sobre 3/

rtículas gravo

cto de las a

sayo. Se pre

hasta sobr

/8 de pulga

osas

arenas finas

esentan sep

re la malla

adas, de de

, medias y

aradas por t

200, de de

erecha a

gruesas

tamaños

erecha a

4.1.2.3

cumpl

amplia

granul

coefic

muest

Al sue

esta m

3 Curvas gr

Las muest

ir con el cr

amente grad

lométrica, m

iente (H/F)m

tra la figura

elo con 5% d

manera hasta

Fig

ranulométric

tras principa

riterio de H/

duadas, fue

mostrase el

in. Luego, a

4.5, las cua

de contenido

a el de 25%

gura 4.5 Aspe

cas

ales tienen v

/Fmin=0.4. P

necesario r

parámetro

través de pr

ales satisfac

o de fino se

de finos, lla

72

ecto de las pa

variaciones d

Para llegar a

realizar una

H/F en tod

rueba y erro

en el requer

le llamó S-

amado S-25.

artículas aren

de porcentaj

a estas curv

planilla en

dos los por

r, se llegó a

rimiento de

05, al de 10

osas

je de fino en

vas granulo

la cual, al

rcentajes, y

las curvas g

nuestro dise

0% de fino S

ntre 5 y 25%

ométricas de

ir variando

y diera, ade

granulométr

eño de (H/F

S-10, para s

% y debe

e suelos

la curva

emás, el

icas que

F)min=0.4.

eguir de

73

Figura 4.6 Granulometrías muestras principales

De la curva granulométrica podemos observar que las muestras de suelo a ensayar se

pueden clasificar como gravas arenosas con algo de limos (S-05), gravas areno limosas (S-10,

S-15) y arenas gravo limosas (S-20, S-25). En la tabla 4.3 se pueden ver las características de

los suelos.

Tipo de

suelo

Contenido

de finos

D85 D50 D60 D10 CU

[mm] [mm] [mm] [mm]

S‐05 5 40.6 16.8 22.8 0.24 95

S‐10 10 31.3 7.1 11.5 0.074 155

S‐15 15 29.1 5.9 10 0.049 204

S‐20 20 15.1 2 4.3 0.037 116

S‐25 25 10.1 1.2 2.24 0.03 75

Tabla 4.3 Características de los suelos

74

Los cuatro suelos son internamente inestables con el método empírico de Kenney y Lau

(1986) (ver figura 4.7), ya que, para el desarrollo del estudio se buscaba una relación de

H/Fmin=0.4. Es importante destacar que para el suelo tipo S-25, H/Fmin=0.39, debido a la gran

cantidad de finos, fue imposible encontrar una graduación que lograra un coeficiente igual a 0.4.

Además, el coeficiente H/Fmin se logra en porcentajes menores o iguales a 30 (ver tabla 4.4). Se

diseñó de esta manera porque según Kenney y Lau (1985) el porcentaje de suelo que es lavado

es un 30% del total de la masa, y se buscó que la zona de mayor inestabilidad fuese lavada.

Figura 4.7 Variación de H/F con el porcentaje de masa

Tipo de suelo Contenido de finos

para (H/Fmin)

Coeficiente

(H/Fmin)

S‐05 27.5 0.40

S‐10 20 0.40

S‐15 30 0.40

S‐20 30 0.40

S‐25 25 0.39

Tabla 4.4 Porcentaje al cual se logra (H/Fmin)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 10 20 30 40 50 60 70 80

H [%

], fracción

que

pasa en

tre D y 4D

F[%], fraccion de masa que pasa por

S‐05

S‐10

S‐15

S‐20

S‐25

H/F=1

75

Se estudió el criterio de estabilidad de Kezdi (1969), D15/d85, para comprobar la

inestabilidad de los suelos (ver figura 4.8). Se puede ver, que este criterio también cataloga

como internamente inestables a todos los suelos, lo que era de esperar. En la tabla 4.5 se

puede ver el valor (D15/d85)min y a en que porcentaje se tiene el menor coeficiente.

Figura 4.8 Variación de D85/d15 con el porcentaje de masa

Tipo de sueloContenido de finos

para (D15/d85)min

Coeficiente

(D15/d85)min

S‐05 7.5 10.1

S‐10 10 22.8

S‐15 30 0.4

S‐20 30 0.4

S‐25 25 0.4

Tabla 4.5 Porcentaje al cual se logra (D85/d15 )max en cada suelo

Es importante hacer notar, que estos métodos originalmente fueron diseñados para

suelos sin presencia de finos, aunque según Moffat (2005), el método puede ser extendido para

suelos gravo-arenosos y suelos gravas-areno-limosas, para finos sin plasticidad. Además, los

76

criterios evalúan la susceptibilidad a la inestabilidad interna de acuerdo a parámetros

geométricos, pero no dan información de las condiciones hidromecánicas que se requieren para

comenzar la inestabilidad.

4.1.2 Filtro o dren

Debido a la gran variedad de suelos a utilizar, que conlleva a que las características de

estos varíen en gran medida (ver tabla 4.3), y ante la posibilidad que la cantidad de orificios en

el plato no sean suficientes para dejar pasar libremente toda la cantidad de suelo erosionado,

se decidió poner un filtro o dren en la parte inferior de los suelos a ensayar. La idea principal del

dren es permitir que la fracción más fina del suelo pueda salir libremente en caso de erosión a

través del filtro. Simultáneamente, se desea evitar que la parte fracción gruesa del suelo sea

erosionada.

Para esto, se utilizó una de las afirmaciones de Kenney y Lau (1985), la cual dice que el

suelo susceptible de ser erosionado es, como máximo, el 30%. Por lo tanto, se separó el suelo

en dos partes: una fina, que es la que puede ser erosionada, y una gruesa, la cual no puede

erosionarse. La separación fue establecida en 35% para asegurar la erosión. Entonces, usando

el criterio de Kezdi (1969), se utilizó al filtro como la parte gruesa de ambas porciones de suelo.

Para permitir la erosión del primer suelo, se debe al menos cumplir que D15 Dren/ d85 parte fina 4, y

en nuestro caso, para asegurar la inestabilidad y, por ende la erosionabilidad de esta porción,

vamos a considerar que D15 Dren/ d85 parte fina sea mayor a 6. Para asegurar que el dren mantenga

la estabilidad de la parte gruesa, el diseño estableció que D15 Dren/ d85 parte gruesa menor a dos. La

figura 4.9 muestra el diseño final de la curva granulométrica del filtro y la figura 4.10 muestra su

aspecto. La tabla 4.6 se muestras los coeficientes D15 Dren/ d85 parte gruesa y D15 Dren/ d85 parte fina para

cada tipo de suelo.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

1

porcen

taje que

pasa %

FFigura 4.9 Gra

Figura 4.10

diá

77

anulometría d

0 Aspecto del

10

ámetro partíc

del filtro utiliza

filtro utilizado

cula [mm]

ado

o

100

78

Tipo de D15 d85 razón

suelo [mm] [mm] D15/d85

Filtro 22 ‐

S‐05 parte fina ‐ 3.4 6.5

parte gruesa ‐ 43.9 0.5

S‐10 parte fina ‐ 1.8 12.2


S‐15 parte fina ‐ 0.7 30.7


S‐20 parte fina ‐ 0.3 74.9


S‐25 parte fina ‐ 0.1 150.5


Tabla 4.6 Coeficientes del método de Kezdi (1969) para los distintos tipos de suelo

Para los suelos tipo S-20 y S-25, de debió colocar una malla número 4 en la parte

inferior del suelo, debido a que al depositar la muestra, el suelo no alcanzaba a ser retenido por

el filtro (debido a la gran cantidad de partículas pequeñas presente) y las partículas se

introducían entre el dren. Esta malla lograba retener la suficiente cantidad de partículas para la

colocación del suelo. Se eligió la malla número 4, debido a que más del 60% del suelo podía

atravesarla. La figura 4.11 muestra la colocación de la malla.

4.2

maner

tratand

perme

son ig

únicam

4.2.1

en una

de la

de ma

coloca

númer

cubrir

Confecció

El objetivo

ra homogén

do de altera

eámetro. Es

guales tanto

mente la pos

Colocació

El primer p

a bolsa para

plataforma c

ayor tamaño

ado el filtro, y

ro 4. Se con

el filtro con

ón de la mue

o principal,

nea y que q

ar lo menos

importante

o para la

sición de las

ón de la mue

paso para la

a ser homog

con orificios

o, se produ

y para el cas

tinúa con el

1 a 2 cm d

Figura

estra

al momento

quede satura

s posible la

mencionar

situación c

s mangueras

estra

colocación

geneizado (v

, sin agua, p

uzcan burbu

so de los en

llenado lent

e agua. Con

79

a 4.11 Malla n

o de coloca

ada. El proc

a muestra d

que todos lo

con flujos a

s (ver punto

de la muest

ver figura 4.1

para evitar q

ujas produc

nsayos de lo

to del perme

n una cucha

número 4

ar la muestr

ceso de rea

durante la d

os pasos qu

ascendentes

3.3.5)

tra consiste e

12). Luego, s

que durante

cto de la m

s suelos tipo

eámetro con

ara sopera la

ra, es depo

alización de

depositación

ue se explic

s y descen

en mezclar

se coloca el

e la colocaci

movilización

o S-20 y S25

n agua desai

arga se tom

sitar la mue

be ser cuid

y ensamb

arán a cont

dentes, cam

10 kg de cad

filtro o dren

ón de las pa

de éstas. U

5, se coloca

reada hasta

a un poco d

estra de

adoso y

lado del

inuación

mbiando

da suelo

n encima

artículas

Una vez

la malla

a llegar a

del suelo

homog

agua,

cubier

neces

superi

transd

típica

genizado y s

para evitar

rto todo el fi

ario agrega

ior a 1 o 1

ductor de pre

de la coloca

se deposita

la segregac

ltro, se cont

r más agua

1.5 cm (ver

esión con ag

ación de la m

lentamente

ción y la int

tinúa agrega

a, y cuando

r figura 4.13

gua, la línea

muestra era d

Figura 4.12

Figura 4.13

80

en toda la s

troducción d

ando suelo c

ésta es agr

3). Cada ve

a era satura

de 7 horas.

2 mezclado d

3 Colocación

superficie de

de aire a la

con la cucha

regada se c

ez que era

da y el trans

de la muestra

de la muestra

el filtro, lo má

muestra. U

ara sopera la

coloca una p

alcanzada

sductor con

a

ás cerca po

na vez que

arga, hasta

película de a

la posición

ectado. La d

sible del

ha sido

que sea

agua no

n de un

duración

para l

aplica

realiza

de fluj

ascen

diáme

4.2.1

nivelad

perfora

sobre

asegu

(1985)

Se descart

uego la apli

ción de la

arla, debido

La homoge

jo descende

dente, la zo

etro.

Ensambla

Luego de

da. Sobre e

ada de carg

los suelos

ran el paso

) de la cantid

tó la técnica

cación de C

técnica mod

a que no se

eneidad era

ente, la zon

ona de sali

ado del perm

terminar co

ella va coloc

ga. Para los

tipo S-20

de, al men

dad erosiona

Figura 4

a de la coloc

CO2, debido

dificada de

e contaba co

a comprobad

na de salida

ida es la p

meámetro

on la coloc

cada una m

s suelos tipo

y S-25 una

os, 35% de

ada de un su

4.14 Malla nú

81

ación del su

a que no a

Slurry, pro

n el equipam

da indirectam

a del agua f

laca perfora

ación del s

malla para fi

o S-05, S-10

a malla núm

la muestra,

uelo.

úmero 30 colo

uelo con hum

asegura una

opuesta por

miento nece

mente por o

filtrada es e

ada de carg

suelo, la pa

nalizar, en

0 y S-15 se

mero 30 (ve

, cumpliéndo

ocada sobre s

medad contr

saturación

Moffat (200

sario para lle

bservación

el dren, y pa

ga con orifi

rte superior

la parte sup

le puso una

er figura 4.

ose el criter

suelo S-20

rolada y den

alta en el s

02), no fue

evarla a cab

visual. Para

ara el caso

cios de 8 [

r de la mue

perior, con

a malla núm

14). Ambas

rio de Kenne

sificada,

suelo. La

posible

bo.

a el caso

de flujo

[mm] de

estra es

la placa

mero 4 y

s mallas

ey y Lau

con su

para lo

deform

gata h

transd

filtracio

Una vez in

u tapa, a la

ograr el sello

mación, pote

hidráulica (v

ductores son

ones y medi

nstalada la p

cual se pas

o y evitar filt

enciómetro y

ver figura 4

n chequeado

ir el off-set e

F

placa perfor

san pernos,

traciones de

y dial, y se c

4.15). Una

os con disti

en las medic

Figura 4.15 E

82

rada que ac

(comúnmen

e agua. Se le

coloca, por e

vez termina

intas presio

ciones de los

Ensamblado d

ctúa de pistó

nte llamado

e instalan lo

encima del

ado el ens

nes hidráuli

s gradientes

del permeáme

ón, es cubie

s tallarines)

os sistemas

pistón, la ce

amblaje de

cas para co

hidráulicos.

etro

erto el perm

que son ap

para la med

elda de carg

l permeáme

omprobar si

.

eámetro

pretados

dición de

ga con la

etro, los

i existen

83

4.3 Procedimiento de ensayo

Es importante mencionar que todos los pasos que se explicarán a continuación son

iguales, tanto para la situación con flujos ascendentes y descendentes, cambiando únicamente

la posición de las mangueras (ver punto 3.3.5).

4.3.1 Consolidación

La consolidación se produce aplicando una carga vertical efectiva ( `) en la parte

superior de la muestra. Existe una condición de doble drenado para los excesos de presión de

poros que se producen por el aumento de tensión. Es importante que estos excesos de presión

de poros sean acotados, para evitar una migración de partículas durante la consolidación.

Como se dijo, el valor de ` es constante e igual a 50 kpa para todos los ensayos, y es

aplicado de forma lenta y aumentándolo de 5 a 10 kpa por vez. Una vez que se ha incrementa

el confinamiento, se espera hasta que las presiones de poros disipen. Este proceso puede durar

desde algunos minutos hasta 20 o 30 minutos por etapa de carga, llevando a que el proceso

entero llegue a durar, para el caso de los suelos con mayores porcentajes de fino, 3 horas. El

proceso finaliza cuando es alcanzado los 50 kpa, donde es medido el largo en que fue

deformada la probeta.

Por problemas de equipamiento, y debido a que la gata hidráulica no mantenía la

presión que recibía, cuando se aplicaban cargas sobre la probeta y ésta comenzaba a

deformarse, el confinamiento se perdía rápidamente, por lo que, durante el proceso, existía

oscilación en el valor de confinamiento.

4.3.2 Flujos de agua

Una vez que se completa la consolidación, se impone un flujo de agua desaireada

unidireccional en la muestra. Este flujo de agua se va incrementando poco a poco, dejándolo

estacionario hasta estabilizar los gradientes hidráulicos por alrededor de 20 a 25 min para el

caso de los dos primeros ensayos y de 10 a 15 min para los restantes. Debido a la resolución

del equipo, el primer estado varía para los distintos ensayos con un gradiente hidráulico

promedio 2 a 4, con incrementos paulatinos de 2 a 3 para el primer y segundo ensayo y de 3 a

84

4 para los restantes, hasta que la muestra presente falló. Es importante hacer notar, que según

Moffat (2005) “la tasa de incremento del gradiente hidráulico promedio no se encontró que

ejerciera un control significativo en el gradiente hidráulico crítico que gobierna el inicio de la

inestabilidad interna”, por lo tanto, el tiempo utilizado en cada estado y la tasa de incremento en

el gradiente hidráulico no debiese influenciar los resultados obtenidos. El gradiente promedio

máximo que puede lograr el equipo es de 150. Si la falla no es alcanzada a este nivel, se

continúa el ensayo con flujo ascendente. El máximo gradiente fue alcanzado en dos ocasiones,

S-05 y S-10, pero sólo se aplicó flujos ascendentes en el suelo tipo S-10.

Una complicación que se presentó, durante los ensayos, fue la pérdida de confinamiento

gradual, debido a que la gata hidráulica con que se contaba no mantenía la presión constante y

la iba perdiendo a medida que el suelo se iba deformando, ya que el pistón que usa este

instrumento, lo hacía de igual modo. Es por esto, que durante los distintos estados de flujo, el

confinamiento no pudo mantenerse de manera constante y debía ser aumentado durante el

ensayo, cuando bajaba en demasía.

Para los ensayos más largos y permeables (S-05-D y S-10-D), fue necesario detener en

más de una ocasión los ensayos, debido al término del horario de funcionamiento o debido a

que el agua desaireada se terminaba. En estos casos, al reiniciarse los ensayos, se llevaba de

forma lenta y gradual el gradiente hidráulico promedio al mismo nivel en se encontraba

anteriormente. La duración típica de un ensayo era alrededor de 10 días, en los que se

realizaba la reconstitución del suelo, colocación, consolidación, se llevaba a la falla el suelo por

flujo, y se realizaban medidas post ensayos.

Para diferenciar los ensayos con flujo descendente, se le agregará una D al final del tipo

de suelo (S-05-D) y los ascendentes una A (S-10-A).

Durante todos los estados de flujo de agua y consolidación, se fueron registrando los

datos de deformación, presión de poros, confinamiento superior e inferior y permeabilidad.

85

4.4 Observaciones post - ensayo

Luego de realizado cada ensayo, las válvulas de aguas son cerradas y se libera la

presión interior del permeámetro, esto es el “desensamblado”. Se retira la tapa superior y el

plato que carga a la muestra, se drena la muestra, extrayendo toda el agua posible. Una vez

que se tiene la muestra a la vista y sin agua, se comienzan las observaciones y fotografiado de

todos los sectores de la muestra, poniendo énfasis en los lugares en que se presentó erosión.

La muestra es retirada con cuidado, para evitar alterar los sectores inferiores de la misma. A

medida que es sacado el suelo, es observado y fotografiado cada sector. La muestra es

separada en tres partes: superior, media e inferior, para realizar pruebas de granulometría post-

ensayo y determinar el grado de erosión que sufrió cada sector. Cuando es posible, y el área de

falla es suficientemente grande, se realiza una subdivisión dentro de las zonas superior,

intermedia e inferior, apartándose los sectores que presentaron mayores fallas y realizándoles

una granulometría aparte. Cabe destacar que al presentarse los resultados, estos sectores que

presentan mayores fallas son incluidos dentro de sus respectivas zonas (superior, intermedia e

inferior). Una vez finalizada la etapa de vaciado del permeámetro, se procede a limpiarlo,

secarlo y prepararlo para el siguiente ensayo.

4.5 Programa de ensayo

La figura 4.16 muestra el programa de ensayos. Dos ensayos son realizados para probar

el funcionamiento del permeámetro y seis son realizados en el programa principal, los cuales

abarcan suelos widely - graded y no cohesivos.

Todos los ensayos son realizados con un confinamiento de 50 kpa, y sólo un ensayo fue

con flujos ascendente (S-10-A). Un ensayo fue para comprobar la repetitibilidad de los ensayos

en el permeámetro (S-20-D-R). Los largos de la probeta variaron típicamente, entre los 30 y 32

cm.

86

Figura 4.16 Programa de ensayos

87

5 Resultados

Una serie de pruebas fueron realizadas en el permeámetro de grandes dimensiones. Se

describen algunas definiciones, para luego dar a conocer los resultados obtenidos en las

pruebas. En cada prueba se detallan:

- Las deformaciones que sufrieron las probetas durante el ensayo y la consolidación

- El gradiente hidráulico promedio y local

- la conductividad hidráulica promedio y local

- La carga vertical aplicada sobre la probeta

Un total de ocho ensayos fueron realizados, de los cuales dos fueron pruebas previas

para calibrar el equipo, cuatro fallaron con flujos descendentes (dos no lo hicieron) y uno con

flujos ascendentes (el único realizado).

5.1 Definiciones

5.1.1 Gradiente hidráulico local (ijk) y promedio (iav)

El gradiente hidráulico es definido como la pérdida de carga por unidad de distancia.

Donde ljk y hjk son la distancia y la carga hidráulica entre los puertos j y k, respectivamente. El

gradiente hidráulico promedio es definido como iav=h14/L, donde h14 es la carga hidráulica entre

los puertos 1 y 4, o sea, en toda la probeta y L es el largo total de la probeta.

El gradiente hidráulico crítico se define como el gradiente hidráulico ( ) entre dos

puertos, j y k, en los cuales se inició la inestabilidad interna.

88

5.1.2 Conductividad hidráulica

La conductividad hidráulica es definida como el caudal que pasa por unidad de gradiente

hidráulico y por unidad de área

Donde q es el caudal de agua medido a la salida de la muestra (ver sección 3.3.7), A es el área

de la muestra de suelo, la cual es constante.

5.1.3 Definición del inicio de la inestabilidad interna

No existe una sola manera de definir el inicio de la inestabilidad interna, sino que la

definición cambia según el autor. Aunque es reconocido que, para declarar su comienzo, se

necesita que ocurra más de un cambio. A continuación, se presentan las principales formas

para declarar el inicio de la erosión interna que se ha utilizado a través del tiempo: (i) un cambio

en la curva granulométrica antes y después del ensayo (Kenney and Lau, 1985); (ii) un cambio

en la pendiente de la curva de velocidad de filtración v/s gradiente hidráulico (Skempton and

Brogan, 1994); (iii) tasa de pérdidas de partículas finas (Moffat, 2005); (iv) variación en los

gradientes hidráulicos en el tiempo (Moffat, 2005); (v) detección de manera visual, esto es,

cuando se aprecia turbidez en el agua del filtrado.

Para este estudio, el inicio de la inestabilidad interna fue declarado en base a dos de los

atributos antes descritos anteriormente, variación de los gradientes hidráulicos en el tiempo y la

detección de turbidez del agua de filtrado.

5.2 Resultado ensayos preliminares

Los ensayos de prueba se realizaron para comprobar la funcionalidad del equipo de

erosión interna. Un total de dos ensayos fueron realizados; en éstos no se produjo inestabilidad

interna, ya que, los suelos estudiados eran arenas con muy poco porcentaje de finos y

pobremente graduadas. Luego de la realización de la primera prueba, debido a los resultados,

se decidió realizar la segunda para comprobar los resultados ya obtenidos.

89

5.2.1 Prueba A-1

A prueba A-1 tuvo una tensión vertical inicial efectiva de 50 kpa. El largo de la

probeta, luego de ser impuesta la tensión vertical, fue de 30.8 cm. Una deformación de 1.6 mm

fue registrada mientras la probeta fue confinada.

Un flujo descendente fue impuesto a =1 y luego incrementado paulatinamente a 3,

6.5, 9.2 y 15 (ver figura 5.1). Pérdida de suelo fue observada durante los estados =9.2, lo

que fue casi insignificante y esperable, debido al porcentaje de fino (aunque menor) que

contenía la muestra (partículas menores a 0.074 mm). Al ser una muestra uniforme de suelo, se

espera que los gradientes hidráulicos tengan un mismo valor a través de toda la muestra. Se

puede apreciar en la figura que esto no sucede, existiendo en la parte superior de la muestra

(puertos 1-2) un mayor gradiente que en la parte inferior (puertos 2-3 y 3-4), y mientras más

arriba se esté en la muestra, mayor es el gradiente, a diferencia de lo que pasa en la parte

superior, en la cual se aprecian gradientes muy parecidos (están dentro del rango de error de la

medición). Esto puede ser explicado debido a que la parte superior de la muestra se encuentra

más confinada que la parte inferior, ya que, parte de la carga se pierde en la fricción de las

paredes (ver figura 5.2). Debido a esto, fue necesario realizar un segundo ensayo para

descartar problemas en el depósito de la muestra u otros inconvenientes de procedimiento.

Además, puede apreciarse en la figura 5.2, que una vez cortado el suministro de agua, los

gradientes hidráulicos llegan a valores muy cercanos a cero, aunque no son cero debido al error

asociado.

90

Figura 5.1 Gradiente hidráulico en el tiempo ensayo A-1

Figura 5.2 Tensión vertical en zona inferior en el tiempo ensayo A-1

La conductividad hidráulica (ver figura 5.3) se mantuvo constante para casi todo el

ensayo, lo que sugiere que su medición fue adecuada. Sin embargo, al comienzo del ensayo se

vio una disminución general de la conductividad hidráulica con respecto al resto del ensayo.

Esto se puede deber a que, en un comienzo, el error asociado a la lectura del peso del agua

sea suficiente para alterar, en alguna medida (aunque pequeña), los resultados obtenidos

producto de que la cantidad de agua que sale aumenta con el aumento del gradiente hidráulico.

También, se pueden apreciar discrepancias entre las capas superiores e inferiores debido a las

diferencias que existen, y que están explicadas más arriba, entre los gradientes hidráulicos.

91

Figura 5.3 Gradiente hidráulicos en el tiempo ensayo A-1

Las deformaciones en la probeta, durante el ensayo, fueron de 0.75 mm. La deformación

se fue incrementando a medida que avanzaba el ensayo, existiendo en ocasiones, aumentos

repentinos en la magnitud de ésta, los cuales se producen debido a los aumentos en el

gradiente hidráulico o aumentos en el confinamiento (ver figura 5.4 y 5.5). Algunas veces,

existen deformaciones negativas en la probeta, pero esto se debe al ruido que se genera en la

medición. Los valores finales obtenidos y las alzas observadas en la deformación son correctos,

ya que, se chequeó con el dial de respaldo con que se instrumentó el permeámetro.

Tal como se dijo en el capítulo anterior, no es posible mantener constante la tensión

vertical, que va disminuyendo debido a que la probeta se va deformando, y la celda de carga no

es capaz, en forma automática y paulatina, de aumentar la presión interna que disminuyó por el

alargamiento del pistón. Debido a este problema, se debe ir aumentando la carga cada cierto

tiempo, cuando ésta ha disminuido considerablemente. La tensión vertical efectiva finalizó en 50

kpa, aunque llegó a un valor máximo de 60 kpa y a un valor mínimo de 45 kpa (figura 5.5).

92

Figura 5.4 Deformación y gradiente hidráulico promedio en el tiempo ensayo A-1

Figura 5.5 Confinamiento y deformación en el tiempo ensayo A-1

93

5.2.2 Prueba A-2

El ensayo A-2 tuvo una tensión vertical efectiva inicial de 50 kpa. El largo del final

de la probeta, luego de aplicado el confinamiento fue de 30.5 mm. Una deformación de 1.4 mm

fue registrada mientras la probeta fue confinada.

Un flujo descendente fue impuesto a = 5 que se incrementó a 9 y finalmente terminó

con = 9. Una cantidad muy pequeña de suelo fino se perdió en el estado de = 9,

apreciándose en la turbidez del agua que era drenada. Al igual que en el ensayo A-1, hubo

valores de gradientes hidráulicos mayores para las zonas superiores de la muestra, lo que

descartó problemas en la colocación de las muestras o en algún procedimiento. Se puede

apreciar en la figura 5.6, que los gradientes hidráulicos locales mayores fueron los mismos que

en el ensayo pasado ( ) y, que en los valores menores, hubo una pequeña diferencia

atribuible al error asociado en la medida del gradiente hidráulico.

Figura 5.6 gradiente hidráulico en el tiempo ensayo A-2

La conductividad hidráulica (ver figura 5.7) se mantuvo constante para casi todo el

ensayo, lo que sugiere que la medición fue adecuada. Los valores, para , obtenidos fueron

94

muy parecidos a los del ensayo A-1 (del orden de 1.5 10 [cm/s]), lo cual es correcto, ya que,

se trata del mismo tipo de suelo.

Figura 5.7 Conductividad hidráulica en el tiempo ensayo A-2

La deformación en la probeta, durante el ensayo, fue de 0.9 mm, y al igual que en el

ensayo anterior, se presentaron incrementos mayores al normal cuando el gradiente hidráulico y

el confinamiento eran aumentados (figura 5.8 y 5.9). La tensión vertical nuevamente tiene

variaciones y estas fluctuaron entre los 45 y 58 kpa.

95

Figura 5.8 Conductividad hidráulica y deformación en el tiempo ensayo A-2

Figura 5.9 Deformación y confinamiento en el tiempo ensayo A-2

96

5.3 Programa principal

Seis ensayos fueron realizados en el programa principal, con porcentajes variables de

finos entre 5 y 25%. Un esfuerzo vertical inicial de 50 kpa fue impuesto a las muestras. Según el

criterio de Kenney y Lau (1985 y 1986), todos los suelos son internamente inestables,

imponiendo un índice H/Fmin = 0.4 para todas las muestras. Cuatro ensayos de seis presentaron

inestabilidad interna con flujo descendente, mientras que el único ensayo, con flujo ascendente,

presentó inestabilidad interna.

5.3.1 Prueba S-05-D

Al ensayo S-05-D se le aplicó una tensión vertical efectiva inicial de 50 kpa. El

largo del final de la probeta, luego de ser impuesta la tensión vertical, fue de 322.4 mm. Una

deformación de 1.4 mm fue registrada mientras la probeta fue confinada.

Un flujo descendente unidireccional fue impuesto, comenzando con iav = 2, y continuando

con 4, 6, 8, y llegando hasta 30, en un tiempo aproximado de 20 min en cada estado. Luego de

esto, se tuvo que detener y recomenzar el día siguiente. Se empezó nuevamente con un iav = 2,

y se avanzó en 20 min hasta alcanzar iav = 30. Desde ahí, se llevó iav a 33, 36, progresivamente

hasta los 90, con espacios de tiempo de veinte minutos por estado. En este punto, se acabó el

suministro de agua, por lo que se debió seguir desaireando más agua para continuar con el

ensayo. Finalmente, se avanzó en un tiempo de 30 min a un iav=90, 94, 98 hasta 145, la cual es

la mayor capacidad de la máquina, y el suelo no presentó erosión. La figura 5.10 muestra el

último ensayo realizado, ya que, no existe mayor variación entre éstos. Se puede notar cómo en

el sector superior (puertos 1 y 2) y el sector inferior (puertos 3 y 4), el gradiente hidráulico fue

cercano a 0. Los valores cercanos a cero, en la capa superior, pueden explicarse por

movimientos de partículas finas hacia sectores inferiores. Revisando las granulometrías post-

ensayos (figura 5.13), se puede apreciar que en la capa superior existe menor presencia de

arenas finas, lo que concuerda con los bajos gradientes obtenidos. La explicación, para valores

cercanos a cero en la capa inferior, es la menor presencia de finos y arenas finas, que no logran

ser captados en su total magnitud por la granulometría realizada post-ensayo (existe alrededor

de un 1% de pérdida de suelos finos), pero sí por la inspección visual post-ensayo (Figura A.3).

Esta pérdida está asociada a que durante la preparación de la muestra, existe pérdida de finos,

Las áreas enmarcadas indican las zonas con menor presencia de finos.

97

Además, como se muestra en la figura 5.11, en ocasiones existen pequeñas

perturbaciones en el gradiente hidráulico (por ejemplo, entre los tiempos 142 y 144 min), que

son atribuidos a re-ajustamiento de las partículas finas en el suelo que viajan de un sector a

otro, pero que no comprometen la estabilidad de la muestra. En ningún momento del ensayo se

apreció turbidez del agua que salía de la muestra, lo que reafirma que no se presentó


Figura 5.10 Gradiente hidráulico en el tiempo ensayo S-05-D

98


Figura 5.12 Granulometría post-ensayo, muestra S-05-D

99

La conductividad hidráulica promedio (kav) (ver figura 5.13) varió entre valores que van

de 3x10-3 a 1.5x10-4 cm/s. Se puede observar que a medida que se aumenta el valor del

gradiente, va disminuyendo la conductividad hidráulica promedio y local (ver figura 5.13 y 5,14).

Esto que mientras más se aumente el gradiente hidráulico sobre la muestra, va aumentando la

presión sobre las partículas, lo que consolida a la probeta ya que esta va disminuyendo su largo

final (ver figura 5.15), lo que reduce la porosidad y, con ello, la conductividad hidráulica

promedio y local.

Figura 5.13 Conductividad hidráulica en el tiempo ensayo S-05-D

100

Figura 5.14 Gradiente hidráulico y iav en el tiempo ensayo S-05-D

El confinamiento final del ensayo fue 48 kpa, pero como ocurrió en las pruebas previas,

no pudo mantenerse constante, lo que llevó a tener variaciones, entre un máximo de 80 y un

mínimo de 40 kpa (figura 5.15). La deformación total fue de 1.5 mm durante el ensayo. Hubo

aumentos repentinos, al igual que los ensayos previos, debido al proceso de aumento de

confinamiento (figura 5.15) y de gradiente hidráulico (figura 5.16). También, existió un aumento

gradual de la deformación, que se produce luego de un aumento de los gradientes, por efecto

de acomodo de las partículas a las nuevas condiciones.

101

Figura 5.15 Deformación y confinamiento en el tiempo ensayo S-05-D

Figura 5.16 Gradiente hidráulico/deformación en el tiempo ensayo S-05-D

102

Puede observarse en las figuras A.1, A.2 y A.3 la inspección visual realizada a la

muestra una vez ensayada.

5.3.2 Prueba S-10-D

Al ensayo S-10-D se le aplicó una tensión vertical efectiva inicial de 47 kpa. El

largo final de la probeta fue de 320.3 mm luego de ser aplicado el esfuerzo vertical efectivo,

registrándose una deformación 2.5 mm durante el proceso de consolidación.

Un flujo descendente unidireccional fue impuesto, comenzando con iav = 3, continuando

con 6, 8, 10 hasta alcanzar iav = 30, con estados que duraron 20 min cada uno. Como no se

alcanzó la falla de la probeta, se continuó al día siguiente con el ensayo, comenzando

nuevamente desde 0 y llegando a iav =30 en un tiempo de 20 min. Se continuó con 32, 34, 36,

llegando hasta iav =60, en estados de 20 min cada uno, donde tampoco fue lograda la

inestabilidad interna. Luego, se realizó otra etapa en la prueba, comenzando en iav =60, y

siguiendo con 64, 68, durante tiempos aproximados de 15 min, hasta llegar a iav =140 (ver figura

5.17), que es la máxima capacidad del equipo y sin lograr la falla. Se puede apreciar, que al

igual que lo que sucedió con el ensayo anterior, i 1-2, que representa la capa superior, e i 3-4, que

representa la capa inferior, mantiene gradientes cercanos a 0. Esto se puede explicar por una

menor cantidad de partículas finas en la muestra en estos sectores.

Al igual que en el ensayo S-05-D, durante el proceso de filtrado, se presentaron

pequeñas inestabilidades (por ejemplo entre 180 y 188 minutos) en los gradientes hidráulicos

(figura 5.18) que se asocia a que las partículas se ajustan luego de un cambio en el gradiente

hidráulico. En ningún momento del ensayo se observó una pequeña turbidez del agua de

filtrado.

Como no pudo ser lograda la falla de la probeta, se continuó la prueba con

confinamiento de 5 kpa, para lograr la falla del suelo, partiendo desde iav = 0 llegando

gradualmente, pero de forma rápida a los iav = 100, y desde ahí llegando a los iav=140, pero no

se logró la inestabilidad interna de la probeta. Además, los resultados de estas pruebas fueron

muy parecidos unos con otros. Es por esto, que se decide en esta instancia realizar el ensayo

con flujo ascendente, para lograr la falla de la probeta (ver 5.3.3).

103



104

La conductividad hidráulica (figura 5.19) tuvo una pequeña variación entre el inicio y el

final del ensayo, con valores, para kav, que van desde los 1.05 10 a 6 10 cm/s. El menor

valor en la conductividad hidráulica, comparado con el ensayo S-05-D, puede ser explicado

debido a la mayor cantidad de suelos finos (partículas menores a 0.074 mm) presentes en la

muestra (5% más de finos). La disminución del valor de la conductividad hidráulica durante el

ensayo se relaciona con que a mayor gradiente hidráulico, mayor es la presión sobre la probeta,

lo que genera un aumento en la deformación (ver figura 5.20) y por ende una consolidación de

la probeta, lo que disminuye la porosidad y la conductividad hidráulica.


El confinamiento, al finalizar la prueba, fue de 46 kpa (ver figura 5.20), y no pudo ser

constante teniendo un máximo de 56 y un mínimo de 45 kpa. Cuando el valor de la tensión

vertical efectiva disminuía mucho, se aumentaba manualmente hasta llegar a valores

aceptables. La deformación total durante el ensayo fue 2 mm. Al igual que en los ensayos

anteriores, se presentaron deformaciones producto del aumento del confinamiento y del

gradiente hidráulico (figura 5.20 y 5.21). Existe también, un aumento gradual de la deformación,

que se produce luego de un aumento de los gradientes por efecto de acomodo de las partículas

a las nuevas condiciones.

105

Figura 5.20 Deformación/confinamiento en el tiempo ensayo S-10-D

Figura 5.21 Gradiente hidráulico promedio/deformación en el tiempo S-10-D

106

5.3.3 Prueba S-10-A

Al ensayo S-10-A se le aplicó tensión vertical efectiva inicial de 50.9 kpa. El largo

de la probeta fue de 316.2 mm luego de ser terminado el ensayo S-10-D. Es importante

recordar que la probeta utilizada para este ensayo es el la misma que para el ensayo S-10-A. Si

notamos que el largo de la probeta inicialmente era 320.3 mm, y se deforma 2.5 mm producto

de la consolidación y 2 mm durante el ensayo, debiera quedar el largo en 315.8 mm. Lo que

sucede es que la probeta se consolida producto del esfuerzo dado por el flujo de agua, y al

retirar este esfuerzo sobre la muestra, ésta se relaja, recuperando sólo parte de la deformación

producida por el flujo

Un flujo unidireccional ascendente fue impuesto, luego de no producirse la falla de forma

descendente. En los primeros 25 minutos, se llevó iav=5. Luego, se fue incrementando de tres

en tres el gradiente hidráulico promedio, por estados que duran aproximadamente de 10 a 15

minutos hasta iav=26, que ocurre a los 130 minutos (ver figura 5.22). No se observó pérdida de

material fino a través de la turbidez del agua, ni se registraron grandes deformaciones entre el

flujo 1 26

Al subir el gradiente hidráulico promedio a 29 a los 130 minutos, se comienza a notar

una pequeña turbidez en el agua que sale de la muestra, y el gradiente hidráulico comienza a

variar su valor automáticamente. La presión de agua no se vuelve a modificar durante el

ensayo. A los 146 minutos comienzan a observarse mayor cantidad de suelo fino lavado, lo que

coincide con valores para los gradientes hidráulicos erráticos, explicados por el transporte de

partículas pequeñas al interior de la muestra. A los 159.5 minutos, se puede apreciar (ver figura

5.23) un descenso abrupto, en los de gradientes hidráulicos i2-4 e i2-3, y un aumento en i1-2. En

ese instante pudo observarse que el agua que sale de la muestra al momento de la falla,

presenta gran turbidez demostrado en un color oscuro, lo que indica una gran cantidad de suelo

fino siendo lavado. Esto signos se explican por el inicio en la inestabilidad interna y que la zona

que presenta falla es la 2-3, trasladando los suelos movilizados desde esta capa a la 1-2. El

valor del gradiente hidráulico promedio crítico fue ic av=29 y el del gradiente hidráulico crítico es

de (ic) 88.

107

Figura 5.22 Gradiente hidráulico en el tiempo S-10-A

* Inicio de la inestabilidad interna

Figura 5.23 Inicio de la inestabilidad interna ensayo S-10-A


108

La conductividad hidráulica (ver figura 5.24) tuvo variaciones al inicio del ensayo,

explicables al error asociado en la medición, producto de la corta duración de los estados.

Luego, se mantiene constante con valores del orden 1.5 10 cm/s, hasta los 70

minutos, donde tiene un pequeño descenso en su valor llegando a 8 10 cm/s, que se

mantiene constante hasta los 130 minutos. Este descenso puede explicarse por el aumento del

gradiente hidráulico promedio, lo que genera un aumento en la presión sobre las partículas

dentro de la muestra (ver figura 5.25).

Los valores de la conductividad hidráulica suben de 7 10 cm/s (en t = 130

minutos) a valores 5.5 10 cm/s (ver figuras 5.24 y 5.25), que es el momento que se

detiene el ensayo. Los valores de bajan de 1.3 10 a 2.3 10 cm/s. Se

aprecian aumentos de de 2.5 10 a 4 10 cm/s en mediciones

realizadas antes y después del inicio de la inestabilidad interna. Mediciones posteriores,

muestran un incremento en los valores, a 8 10 cm/s, lo que reafirma el hecho de que

se presentó inestabilidad interna.

La diferencia que se produce en aproximadamente un orden de magnitud entre las

conductividades hidráulicas promedio de los ensayos S-10-D y S-10-A, se debe a que sobre la

primera existe un esfuerzo mayor a la segunda (sobre la primera se mide conductividad con

gradientes hidráulicos promedios sobre los 50), por lo que se encuentra más consolidada, tiene

menos índice de poros y por ende menor conductividad hidráulica que la primera. Eso puede

notarse en el hecho de que la probeta, luego de terminar el ensayo S-10-D se relaja.

109

Figura 5.24 Conductividad hidráulica en el tiempo ensayo S-10-A

* Inicio de la inestabilidad interna ** Mediciones realizadas posteriores a la falla, con gradientes hidráulicos menores al crítico.

Figura 5.25 Kav y iav en el tiempo ensayo S-10-A


110

No se observó pérdida de material fino a través de la turbidez del agua, ni grandes

deformaciones se registraron entre el flujo 1 26. Además, la tensión vertical efectiva se

mantuvo constante (ver figura5.28) hasta los 130 minutos.

La deformación presentó un leve aumento cercano al momento del comienzo de la

inestabilidad interna (del orden de 0.5 mm), debido al inicio de la movilización de finos. Cuando

comienza la inestabilidad interna, el valor de la deformación se reduce (ver figura 5.26),

mostrando una extensión de 2.5 mm. El valor del confinamiento, al igual que el de la

deformación, tiene una pequeña variación momentos antes del inicio de la falla. En el momento

justo, antes de que comience la inestabilidad interna en la probeta, el confinamiento vertical

efectivo tiene un valor de 60 kpa, los cuales suben a 90 kpa y se reducen a medida que la

muestra va perdiendo partículas finas, terminando nuevamente en 54 kpa.

La figura 5.27, muestra el inicio de la inestabilidad interna, representado por el gradiente

hidráulico i2-3, y la relación que tiene con la deformación en la probeta.

Figura 5.26 Deformación y confinamiento en el tiempo ensayo S-10-A


111

Figura 5.27 Gradiente hidráulico 2-3 y deformación en el tiempo S-10-A

Ensayos de granulometrías post–falla (figura 5.28), revelan una pérdida de alrededor de

5 % de finos para los sectores superior e inferior y un 3.4% para el sector intermedio de la

muestra, con respecto a la curva original, comprobando la existencia de inestabilidad interna en

la muestra. También, se puede observar que la zona que presentó mayor cantidad de suelo

erosionado, es la parte inferior, debido a la pérdida de suelo durante el estado de flujo

descendente, luego la zona superior, que es la que estaba en contacto con la placa en el flujo

ascendente y finalmente, la zona intermedia. Inspecciones visuales pueden observarse en la

figuras A.5, A.6, A.7, A.8, A.9 y A.10 donde aparecen especificados los sectores donde se

aprecian mayores pérdidas de finos.

112

Figura 5.28 Granulometría post-ensayo, muestra S-10-A

113

5.3.4 Prueba S-15-D

Al ensayo S-15-D se le aplicó una tensión vertical efectiva inicial de 49.8 kpa. El

largo final de la probeta fue de 308.6 mm luego de ser aplicado el esfuerzo vertical efectivo,


Un flujo unidireccional descendente fue impuesto, comenzando con iav=2, luego 5, 8 y

finalmente 10, aunque desde ese punto, el gradiente hidráulico se volvió muy errático (ver figura

5.29). Una vez alcanzado iav=5 y mantenido el estado por 10 minutos, se decidió subir el valor

de iav a 8, lo que produjo que los gradientes hidráulicos comenzaran una oscilación en sus

valores, sin recibir cambios en el flujo de agua. A los 39.8 minutos se comenzó a notar turbidez

en el agua, que se fue acrecentando a medida que pasaba el tiempo.

El valor del gradiente hidráulico promedio, baja (sin bajar la presión de agua) de un valor

máximo de 11 (logrado a los 40 minutos), a un valor cercano a 7 a los 60 minutos (ver

figura 5.30). La inestabilidad interna se presentó en la muestra a los 72.7 minutos (figura 5.31),

con una disminución en el gradiente i2-3 y un aumento en i3-4. Estos cambios se atribuyen al

inicio de la erosión interna y que el sector de falla se produjo en la zona 2-3, desde la cual se

trasladan los suelos movilizados al sector 3-4. El gradiente hidráulico crítico fue de ic av=7.3 y el

gradiente hidráulico crítico es de 5.9

Se pude decir que luego de que se produce la falla, material de la zona 1-2 comienza a

movilizarse hacia la zona 2-3, y de ésta, a la 1-2

114

Figura 5.29 Gradiente hidráulico en el tiempo S-15-D


Figura 5.30 Inicio de la inestabilidad interna ensayo S-15-D


115



La conductividad hidráulica comienza con valores para 1.5 10 cm/s, los cuales

descienden, como se ha dado en todos los ensayos anteriores a 4 10 cm/s a los 37.5

minutos (ver figura 5.32). Luego de esto, los valores para la conductividad hidráulica comienzan

a subir, coincidentemente con la aparición de turbidez en el agua. Pasados los 40 minutos, el

valor de los gradientes hidráulicos comienza a tomar valores más erráticos que antes, se

enturbia más el agua que sale de la muestra.

Los valores de conductividad hidráulica suben de 4 10 / en los 40 minutos

a 1 10 / a los 50 minutos y 4 10 / a los 73 minutos, momento en

que se inicia la inestabilidad interna. Luego de esto, la conductividad hidráulica llega a valores

de 6.5 10 / . Mediciones posteriores sitúan el valor en 8.5 10 / , lo

que confirma que se produjo erosión interna.

116



El valor del confinamiento comienza en 51 kpa, pero disminuye su valor a 47 kpa,

inmediatamente cuando se comienza con el flujo de agua (ver figura 5.33). Luego de esto, y a

medida que va subiendo el gradiente hidráulico, el confinamiento se va perdiendo más

rapidamente, siendo necesario ir subiendo cuando se llegan a valores bajos. Pasados los 40

minutos, se decide no volver a subir el valor del confinamiento, pese a que este sea la mitad del

inicial, debido a que se comienza a notar turbidez en el agua y gradientes hidráulicos erráticos,

lo que indica que se está cerca del inicio de la inestabilidad interna, y no se quiere influir sobre

ésta. El valor de la tensión vertical efectiva es de 28.5 kpa, al momento de producirse la falla en

la probeta.

La deformación aumenta, generalmente, cuando se produce un aumento repentino en el

confinamiento (ver figura 5.33), pero también lo hace cuando hay un aumento de gradiente

hidráulico (ver figura 5.34) y, lo hace progresivamente. Esto no se nota claramente en los

gráficos, debido a que la sensibilidad del aparato utilizado es menor a los cambios de

deformación, pero sí se distingue en el dial análogo colocado como apoyo al potenciómetro

utilizado. Antes los 40 minutos, se puede observar un valor de deformación de 1.8 mm, y

pasado ese tiempo, existen deformaciones menores. La deformación de la probeta, justo antes

del inicio de la falla, fue de 1.9 mm.

117



Figura 5.34 Gradiente hidráulico 2-3 y deformación en el tiempo S-15-D


118

Ensayos de granulometría posteriores indican pérdida de finos de 4% para las zonas

superior e intermedia y de 7% para la zona inferior. Además, para este caso se pudo apartar de

la muestra general, zonas que presentaban fallas más evidentes. Estas partes se pudieron

apartar de la zona intermedia e inferior y pueden ser observadas en las figuras A.14 y A.16.

Estas presentan pérdida de finos de 12% y tienen una granulometría post-ensayo muy similar.

Inspecciones visuales pueden apreciarse en las figuras A.11, A.12, A.13, A.14, A.15 y A.16.


119

5.3.4 Prueba S-20-D


largo final de la probeta fue de 305.7 mm, luego de ser aplicado el esfuerzo vertical efectivo,


Un flujo unidireccional descendente fue impuesto, comenzando con iav=3, luego 4, 7, 9,

12, 14, 17 y, finalmente 18 (ver figura 5.36). Cada estado duró aproximadamente 10-12

minutos. Durante el flujo 3 14 no se presentó turbidez en el agua. En el estado iav=17, a

los 100 minutos se presentó turbidez en el agua de salida. Se mantiene el estado por 25

minutos, y al no presentar nuevamente turbidez en el agua, se decide aumentar nuevamente el

flujo de agua en un pequeño rango, a 18. Luego de subir el gradiente hidráulico, se vuelve

a presentar turbidez en el agua, que va incrementado su nivel hasta que a los 151.05 minutos

existe un aumento significativo en el gradiente hidráulico , una disminución en el y

y una disminución progresiva del (ver figura 5.37). Estos cambios se atribuyen al inicio de la

inestabilidad interna en la probeta que se produce en la zona 2-3, desde donde el suelo

comienza a movilizarse hacia la zona 3-4. El gradiente hidráulico promedio crítico fue de

ic av=18.2 y el gradiente hidráulico crítico es 46.



120



Los valores de la conductividad hidráulica promedio (ver figura 5.38) comienzan en

2 10 / , para oscilar entre valores de 8 10 6 10 / . Esta

oscilación en los valores puede ser explicada en un principio por el error asociado a las lecturas

de conductividad hidráulica y, más adelante durante el ensayo, en el comienzo de la movilidad

de suelo al interior de la muestra.

El valor de la conductividad hidráulica promedio, justo antes que se declare el inicio de la

inestabilidad interna, es de 2 10 cm/s, y valores post-falla igual a 2.6 10

cm/s. Mediciones posteriores dan valores 1.5 10 cm/s, lo que confirma la inestabilidad

interna en el suelo.

121



La tensión vertical efectiva comenzó en 52 kpa, pero una vez iniciado el flujo, disminuye

inmediatamente su valor, por lo que es necesario incrementarlo. Como en los ensayos

anteriores, el confinamiento no puede mantenerse constante y es aumentado cuando su valor

disminuye demasiado. El valor mínimo del confinamiento durante el ensayo es de 19 kpa, que

se produce después de iniciada la inestabilidad interna, y su valor máximo es de 65 kpa (ver

figura 5.39).

Instantes antes de que se declare el inicio de la inestabilidad interna, y debido a que el

valor de la tensión vertical efectiva se había reducido casi a la mitad, se decidió aumentarla (ver

figura 5.40). El problema que se presenta en estas circunstancias, es que no se sabe si el

aumento en gran medida del confinamiento, que puede ser analizado como un impulso,

influenció en el inicio de la inestabilidad interna. Para comprobar esta situación, se decidió

realizar el ensayo de repetición con un porcentaje de 20% de finos.

El valor de la tensión vertical efectiva, justo en el momento antes de iniciarse la

inestabilidad interna, fue de 42.5 kpa

122

La deformación, como en los casos anteriores, aumenta principalmente cuando es

aumentado el confinamiento sobre la probeta (figura 5.39) y al aumentar el gradiente hidráulico

(figura 5.41). También, aumenta progresivamente una vez aumentado el flujo de agua (i), pero

debido a la sensibilidad del aparato ocupado no puede distinguirse, aunque el dial análogo

utilizado de manera alternativa sí logra hacerlo.



123

Figura 5.40 i2-3 y confinamiento en el tiempo ensayo S-20-D


Figura 5.41 i2-3 y deformación en el tiempo ensayo S-20-D


124

La deformación en el momento justo antes de producirse la inestabilidad interna fue de

6.2 mm.

Ensayos de granulometría post-falla (figura 4.42) revelan una pérdida de suelo fino de

1.2% en la capa superior, 1.8% en la capa intermedia y 3% en la capa inferior. Al igual que en el

pasado ensayo, se tomaron las zonas más falladas de las tres capas y se le realizó un ensayo

granulométrico. Estos mostraron que las tres zonas habían perdido alrededor de 16% de finos.

Inspecciones visuales pueden verse en las figuras desde la A.17 a la A.22. En las figuras A.18,

A.20 y A.22, pueden verse los sectores en que los finos fueron erosionados.


125

5.3.4 Prueba S-25-D


confinamiento inicial fue mayor en un intento por evitar que descienda su valor. El largo final de

la probeta fue de 296.3 mm, luego de ser aplicado el esfuerzo vertical efectivo, registrándose

una deformación 24.1 mm durante el proceso de consolidación.

Un flujo unidireccional descendente fue impuesto. El valor inicial para iav=10. Este valor

es elevado, comparado con los otros ensayos, debido a que no pudo controlarse el gradiente

hidráulico, porque cada vez que se aumentaba la tensión vertical efectiva, las presiones de

poros aumentaban en gran medida. Además, la tensión vertical disminuía constantemente y a

tasas mayores que lo hacía en otros ensayos. El flujo de agua era aumentado en muy baja

proporción, pero el gradiente lo hacía de manera no controlada hasta el minuto 110, en que el

gradiente se estabilizó en iav= 26.5, y donde no se volvió a aumentar el flujo de agua durante

todo el ensayo (ver figura 5.43). En ese instante, comenzó una leve turbidez en el agua que se

mantuvo conforme pasaba el tiempo, y aumentó y se hizo un poco más evidente a los 174

minutos. En tanto, el gradiente hidráulico baja su valor a iav=23 en los 174 minutos, y lo sigue

haciendo levemente durante pasa el tiempo. Luego, se acrecienta progresivamente la turbidez

del agua de salida hasta que al minuto 185.5 aumentó de forma considerable, lo que fue

acompañado de una disminución en el gradiente i2-3 y i1-3 y un aumento en el gradiente i3-4 (ver

figura 5.44). Estos signos, tanto en la turbidez del agua como la disminución y aumento de los

gradientes, se atribuyen al inicio de la inestabilidad interna que se producen en la zona 2-3,

desde donde viajan los suelos movilizados hacia la zona 3-4. El gradiente hidráulico promedio

crítico fue de ic av=19.5 y el gradiente hidráulico crítico es 63.

126





127

Los valores de la conductividad hidráulica no pudieron medirse al inicio del ensayo,

debido a que el caudal de salida de agua era muy pequeño, y se necesitó mucho tiempo para

poder tener diferencia en el peso de agua. Una vez que comienzan a medirse los valores (ver

figura 5.45), éstos oscilan entre en 4 10 5.5 10 / , en los primeros 150

minutos. Estos valores son bastante menores a los obtenidos en ensayos anteriores, debido a

la cantidad de suelos finos utilizados.

A los 165 minutos, se registra un aumento a 1.1 10 / , explicado por el

comienzo en el transporte de material fino fuera de la muestra. Desde este punto, el gradiente

comienza a aumentar conforme aumenta el transporte de material fuera del suelo, llegando a un

valor previo al inicio de la inestabilidad interna (185.5 min) de 1.2 10 / . Los

valores que se ven seriamente aumentados producto del inicio de la falla son k1-3 y k2-3, y el que

disminuye es k3-4. Mediciones posteriores dan como resultado 4 10 / . Estos

valores reafirman el hecho de que se presentó erosión interna en la muestra.



128

El confinamiento obtenido durante el ensayo fue variable, con valores máximos de 80

kpa y valores mínimos de 10 kpa (ver figura 5.46), que se dio una vez alcanzada la inestabilidad

interna. Sin embargo en el periodo final donde se alcanzó la inestabilidad interna no se

aplicaron nuevas alzas al valor del confinamiento. Como se dijo anteriormente, con cada

aplicación de carga, las presiones de poros aumentaban su valor, llevando a los gradientes

hidráulicos a variar (ver figura 5.47). Hasta los 110 minutos, se intentaba mantener el

confinamiento cercano a los 50 kpa, pero una vez pasado ese instante, se dejó de elevar la

tensión vertical, ya que, se comenzaron a ver situaciones en la que se presumía que iba a

comenzar la inestabilidad interna, y para no influir en este comienzo, se optó por no alterar el

confinamiento. Sin embargo, una vez que el valor estuvo debajo de la mitad del valor original y

se vio una estabilidad en el gradiente hidráulico, se optó por subir nuevamente el confinamiento.

En la figura 5.47, se puede ver que una vez subido el confinamiento, pasan 10 minutos sin

presentar cambios atribuibles al inicio de la inestabilidad interna, por lo que se descarta que un

impulso, dado por el aumento del confinamiento, tenga influencias sobre el inicio de la

inestabilidad interna. El valor de la tensión vertical efectiva cuando se inició la inestabilidad

interna es de 11.3 kpa.



129

El comportamiento de la deformación, para este ensayo, fue diferente al resto (ver figura

4.47), ya que aquí se pudo apreciar el aumento paulatino en su valor cuando la tensión vertical

era aumentada. Al momento de producirse la inestabilidad interna, se produjo un pequeño

aumento. El valor al momento de la falla (185.5 minutos) es de 8.3 mm

Figura 5.47 iav y confinamiento en el tiempo ensayo S-25-D


Ensayos de granulometría posteriores indican pérdida de finos de entre 2, 2.5 y 5% para

las zonas superior, intermedia e inferior respectivamente. Para este caso, no pudo apartarse

zonas con mayor grado de erosión debido a la poca área de falla. En las figuras A.23 a la A.28

puede apreciarse inspecciones post-ensayo.

130


131

5.3.4 Prueba S-20-D-R

Al ensayo S-20-D-R se le aplicó un esfuerzo vertical efectivo inicial de 67.5 kpa. El

valor inicial fue más alto que los ensayos anteriores, para intentar que el confinamiento no

llegue a valores pequeños. El largo final de la probeta fue de 301 mm, luego de ser aplicado el

esfuerzo vertical efectivo, registrándose una deformación de 18.5 cm durante el proceso de

consolidación.

Un flujo unidireccional descendente fue impuesto, comenzando con iav=4.5, luego 7, 10

y 13 (ver figura 5.49). Cada estado dura aproximadamente 15 minutos. A los 59 minutos

(iav=13), se decidió cortar el flujo para poder elevar la tensión vertical efectiva y no afectar al

ensayo. Luego, se elevó progresivamente el gradiente hidráulico promedio hasta los 13. Se

mantuvo este estado por 10 minutos, para luego elevar el iav a 16 y finalmente 18, pero en el

momento en que se estaba elevando el gradiente hidráulico, a los 100 minutos, comenzó a

enturbiarse el agua levemente, y el gradiente hidráulico promedio empezó a marcar valores

erráticos, llegando a 20. Desde los 100 minutos, la turbidez del agua aumentó progresivamente

hasta que a los 108.6 minutos se volvió mucho más oscura. En ese instante, el gradiente

hidráulico i3-4 aumentó en gran medida, y el i2-3 disminuyó (ver figura 5.50). Estos cambios son

atribuidos al inicio de la inestabilidad interna que se producen en la zona 2-3, desde donde

viajan los suelos movilizados hacia la zona 3-4. El gradiente hidráulico promedio crítico fue ic

av=16.6 y el gradiente hidráulico crítico de 43.

132

Figura 5.49 Gradiente hidráulico en el tiempo S-20-D-R

* Inicio de la inestabilidad interna ** Corte de flujo para subir confinamiento

Figura 5.50 Inicio de la inestabilidad interna ensayo S-20-D-R


133

Los valores de la conductividad hidráulica promedio (ver figura 5.51) comienzan en

7.2 10 / , y se mantienen con pequeñas variaciones que oscilan entre

7 10 1.3 10 / , hasta el momento en que comienza la movilización de

partículas, a los 100 min. Esta oscilación en los valores puede ser explicada en un principio por

el error asociado a las lecturas de conductividad hidráulica

Los valores, luego de presentarse turbidez el agua de salida (movilización de finos) son

2.3 10 / justo en el momento antes de presentarse la inestabilidad interna (108.6

minutos), y el valor, luego de haberse presentado, es 1 10 / . Este significativo

aumento en el valor antes y después del inicio de la inestabilidad interna reafirma el hecho de

que ésta se presentó. Mediciones posteriores dan valores para k 3 10 cm/s. Esta

disminución en un orden de magnitud comparada con valores obtenidos anteriormente para

conductividad hidráulica medida después de la falla, puede ser explicada debido a que el área

de falla en la muestra puede ser menor que en casos anteriores. Inspecciones visuales dan

cuenta de esto, las cuales se pueden ver en las figuras de A.29 a A.34. Este hecho puede ser

observado en mayor medida en la zona intermedia de la muestra.

Figura 5.51 Conductividad hidráulica en el tiempo ensayo S-20-D-R


134

La tensión vertical efectiva comienza en 67.5 kpa, pero una vez comenzado el flujo,

disminuye inmediatamente su valor (figura 5.52). Esta vez, para evitar que el aumento de la

tensión vertical influyera sobre el inicio de la inestabilidad interna, se decidió que, una vez que

se alcanzaran valores muy pequeños, se cortaría el suministro de agua y se aumentaría el

confinamiento y, luego se aumentaría gradualmente el flujo hasta volver al mismo valor que se

tenía anteriormente. Esto sucedió a los 60 minutos, cuando el valor de la tensión vertical llegaba

a los 20 kpa. Luego ser llevado el confinamiento a valores cercanos a 70 kpa, se da

nuevamente el flujo de agua, pero al momento de alcanzar los mismos valores de gradiente

hidráulico que anteriormente tenía, el valor es cercano a los 30 kpa. Aún así, se decide subir el

gradiente hidráulico y una vez estabilizado, se aumenta el confinamiento, ya que este estaba

marcado 20 kpa. En la figura 5.53 se puede apreciar que, una vez elevado el valor del

confinamiento, pasaron al menos 5 minutos en que se mantuvo el mismo valor de gradiente

hidráulico promedio, y pasaron 14 minutos (grafico 5.54) antes de que se iniciara la inestabilidad

interna, hecho que es provocado por el aumento en el flujo de agua y en el que el valor de la

tensión vertical es de 15.8 kpa.

La deformación aumenta significativamente cuando es elevado el confinamiento y el

gradiente hidráulico (figuras 5.52 y 5.53). Además, se puede notar cómo hay un aumento

progresivo en la deformación, una vez aumentado el gradiente hidráulico sobre la muestra. La

deformación en el momento justo antes de producirse la inestabilidad interna es de 2 mm.

Según los datos obtenidos en los ensayos de S-20-D y S-20-R, puede concluirse que el

permeámetro es capaz de repetir los ensayos con satisfacción.

135

Figura 5.52 Deformación/confinamiento en el tiempo ensayo S-20-D-R


Figura 5.53 iav/confinamiento en el tiempo ensayo S-20-D-R

* Inicio de la inestabilidad interna ** Elevación de gradiente hidráulico

136

Figura 5.54 i2-3/deformación en el tiempo ensayo S-20-D-R


137

5.4 Resumen

En el presente capítulo se dan a conocer los resultados de los siete ensayos realizados

en este estudio. Seis de los ensayos fueron con flujos ascendentes y uno con flujo

descendente.

El fenómeno de la erosión interna es descrito a través de turbidez en el agua y medición

con instrumentos. El inicio de la falla en la probeta por erosión interna es definido por

observación en la turbidez del agua y variaciones repentinas de los gradientes hidráulicos

locales (ijk) en el tiempo. La falla es corroborada por grandes pérdidas de suelo fino (tamaño de

partículas menores a 0.074 mm), lo que induce un incremento en índice de poros e induce

aumentos en la conductividad hidráulica de la muestra. Otros parámetros que son

caracterizados en el proceso son el desplazamiento axial del plato que se encuentra en la parte

superior de la muestra.

Análisis post ensayos de las curvas granulométricas confirman la ausencia una parte de

los suelos finos, dan una indicación de la fracción de suelo fino que se pierde en cada ensayo, y

nos muestran los cambios sufridos en las curvas granulométricas una vez ocurrida la falla.

Estos análisis van complementados con observaciones visuales post-ensayo, capa a capa, a

través de toda la muestra.

La repetitividad de los ensayos es comprobada en las pruebas S-20-D y S-20-A, las

cuales arrojan resultados satisfactorios y semejantes para ensayos en condiciones parecidas.

La tabla 5.1 muestra un resumen de los resultados obtenidos en el laboratorio.

138

Etapa sin flujo Inicio de inestabilidad interna Código Peso seco Altura final muestra desplazamiento por Gradiente Desplazamiento Gradiente Iniciación Confinamiento

prueba utilizado [kg] confinada [mm] confinamiento [mm] promedio iav [mm] crítico ijk zona Capa superior

[kpa] S‐05‐D 50 318.4 1.6 ‐ ‐ ‐ S‐10‐D 50 318.5 2.5 ‐ ‐ ‐ S‐10‐A 50 316.2 ‐ 29 ‐2.5 88 2‐3 54 S‐15‐D 50 311.7 11.3 7.3 1.9 5.9 2‐3 28.5 S‐20‐D 48.7 308.1 14.9 18.2 6.2 46 2‐3 42.5 S‐25‐D 45.6 299 24 19.5 8.3 63 2‐3 11.3 S‐20‐D‐R 48.4 304.4 18.6 16.6 2 43 2‐3 15.8

Tabla 5.1 Resumen datos ensayos de laboratorio

139

6 Análisis y discusión de resultados

Los datos obtenidos del estudio en el laboratorio fueron resumidos para entender, de

mejor manera, la naturaleza de las fallas inducidas por flujos en materiales no-cohesivos. Se

estudió la tasa de pérdida de fracción fina una vez declarado el inicio de la inestabilidad interna,

además del efecto que genera la falla por flujo de agua sobre la granulometría del suelo fallado.

Se evaluó el efecto que tiene el porcentaje de finos (partículas menores a 0.074 mm) en los

suelos con un mismo coeficiente de H/Fmin. Luego, siguiendo con lo propuesto por Moffat

(2005), se estudió la influencia combinada de la carga efectiva y el gradiente hidráulico crítico

en el inicio de la inestabilidad interna, a través de la envolvente de falla hidromecánica.

6.1 Carácter de la inestabilidad interna

Cuando los criterios geométricos de Kenney y Lau (1984, 1985) y Kezdi (1969) califican

a un suelo como potencialmente inestable a fuerzas producidas por un flujo, quiere decir que

este flujo necesita generar una fuerza suficientemente grande para que la fracción fina del suelo

comience a movilizarse a través de los huecos dejados por la fracción gruesa. Dos tipos de

erosión interna son evaluados, suffosion y suffusion. Cuando existe suffosion (ver capítulo 2), la

fracción fina del suelo es lavada fuera de la muestra, resultando en un cambio del volumen total

y con ello, un aumento de la conductividad hidráulica. Cuando se presenta suffusion, la fracción

fina de un suelo internamente inestable, se mueve dentro de su fracción gruesa sin perder la

integridad de la matriz ni cambiar su volumen total. El fenómeno de suffusion, generalmente

conlleva una disminución en la permeabilidad del suelo.

Inestabilidad interna (suffosion) fue observado en cinco de los siete ensayos realizados.

Del fenómeno de suffusion, no se observaron indicios claros en ningún ensayo.

6.1.1 Presencia de suffusion

Durante los ensayos, no se apreciaron muestras claras de la presencia del fenómeno de

suffusion. La baja en la conductividad hidráulica se asocia a la consolidación que existe por el

aumento de los esfuerzos sobre la probeta.

140

6.1.2 Presencia de suffosion

Los ensayos S-10-A, S-15-D, S-20-D, S-20-D-R, S-25-D presentaron, durante los

ensayos, el fenómeno de suffosion. Este comenzó, en todos los casos, con una leve turbidez en

el agua, la cual fue aumentando a medida que avanzaba el ensayo, sin mediar un aumento

manual en el gradiente hidráulico, pero sí con grandes variaciones en los gradientes hidráulicos

locales, por efecto del movimiento interno de las partículas al interior del suelo.

En el momento en que se está en presencia de suffosion, la turbidez en el agua es

notoria, lo que evidencia una gran cantidad de pérdida de la fracción fina del suelo. Este

proceso fue acompañado por un cambio muy brusco en los gradientes hidráulicos locales en la

muestra. Se dio un aumento brusco, en casi todos los casos, exceptuando el S-15-D en que el

aumento de la conductividad hidráulica es más leve (ver figuras 5.24, 5.32, 5.38, 5.45 y 5.51).

Este aumento fue corroborado, en todos los casos, con mediciones post-falla, utilizando

gradientes hidráulicos menores a los críticos para la medición. Previo a este aumento brusco,

se observan incrementos leves en la conductividad hidráulica, provocados por el comienzo de la

movilización de suelo desde el interior hacia el exterior de la muestra, lo que es acusado por la

turbiedad del agua que sale del ensayo. No se presentaron grandes deformaciones al momento

de presentarse suffosion, ya que las grandes deformaciones están asociadas a la aplicación y

aumento del esfuerzo vertical efectivo superior.

6.2 Efecto de la falla por flujo de agua en la granulometría del suelo

Luego de que se produce la falla, una parte de la fracción fina de la muestra, compuesta

por partículas finas y arenas finas, salen de ella, cambiando el suelo original y convirtiéndolo en

un suelo nuevo, con granulometrías nuevas. Este cambio se ve reflejado en las figuras 5.28,

5.35, 5.42 y 5.48. Como puede notarse en las figuras ya mencionadas, la diferencia entre la

curva granulométrica original y las curvas post-falla se diferencian por el porcentaje de fino

original que presenta el suelo.

6.2.1 Tasa de erosión para muestras con diferentes porcentajes de finos

Como se menciona anteriormente, existen diferencias mayores o menores entre la curva

granulométrica original y la curva post-falla dependiendo del porcentaje de finos que contiene el

141

suelo originalmente. Entonces, mientras menos porcentaje de fino contiene la muestra original,

más se alejan las curvas post-falla. Para corroborar este hecho, se extrajeron los resultados

obtenidos por Moffat (2005), en los cuales se muestran las curvas granulométricas originales y

post-falla, para todos los ensayos realizados con distintos porcentajes de finos (figuras 6.1 a

6.12)

Se puede ver cómo en los ensayos con 0 y 5% de finos (figuras 6.1 a 6.4 y anexo B,

figuras B.1 a B.8), las curvas granulométricas post-ensayo difieren en gran medida a las curvas

originales. En cambio, las probetas que poseían originalmente un 20% de finos (figuras 6.7 y

6.8), presentaron diferencias bastante menos significativas, entre las curvas analizadas, que los

ensayos con 0 y 5% de finos. Estas diferencias son comparables a las obtenidas en los ensayos

S-15-D y S-20-D (figuras 5.35 y 5.42), con 15 y 20% de finos respectivamente. Si se analizan

los resultados de los ensayos con un 30% de finos (figuras 6.9 a 6.12), se puede notar que la

diferencia entre las curvas estudiadas es muy pequeña. Los resultados del ensayo S-25-D

(figura 5.48), es aproximadamente, el punto medio de lo que pasa en los ensayos con 20 y 30%

de finos realizados por Moffat (2005).

Figura 6.1 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba T-0-25-D, 0% de finos, (Moffat 2005)

142

Figura 6.2 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba T-5-175-U, 5% de finos (Moffat 2005)

Figura 6.3 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba C-20-50-U, 20% de finos (Moffat 2005)

143

Figura 6.4 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba C-30-25-U, 30% de finos (Moffat 2005)

Moffat (2005) ensayaba las probetas hasta lograr la falla por inestabilidad interna en

todos los ensayos, salvo una, que no falló. Una vez que lograba la inestabilidad producto del

flujo de agua, tanto ascendente como descendente, mantenía un breve lapso de tiempo el agua

circulando con el flujo con el que se alcanzó el gradiente hidráulico crítico, el cual era

posteriormente bajado y anulado para realizar las pruebas post-ensayo. En el presente estudio,

se utilizó el mismo procedimiento, con la diferencia que al llegar al gradiente hidráulico crítico,

se mantuvo por algunos minutos el flujo de manera constante, el que luego se bajó para obtener

gradientes hidráulicos menores, de manera de que en el agua que salía de la probeta no se

presentara turbidez, y poder obtener conductividades hidráulicas post-falla.

Los datos obtenidos son tomados cuando el suelo ha alcanzado el gradiente hidráulico

crítico, y es sometido a esta condición durante tiempo un acotado y no como una condición

duradera. No existen datos de lo que sucedería si se mantuviera constante el flujo con que se

logra el gradiente hidráulico crítico, pero se estima que el suelo se erosionaría progresivamente

hasta llegar a diferenciar de forma clara las curvas granulométricas originales y de post-ensayo,

no importando el porcentaje de finos, pero en este caso donde se terminaba el flujo en un

tiempo aproximadamente constante se observó una diferenciación importante entre las curvas

granulométricas con un porcentaje de finos bajos (entre 0 y 10% de finos) y una baja

diferenciación en suelos con gran contenido de finos (entre 15 y 30% de finos).

144

Los análisis de estos resultados indican que la tasa de pérdida de la parte fina del suelo

(arenas y partículas finas), en suelos potencialmente inestables es mayor, mientras menor sea

el porcentaje de finos que posea el suelo originalmente, cuando la falla por flujo es alcanzada.

6.2.2 Comparaciones de curvas granulométricas

Aunque, en teoría, todas las graduaciones utilizadas para este estudio fueron diseñadas

para presentar falla, producto de la aplicación flujos de agua, los resultados obtenidos no dan

acorde a lo esperado. Esto es debido a que ni la graduación S-05 y S-10 presentaron fallas con

flujos descendentes, y S-10 presentó falla con flujo ascendente. Aún existe la duda de que la

graduación S-05 hubiese sido estable frente a flujos ascendentes, pero en principio queda

establecida la estabilidad de la graduación S-05.

Analizando las curvas granulométricas de las zona que presentaron falla de los ensayos

S-15-D y S-20-D, además de las muestras inferior y superior del ensayo S-10-A y

comparándolas con la curva de de la graduación original utilizada en el ensayo S-05-D, se

puede apreciar que todas son muy parecidas (ver figura 6.5). Se puede ver en la figura 6.6, el

análisis hecho del criterio geométrico H/F a todas las curvas. Podemos notar la gran diferencia

que existe entre la curva original de %5 de finos, la cual es potencialmente inestable según el

criterio de Kenney y Lau con (H/F)min=0.4, a diferencia de las otras curvas que según este

mismo criterio, aunque sean potencialmente inestables tienen valores mayores de (H/F)min y en

toda la curva son bastante más estables que la de 5%. Ese es el caso de las muestras superior

e inferior S-10-A que tienen un (H/F)min = 0.6, producido en F=12.5%, para luego tener valores

de H/F carcanos a 1 y de la muestra S-15-D, que tiene un (H/F)min = 0.9 a los F=12.5% y luego

toma valores de (H/F) mayores a 1. El caso de la muestra S-20-D es que se mantiene estable

en toda la curva.

Esto nos muestra la sensibilidad que tiene este criterio geométrico, que aplicando

pequeños cambios en la curva granulométrica, se pueden pasar de curvas potencialmente

inestables a otras que son estables. Además estos resultados nos revelan que, una vez

alcanzada la inestabilidad interna, la zona del suelo fallado tiende a tomar una curva

granulométrica más estable frente a la erosión interna provocada por un flujo de agua, y

parecida al suelo S-05. Quizás es por esta razón, que es suelo S-05 se mostró estable a la

erosión interna, cuando los criterios geométricos indicaban lo contrario.

145

Figura 6.5 Comparación curvas granulométricas

Figura 6.6 H/F de las curvas granulométricas comparadas

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 10 20 30 40 50 60 70 80

H [%

], fracción

que

pasa en

tre D y 4D

F[%], fraccion de masa que pasa por

S‐10‐A: muestra inferior

S‐10‐A: muestra superior

S‐15‐D: sector de falla muestra inferiorS‐20‐D‐R: sector de falla muestra intermediaS‐05‐D: original

H=F

146

6.3 Influencia hidromecánica en la inestabilidad interna

Moffat (2005), muestra que existen parámetros hidromecánicos que influencian el inicio

de la inestabilidad interna. Algunos de los parámetros hidromecánicos que definió son: la

dirección del flujo, velocidad del flujo, gradiente hidráulico y esfuerzo efectivo.

En el presente estudio, algunos de estos parámetros son analizados y corroborados, y

además es propuesto un nuevo parámetro, la aplicación de impulsos. También es propuesta

una variable del suelo que afecta el inicio de la inestabilidad interna

6.3.1 Gradientes hidráulicos locales

La magnitud de la fuerza filtración que se ejerce en la zona de falla depende del

gradiente hidráulico local que exista sobre la capa; mientras mayor sea el valor de este

gradiente, mayor es la fuerza que actúa sobre la capa de suelo y por ende sobre la parte fina

del suelo. Manteniendo el gradiente hidráulico constante se tiene que un cambio en el gradiente

hidráulico local, es debido a un cambio en la conductividad de la capa. Mientras mayor sea el

aumento del gradiente, mayor es la disminución relativa de la conductividad en la zona de

estudio.

La variación de los gradientes, han sido mostradas en el capítulo cinco. En general, al

momento de fallar la probeta, los gradientes hidráulicos de la capa afectada, y en las continuas,

sufren cambios significativos en su valor. Estos cambios son atribuidos a la movilización de la

fracción fina de la muestra al interior de ésta. Esta movilización de suelo disminuye el gradiente

local del sector desde donde parte la migración de partículas y hace aumentar el gradiente local

al sector donde llegan estas partículas.

Se le llama gradiente hidráulico crítico (icr), al valor del gradiente hidráulico local, desde

donde se inicia la migración de partículas, justo antes de producirse la falla. Esto se distingue

por una repentina bajada del gradiente hidráulico local. Los valores icr, son mostradas en la

tabla 5.1, junto con las zonas en que falla la probeta.

6.3.2

cual e

prome

apreci

funció

desce

10-A (

(con fl

la pro

16.6, r

falla y

hidráu

para e

propen

finos.

* el va

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iar en la fig

n del porcen

ndentes y 5

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lujos descen

beta S-20-D

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y llega a 19

ulico promed

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Figur

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s de iav para a

e de finos e

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y 10% de fi

ascendentes

ndente y 15%

D y S-20-D-R

ente y que f

9.5. Aquí pu

dio el mome

suelos, con

rimentar fall

ra 6.7 Gradien

arbitrario, se

ambos casos

en la muest

nidos de los

finos de la m

nestabilidad

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os de la mue

nos), no se

y 10% de f

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R vuelve a s

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uede notars

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nte hidráulico

le coloca es

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147

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nte (H/F)min=

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ya que no se

e laboratorio

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iente hidráu

en los ensay

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ilidad interna

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ta el gradien

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mo en el g

. Esto indica

5% de finos,

entes porce

de finos

manera el grá

ndencia,

idráulico

Se puede

(iavc) en

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uestra S-

o S-15-D

7.3, que

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gradiente

a de que

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áfico. Los

El gra

probet

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* el va

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con un grad

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de agua, qu

alor de 120 es

s de iav para a

6.8 muestra e

áulico crítico

entemente co

iente menor

ciente H/Fmin

e el suelo co

Figura 6.8 G

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ambos casos

el gradiente

para todos

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=0.4 y con 1

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Gradiente hidr

e le coloca es

es de 400, ya

148

hidráulico c

los casos e

anterior, la

os demás. E

15 porciento

porcentaje d

ráulico crítico

se valor para

a que no se ll

crítico (ic) en

estudiados c

figura 6.8 m

Esto corrobo

os de finos, e

de finos.

o versus porce

poder apreci

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entaje de fino

iar de mejor m

a

porcentaje d

a la zona 2

ensayo con

cios de que e

ceptible a la

os

manera el grá

de finos.

-3, de la

15% de

este tipo

falla por

áfico. Los

149

6.3.3 Esfuerzo efectivo En el estudio de la influencia del comienzo de la inestabilidad interna, el esfuerzo

efectivo juega un rol importante en el gradiente hidráulico crítico (Moffat 2002, 2005) (Li 2008).

Es por esta razón que es necesario determinar la variación que existe en el esfuerzo efectivo, a

través de la probeta.

En el permeámetro utilizado no fue posible mantener el esfuerzo vertical efectivo en la

superficie de la probeta de suelo durante la etapa de flujo de agua. Debido a esto, en el estado

hidrostático (i=o) y siendo aplicada la consolidación, existe un confinamiento (σ ) distinto al que

existe durante el ensayo (σ ), cuando se presenta el flujo (i≠0). En el estado hidrostático, el

esfuerzo vertical efectivo varía a través de la probeta, debido a la fricción ejercida por las

paredes del permeámetro, lo que determina un valor menor en el esfuerzo vertical efectivo en la

base σ . Idealmente en el estado de flujo, el esfuerzo vertical efectivo en la base σ ,

aumenta si existe flujo ascendente y disminuye si existe flujo descendente de manera

constante. En la figura 6.9 puede observarse lo que pasaría de forma ideal, en el caso

hidrostático y la figura 6.10, lo que pasa cuando existe flujo, para probetas, perfectamente

homogéneo.

Figura 6.9 Respuesta ideal del esfuerzo efectivo sin flujo

150

Figura 6.10 Respuesta ideal del esfuerzo efectivo bajo efecto de un flujo unidireccional

Los valores de σ y σ (ver tabla 6.1) son obtenidos de la celda de carga y los soportes

de carga (patas) instaladas en el permeámetro (registros de la patas ver en anexo C), y son

usadas para determinar el esfuerzo vertical efectivo en las posiciones de los otros transductores

(puertos), a través de la muestra. Según Moffat (2005), el esfuerzo vertical total puede

suponerse, de manera razonable, con una variación lineal a lo largo de la muestra. En base a

esto, el esfuerzo vertical total en la parte superior ( ) y en la base ( ), son calculados en base

a la medición de las presiones de poros (ver figuras anexo D y tabla 6.2) y de los esfuerzos

verticales efectivos conocidos en la parte superior y base. Luego, son calculados los esfuerzos

verticales totales en cada puerto ( ), donde son conocidos las presiones de poros, y con esto,

son calculados los esfuerzos verticales efectivos en cada puerto (σ )

La figura 6.11 muestra la deducción de la distribución de esfuerzos en el suelo tipo S-05

a lo largo de la probeta. El ensayo tiene una proporción σ /σ entre 0.43. El esfuerzo vertical

efectivo, en la zona superior tiene una disminución, la cual puede ser explicada, porque la zona

intermedia es la que toma toda la carga hidráulica, y por ende, la parte superior puede estar

“flotando” sobre la parte intermedia. Luego, la curva toma valores parecidos a la respuesta

idealizada, vista en la figura 6.10.

151

Figura 6.11 Esfuerzo vertical efectivo en el suelo tipo S-05

En la figura 6.12, se encuentra la deducción de la distribución del esfuerzo vertical

efectivo luego de la consolidación e inmediatamente antes del inicio de la inestabilidad interna

(pre-falla) para el suelo tipo S-10. Hay que recordar, que para el suelo tipo S-10, se hicieron dos

ensayos, de los cuales sólo uno falló de forma ascendente y el otro no presentó falla.

Puede apreciarse en la figura, que el ensayo S-10-D se asemeja a la idealización vista

en la figura 6.10, ya que σ se incrementó con el flujo. La baja de esfuerzo vertical efectivo en el

puerto 2, puede deberse a que la zona 1-2 presentó una conductividad hidráulica muy alta y el

gradiente hidráulico local en esa zona fue cercano a 0, o sea, esa área podría presentar algún

grado de “ebullición”. El ensayo S-10-A, puede asemejarse a los visto en la figura 6.10, ya que,

con el flujo ascendente, el σ σ . Se puede notar, cómo el esfuerzo disminuye desde la base

hasta el puerto 2, aumenta su esfuerzo en la zona 2-3, que es la parte que falla de la probeta,

para luego, nuevamente bajar en esfuerzo hasta llegar a la parte superior. Este tipo de suelos

tiene una proporción σ /σ entre 0.49 y 0.53

152


La figura 6.13 muestra la deducción del esfuerzo vertical efectivo a lo largo de la probeta

del suelo tipo S-15. Aquí puede apreciarse que σ σ por la pérdida de esfuerzo vertical

efectivo en la superficie, y que el cociente σ /σ tiene un valor de 45.8, el cual es bastante

menor al cociente σ /σ que es 0.87. Esto es muy parecido a la idealización propuesta, ya que,

con el comienzo del flujo descendente, el valor de σ aumentó comparativamente más que σ .

El parecido en los valores de σ no quiere decir que casi toda la probeta estaba, más o menos,

al mismo esfuerzo, o sea, que se incrementó el esfuerzo durante el ensayo producto de flujo

descendente, teniendo una magnitud parecida el roce que se tiene en las paredes.

Figura 6.13Esfuerzo vertical efectivo en el suelo tipo S-15

153

En la figura 6.14, se encuentra la deducción de la distribución del esfuerzo vertical

efectivo luego de la consolidación y la situación pre-falla para el suelo tipo S-20. Para estos

ensayos tenemos un coeficiente σ /σ entre 0.47 y 0.51. Puede notarse cómo el ensayo

S-20-D tiene menor esfuerzo vertical efectivo inicial que S-20-D-R, pero una vez iniciado el flujo,

y en la situación pre-falla, el esfuerzo aumenta en toda la probeta con respecto al otro ensayo.

Esto ocurre debido a que durante el ensayo S-20-D, se incrementa el confinamiento cada cierto

tiempo, a diferencia del otro ensayo. Aunque hay que destacar que, de todas maneras, para

ambos ensayos σ σ . El sector 2-3 es en el sector en que el esfuerzo vertical efectivo

aumenta en mayor medida, y donde se produce la falla.

Es importante resaltar, que ambos ensayos poseen un comportamiento parecido,

teniendo ambos condiciones semejantes, indicador de que la repetitibilidad del permeámetro es

aceptable.


En la figura 6.15 se deducen los esfuerzos verticales efectivos para el suelo tipo S-25.

Para este ensayo, se tiene un coeficiente σ /σ igual a 0.45. Los resultados, son parecidos a

los del suelo tipo S-20. Se tiene que, en la parte superior, la magnitud del esfuerzo que se

incrementa, debido al flujo, es parecido al roce que se produce en la pared del permeámetro, lo

que implica que σ σ . Además, el sector 2-3 es el que aumenta en mayor medida el esfuerzo

vertical, y es donde justamente se produce la falla.

154


La tabla 6.1, muestra los valores σ , σ , σ , σ , los coeficientes σ /σ , los valores de

gradientes hidráulicos promedios crtíticos, los gradientes hidráulicos críticos y las zonas de

inicio de la inestabilidad interna.

Etapa sin flujo Inicio de inestabilidad interna codigo σ σ

σ /σ Iav icr , Zona de σ σ

prueba [KPa] [KPa] inicio [kPa] [kPa]S‐05‐D 48 22.6 0.47 ‐ ‐ ‐ ‐ 48 398 S‐10‐D 47 23.0 0.49 ‐ ‐ ‐ ‐ 46 394 S‐10‐A 50.9 22.9 0.45 29 88 36 2‐3 54 4 S‐15‐D 49.8 23.4 0.47 7.3 5.9 29 2‐3 29 25 S‐20‐D 51.4 25.9 0.50 18.2 46 59 2‐3 43 74 S‐25‐D 58.5 23.1 0.40 19.5 63 41 2‐3 11.3 72 S‐20‐D‐R 67.5 31.4 0.47 16.6 43 40 2‐3 15.8 64

Tabla 6.1 Resumen esfuerzo vertical efectivo

La tabla 6.2, muestra parte de los datos de las presiones de poros, necesarios para

deducir los esfuerzos verticales efectivos

155

Inicio de inestabilidad interna código Presión de poros [kpa]prueba Puertos 1 2 3 4

S‐05‐D 451 452 11 10S‐10‐D 446.5 447 19 10S‐10‐A 6 8.7 93.2 99S‐15‐D 25.6 13 10.5 10.3S‐20‐D 65.3 55 14 10.1S‐25‐D 72 69 14.5 9.8S‐20‐D‐R 55 54 12 10

Tabla 6.2 Presiones de poros en la inestabilidad interna.

6.3.4 Dirección del flujo

El ensayo S-10-D, que inicialmente se le impuso un flujo descendente, no presentó

inestabilidad interna. Hay que recordar, que al no presentarse inestabilidad con flujo

descendente se decidió aplicar a la misma muestra, un flujo ascendente (ensayo denominado

S-10-A). Los resultados de este último ensayo son muy diferentes al anterior, debido a que se

logró lo inestabilidad interna en la muestra con un gradiente hidráulico promedio de 29, cuando

para el ensayo con flujo descendente se alcanzó un gradiente promedio cercano a 150, sin

lograr la falla.

Es por lo anterior, que se corrobora el hecho de que la dirección en el flujo del agua

influencia, de manera importante, el inicio de la inestabilidad interna debido a que la dirección

del flujo disminuye los esfuerzos efectivos dentro de la probeta (ver figura 6.12).

6.3.5 Envolventes hidromecánicos

Según Moffat (2005) y Li (2008), “las envolventes hidromecánicas son definidas al

graficar el gradiente hidráulico crítico (icr) con el esfuerzo vertical promedio de la capa afectada

(σ , )”. Según Moffat (2005), “las envolventes de fallas, generalmente, son lineales para cada

graduación, o sea, para una misma graduación a distintos estados tensiónales, existe una

relación lineal (en un rango σ ) entre icr y σ , ”. Esto refleja, que al incrementarse el esfuerzo

efectivo local, el gradiente hidráulico crítico también lo hace.

156

De acuerdo a lo mostrado por Moffat (2005), “las envolventes no son únicas para

cualquier suelo”, o sea, cada suelo tiene su propia envolvente. Idealmente, la envolvente se

tiene que trazar manualmente con una línea que se ajuste mejor a los puntos icr y σ , de

varios ensayos con el mismo tipo de suelo. Además, el autor dice que “la pendiente de la

envolvente hidromecánica se cree que depende parcialmente de las características

geométricas de cada material”.

Dado estas afirmaciones, la figura 6.16 muestra las envolventes hidromecánicas para

cada tipo de suelo. Hay que recordar que por lo general, sólo se tiene un ensayo para cada tipo

de suelo, con excepción de suelo tipo S-20, con el que se realizaron dos ensayos.

Independiente de que sean el mismo tipo de suelo, se graficarán en curvas separadas, para

comprobar el hecho de que si los impulsos, provocados por los aumentos constantes en el

confinamiento en el ensayo S-20-D, afectan en el inicio de la inestabilidad interna.

Figura 6.16 Envolvente de falla hidromecánica

La figura 6.17 muestra una variación de la envolvente de falla, realizada con el gradiente

hidráulico promedio justo antes de la falla, con el esfuerzo vertical efectivo promedio σ en el

mismo instante.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 10 20 30 40 50 60

Gradien

te hidráulico crítico ijk

Esfuerzo vertical efectivo σ'vm,jk [kPa]

S‐10‐A: i 2‐3

S‐15‐D: i 2‐3

S‐20‐D: i 2‐3

S‐20‐D‐R: i 2‐3

S‐25‐D: i 2‐3

S‐10‐A

S‐15‐D

S‐20‐D

S‐20‐D‐R

S‐25‐D

157

Figura 6.17 Variación de la envolvente de falla hidrodinámica

De los resultados de la figura 6.16podemos realizar una lista ordenada por ensayo,

desde el más estable al más inestable, obteniendo el siguiente orden:

S-05-D > S-10-A > S-25-D > S-20-D-R >S-20-D > S-15-D.

Con estos resultados, podemos corroborar lo visto en el punto 6.6.3, donde se ve que el suelo

con un 5% de finos es estable (al menos con flujo descendente), el de 10% es inestable con

flujo ascendente, para luego llegar a la mayor susceptibilidad a la erosión interna con 15% de

finos, donde se genera un punto de inflexión y desde el cual comienza, a medida que sube el

porcentaje de finos, a subir la resistencia a la inestabilidad interna por flujo de agua (al menos

hasta un 25%).

De los resultados de la figura 6.17, podemos decir que la lista desde la estabilidad

interna se mantiene sin variación. Claramente, el ensayo más estable es el S-10-A y el menos

estable es el S-15-D, aunque en este caso, su inestabilidad es mucho más notoria que antes.

En la parte media de la lista quedan los otros tres ensayos, que aunque están más cerca los

valores de unos con otros, pueden distinguirse claramente los resultados.

0

5

10

15

20

25

30

0 10 20 30 40 50 60

Gradien

te hidráulico prom

edio iav

Esfuerzo vertical efectivo σ'vm [kPa]

S‐10‐A

S‐15‐D

S‐20‐D

S‐20‐D‐R

S‐25‐D

S‐10‐A

S‐15‐D

S‐20‐D

S‐20‐D‐R

S‐25‐D

158

6.3.6 Influencia de la aplicación de impulso de carga vertical

Debido a que el sistema que se utilizaba para aplicar el confinamiento no lo mantenía

constante, durante el transcurso de los ensayos, se debía aumentar constantemente el

confinamiento sobre la probeta, lo que significa finalmente, la aplicación de un impulso de carga

vertical durante el ensayo. Debido a que en el ensayo S-20-D, la inestabilidad por flujo de agua

se logró justo en el momento en que se aplicaba un impulso, la teoría de que, al menos un

impulso pueda influenciar el comienzo de la inestabilidad interna tomó fuerza, y es por este

motivo, por el que se decidió que el ensayo de repetición se realizara con este tipo de suelo.

Los resultados de las figuras 6.18 y 6.19 muestran al ensayo S-20-D-R menos

susceptible al inicio de la inestabilidad interna que el S-20-D. Hay que recordar que el S-20-D-R

disminuyó la cantidad y magnitud de impulsos durante el ensayo, aunque se tuvo que aplicar

uno, cuando el confinamiento estaba muy bajo y se demostró que no influyó en el inicio de la

inestabilidad interna. En cambio el S-20-D, se le aplicaron impulsos a lo largo de todo el ensayo

(ver figura 5.39).

Aunque los gradientes hidráulicos promedios críticos como gradiente local crítico, son un

poco mayores en el ensayo S-20-D que en el S-20-D-R, tanto el confinamiento (ver figura 6.18 y

6.19) como los estados tensiónales en el primero son bastante mayores, lo que implica que

debiese existir una diferencia mayor entre los valores de los gradientes, entre el ensayo S-20-D

y S-20-D-R, para que ambos sigan el mismo camino hidromecánico (ver figura 6.16). Esto nos

hace pensar que la aplicación de impulsos influencia levemente a que se produzca la

inestabilidad interna, ya que según la figura 6.16 y 6.17 el primer ensayo es más inestable que

el segundo. Lo que no se puede asegurar, es que la mayor susceptibilidad se produce debido a

la aplicación periódica de impulsos o la aplicación de un impulso en un momento determinado.

Aunque los resultados del ensayo S-25-D, en donde se observaron impulsos continuamente

que no influenciaron el inicio de la inestabilidad interna (ver figura 5.46), indican que la mayor

susceptibilidad viene dada por la aplicación del impulso en un momento preciso, ya que este

ensayo se vio que era bastante más resistente que el S-20-D-R. Si la susceptibilidad fuese dada

por la aplicación periódica de impulsos, la variable de la cantidad de porcentaje de finos que

posea la muestra es más importante que la aplicación de impulsos, ya que en el ensayo S-25-D

se le aplicó mayor cantidad de impulsos que al S-20-D-R, y aún así, es menos susceptible a la

erosión interna.

159

Figura 6.18 Gradientes hidráulicos promedio críticos versus confinamiento superior

Figura 6.19 Gradientes hidráulicos críticos versus confinamiento superior

Dado los resultados de los análisis del laboratorio, se plantea la posibilidad cierta de que

impulsos pueden afectar la inestabilidad interna, aunque no se puede asegurar si la mayor

susceptibilidad a la inestabilidad se produjo por la acción de un impulso o por su aplicación

continua.

0

5

10

15

20

25

30

35

0 10 20 30 40 50 60

Gradien

te Hidráulico Prom

edio Crítico i

av

Confinamiento superior [kpa]

S‐20‐D‐R

S‐25‐D

S‐15‐D

S‐20‐D

S‐10‐A

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 10 20 30 40 50 60

Gradien

te Hidráulico Crítico i cr

Confinamiento superior [kpa]

S‐20‐D‐R

S‐25‐D

S‐15‐D

S‐20‐D

S‐10‐A

160

7 Conclusiones y recomendaciones

7.1 Conclusiones

En el presente estudio, se analizó la inestabilidad interna en suelos ampliamente

graduados. El inicio de la inestabilidad interna es gobernado por una combinación del esfuerzo

efectivo y el gradiente hidráulico crítico (Moffat 2002, 2005 y Li 2008), e influenciado la forma

de la curva granulométrica y por otros factores tratados más adelante. Los criterios geométricos

se utilizan para analizar si un suelo es potencialmente inestable al flujo de agua, y en este

estudio se utilizó principalmente el criterio de Kenney y Lau (1984, 1985) y como apoyo el

criterio de Kezdi (1969). Se utilizó el concepto de envolventes hidromecánicas propuestas por

Moffat (2005), sumando nuevos datos para la mejor comprensión de esta técnica y analizando,

a través de ella, los distintos factores que influencian estas envolventes hidromecánicas.

De los resultados obtenidos a través de la realización de siete ensayos con cinco suelos

de distinto tipo, se puede concluir que:

• Aún cuando, las depositaciones no se realizaron con la ya probada técnica de slurry

mixing (Moffat 2005), la técnica utilizada para depositar de forma discreta los cinco

diferentes suelos, ampliamente graduados, fue satisfactoria.

• Se ratifica que la dirección del flujo es un factor relevante para el inicio de la

inestabilidad interna dado que cambia los estados tensionales del suelo ensayado.

• Se comprueba que la medición de presiones de poros, a lo largo de la probeta, es

necesaria para medir los gradientes hidráulicos locales y, de esta manera, establecer el

inicio de la inestabilidad interna y el sector de la muestra que falla. Sin la existencia de

gradientes hidráulicos locales, la determinación del momento en que se inicia la falla,

hubiese resultado incierta.

• La realización de los ensayos, a través de múltiples etapas de flujos de agua con los

cuales se iban incrementando los gradientes hidráulicos hasta llevar a la probeta a la

falla, fue realizado con éxito, logrando obtener de manera apropiada los datos de la

conductividad hidráulica, deformación axial, esfuerzo vertical efectivo, en la base como

en la parte superior y, gradientes hidráulicos.

161

• El inicio de la inestabilidad interna (suffosion), es establecida de manera satisfactoria,

gracias a los cambios bruscos vistos en los valores de los gradientes hidráulicos locales

a través del tiempo, a la observación del grado de turbidez del agua que salía del

ensayo y ratificada por los cambios en la permeabilidad del suelo.

• En suelos potencialmente inestables el volumen de la probeta afectada por erosión

interna es mayor, mientras menor es el porcentaje de finos que posea la muestra de

suelo (para un tiempo semejante y acotado de flujo después de que se produzco la

falla).

• Se corrobora que el gradiente hidráulico local es uno de los parámetros más importantes

que define el inicio de la inestabilidad interna. Se corrobora además, que el esfuerzo

efectivo es otro de los parámetros relevantes para el comienzo de la falla por flujo, y que

una combinación de ambos parámetros condicionan el inicio de la inestabilidad interna.

• Preliminarmente se sugiere que existe un porcentaje de finos presente en el suelo, para

suelos con coeficientes (H/F)min=0.4, para el cual, la susceptibilidad a la inestabilidad

interna se maximiza. Este porcentaje de partículas finas ronda el 15%. Para extender

esta suposición, se requieren estudios que realicen una nueva batería de ensayos

manteniendo (H/F)min sin variación y cambiando el porcentaje de finos.

• Se demuestra, que con porcentajes de finos menores al 15%, el suelo tiende a presentar

mayor estabilidad que con suelos con un porcentaje de finos mayor a 15%, para suelos

con coeficiente (H/F)min=0.4.

De investigaciones anteriores, son establecidas las envolventes hidromecánicas a través

de graficar icr con σ . En el presente estudio se asume que cada límite hidromecánico es único

para cada tipo de suelo y que de ellos se puede determinar la susceptibilidad de un suelo a la

erosión interna. En base a esto, se concluye y corrobora lo siguiente:

• Se confirma el hecho de que para suelos con coeficientes (H/F)min=0.4, existe un

porcentaje de finos en que la evolvente hidromecánica posee la menor pendiente. Este

porcentaje es 15%. Además, suelos con porcentajes menores a 15% presentan mayor

162

estabilidad frente a un flujo de agua, que los que tienen mayor porcentaje de finos a un

valor (H/F)min=0.4.

• Preliminarmente se sugiere que la aplicación de impulso sobre el suelo, mientras es

aplicado un flujo de agua, hace levemente más susceptible al suelo a la inestabilidad

interna. Lo que no se pudo establecer con claridad es si la susceptibilidad viene dada

por la aplicación periódica de impulsos o por la aplicación de un impulso en el momento

preciso.

7.2 Recomendaciones

7.2.1 Recomendaciones para mejorar el equipo

Como se vio durante la ejecución de los ensayos, el equipo tiene ciertas deficiencias que

se considera deben ser mejoradas con el objetivo de mejorar la precisión y calidad de los datos.

Los cambios recomendados se resumen en:

• Incorporación de al menos 1 puerto adicional para la medición de presiones de poros en

la probeta, por sobre los 4 que ya existen.

• La incorporación de un sistema de carga que sea capaz de mantener constante la carga

vertical superior aplicada sobre la muestra.

• El cambio del tipo de pared del permeámetro, que es de acero, por una transparente,

para que se pueda observar lo que sucede en la parte externa de la muestra.

163

7.2.2 Recomendaciones para estudios futuros

Para futuros estudios sobre inestabilidad interna en suelos, es recomendable que se

estudie:

• La influencia del porcentaje de finos inicial en suelos potencialmente inestables frente a

flujos de agua, que mantenga el valor de H/Fmin constante y distinto a 0.4, para

corroborar lo encontrado en el presente estudio.

• La influencia de la aplicación de impulsos contra el suelo, sobre la estabilidad interna en

suelos potencialmente inestables.

164

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ANEXO A

ANALISIS FORENSE DE LOS SUELOS POST-ENSAYO

A.1 Ensayo S-05-D

Figura A.1 Capa Superior muestra S-05-D, a 24 cm de la base

Figura A.2 Capa intermedia muestras S-05-D, a 18.5 cm de la base

Figura A.2 Capa intermedia muestras S-05-D, a 4.5 cm de la base

Figura A.4 Detalle de la zona con menor contenido de fino capa inferior muestra S-05-D

A.2 Ensayo S-10-A

Figura A.5 Capa superior muestra S-10-A, en la superficie de la muestra

Figura A.6 Detalle de zonas falladas capa superior muestra S-10-A

Figura A.7 Capa intermedia muestra S-10-A, a 16 cm de la base

Figura A.8 Detalle de zonas falladas capa intermedia muestra S-10-A

Figura A.9 Capa inferior muestra S-10-A, a 5.2 cm de la base

Figura A.10 Detalle de zonas falladas capa inferior muestra S-10-A

A.3 Ensayo S-15-D

Figura A.11 Capa superior muestra S-15-D, a 28.5 cm de la base

Figura A.12 Detalle de zonas falladas capa superior muestra S-15-D

Figura A.13 Capa intermedia muestra S-15-D, a 15 cm de la base

Figura A.14 Detalle de zonas falladas capa intermedia muestra S-15-D

Figura A.15 Capa inferior muestra S-15-D, a 6 cm de la base

Figura A.16 Detalle de zonas falladas capa inferior muestra S-15-D

A.3 Ensayo S-20-D

Figura A.17 Capa superior muestra S-20-D, a 22.5 cm de la base


Figura A.19 Capa intermedia muestra S-20-D, a 12.5 cm de la base


Figura A.21 Capa inferior muestra S-20-D, a 4.5 cm de la base


A.4 Ensayo S-25-D

Figura A.23 Capa superior muestra S-25-D, a los 21.5 cm de la base


Figura A.25 Capa intermedia muestra S-25-D, a 13 cm de la base


Figura A.27 Capa inferior muestra S-25-D, a 5.5 cm de la base


A.5 Ensayo S-20-D-R

Figura A.29 Capa superior muestra S-20-D-R, a 22.5 cm de la base

Figura A.30 Detalle de zonas falladas capa superior muestra S-20-D-R

Figura A.31 Capa intermedia muestra S-20-D-R, a 12.5 cm de la base

Figura A.32 Detalle de zonas falladas capa intermedia muestra S-20-D-R

Figura A.33 Capa inferior muestra S-20-D-R, a 4.5 cm de la base

Figura A.34 Detalle de zonas falladas capa inferior muestra S-20-D-R

ANEXO B

CURVAS GRANULOMETRICAS POST-ENSAYO MOFFAT (2005)

Figura B.1 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba T-0-100-D, 0% de finos (Moffat

2005)

Figura B.2 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba T-0-175-D, 0% de finos (Moffat

2005)

Figura B.3 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba T-5-50-D(R), 5% de finos (Moffat

2005)

Figura B.4 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba T-5-30-U, 5% de (Moffat 2005)

Figura B.5 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba C-20-85-U, 20% de finos (Moffat

2005)


2005)


2005)

Figura B.8 Curvas granulométricas pre y post ensayo, prueba C-30-100-U, 30% de finos

(Moffat 2005)

ANEXO C

GRAFICOS ESFUERZOS VERTICALES EFECTIVOS EN LA BASE

Al momento de mejorar el equipo, se pensó en la instrumentalización de 3

soportes (patas) capaces de medir y registrar la carga que se tenía en la base de la

muestra sometida a carga vertical y a flujos de agua, tanto ascendente como

descendentes.

Durante la instrumentalización, las 3 patas se dejaron calibradas y operativas,

pero durante el proceso del primer ensayo, la pata 3 se descalibró, no pudiendo

calibrarla nuevamente, y por lo tanto, no se utilizó al momento de analizar los datos.

Los datos que se entregan en el presente estudio, son los promedios que se obtienen

de los datos registrados tanto de la pata 1 como la pata 2.

C.1 Ensayo S-05-D

Figura C.1 Esfuerzo vertical efectivo en la base de la muestra S-05-D

C.2 Ensayo S-10-D


C.3 Ensayo S-10-A

Figura C.3 Esfuerzo vertical efectivo en la base de la muestra S-10-A

*indica comienzo de la inestabilidad interna

C.4 Ensayo S-15-D



C.5 Ensayo S-20-D



C.6 Ensayo S-25-D



C.7 Ensayo S-20-D-R

Figura C.7 Esfuerzo vertical efectivo en la base de la muestra S-20-D-R


ANEXO D

GRAFICOS DE PRESIONES DE POROS A TRAVES DE LA MUESTRA

A continuación, se presentan las presiones de poros registradas a lo largo de la

probeta durante los ensayos

D.1 Ensayo S-05-D

Figura D.1 Presiones de poros a lo largo de la muestra S-05-D

D.2 Ensayo S-10-D


D.3 Ensayo S-10-A

Figura D.3 Presiones de poros a lo largo de la muestra S-10-A

D.4 Ensayo S-15-D


D.5 Ensayo S-20-D


D.6 Ensayo S-25-D


D.7 Ensayo S-25-D

Figura D.7 Presiones de poros a lo largo de la muestra S-20-D-R

Documents

UNIVERSIDAD DE CHILE FACULTAD DE CIENCIAS FÍSICAS Y ...repositorio.uchile.cl/tesis/uchile/2010/cf-ortuzar_mb/pdfAmont/cf-ortuzar_mb.pdfmemoria para optar al titulo de ingeniero civil